第十一章CFB鍋爐部件磨損及防磨

1、第十一章 CFB 鍋爐部件磨損與防磨269第十一章第十一章 CFB 鍋爐部件磨損與防磨鍋爐部件磨損與防磨CFB 鍋爐固體顆粒對受熱面的磨損是影響 CFB 鍋爐經(jīng)濟運行和進一步發(fā)展的關鍵問題。鍋爐的磨損與固體物料的濃度、速度、顆粒特性以及流道的幾何形狀等密切相關，要解決好磨損問題需從鍋爐部件的結構設計、防磨材料的選擇、爐內耐磨耐火材料設計、施工工藝以及鍋爐的運行與維護方面進行研究與改進，總結經(jīng)驗，制定出相應的規(guī)范才行。與煤粉爐一樣，在對流受熱面(分離器出口以后)區(qū)域，防磨機理和措施完全可以借鑒煤粉爐中的大量的經(jīng)驗，因此本文主要討論主循環(huán)回路的磨損問題。11.1 CFB 鍋爐的磨損鍋爐的磨損在循環(huán)

2、流化床鍋爐中，有許多部件工作在高溫、高固體顆粒不斷沖刷環(huán)境下，雖然已采取了一些防磨損措施，但循環(huán)流化床鍋爐的運行結果表明,鍋爐設備的磨損仍是十分嚴重的，經(jīng)常由于磨損問題造成停爐。由于循環(huán)流化床鍋爐水冷壁管受到爐膛中氣固兩相流的沖刷，磨損嚴重，是引起水冷壁管爆管的主要原因，因此如何從防磨損機理出發(fā)，采取進一步的防磨損措施，對循環(huán)流化床鍋爐的推廣應用和穩(wěn)定運行是一個十分現(xiàn)實又重要的問題。11.1.1 CFB 鍋爐的磨損機理鍋爐的磨損機理水冷壁管磨損是 CFB 鍋爐中與材料有關的最嚴重的問題。爐內水冷壁管磨損主要可分為四種情形，如圖 11-1 所示：水冷壁管耐火材料過渡區(qū)域的磨損、爐膛角落區(qū)域水冷壁

3、磨損、不規(guī)則區(qū)域管壁的磨損和一般水冷壁管的均勻磨損。如前所述，在循環(huán)流化床鍋爐中,爐膛的上部稀相區(qū)是快速床，在一定條件下，稀相區(qū)的顆粒發(fā)生團聚，細顆粒聚集成大顆粒團后，顆粒團重量增加，自由沉降速度提高，一旦大于流化速度，顆粒團不是被吹上去而是逆著氣流向下運動。下降過程中，被上升的氣流打散成細顆粒，再被氣流帶動向上運動，又再聚集成顆粒團，再沉降下來。這種顆粒團不斷聚集、下沉、吹散、上升又聚集形成的物理過程，使循環(huán)流化床內氣固兩相間發(fā)生強烈的熱量和質量交換。由于顆粒團的沉降和邊壁效應，循環(huán)流化床內氣固流動形成靠近爐壁處很濃的顆粒團以旋轉狀向下運動，爐膛中心則是相對較稀的氣固兩相向上運動，產(chǎn)生一個強

4、烈的爐內循環(huán)運動，大大強化了爐內傳熱和傳質過程，有效地延長1耐火材料過渡區(qū)； 2角落區(qū)域；3不規(guī)則區(qū)域； 4一般水冷壁管圖圖 11-1CFB 中水冷壁主要磨損區(qū)中水冷壁主要磨損區(qū)第十一章 CFB 鍋爐部件磨損與防磨270了包括焦炭顆粒在內的固體物料的停留時間，并保證了整個爐膛內縱向及橫向都具有十分均勻的溫度場。這一爐內物料顆粒在水冷壁附近下降流動的形態(tài)，導致了在垂直水冷壁的表面存在著潛在的磨損的可能，尤其是垂直面的凸起或凹進，必然導致磨損的發(fā)生。典型的是收縮的密相區(qū)的耐火材料與上部垂直水冷壁的交界處。耐火材料過渡區(qū)的氣固兩相流流場如圖11-2 所示。耐火材料過渡區(qū)磨損原因有兩個，一是在過渡區(qū)域

5、內由于沿壁面下流的固體物料與爐內向上運動的固體物料運動方向相反，因而在局部產(chǎn)生渦流。渦流方向主要決定于氣流的方向，磨損坑的形狀表明氣流是從下向上磨損的。二是沿爐膛壁面下流的固體物料在交界區(qū)域產(chǎn)生流動方向的改變，產(chǎn)生對水冷壁管的沖刷。循環(huán)流化床鍋爐爐膛內部存在著大量的床料內循環(huán)，延長了煤粒的爐膛內停留時間。內循環(huán)粒子流多為貼壁粒子流，其循環(huán)量要比外循環(huán)量大得多。爐膛近壁區(qū)物料濃度較高，在水平方向上，物料濃度的分布是中間低、近壁區(qū)高，見圖 11-3。在兩面墻組成的角部，流動發(fā)生疊加，出現(xiàn)了角部濃度更高的現(xiàn)象，這是角部磨損嚴重的物理基礎。不規(guī)則管壁包括穿墻管、爐墻開孔處的彎管、管壁上焊縫、管壁間的鰭

6、片、焊縫不平整以及有關安裝剩余的鐵件等。即使很小的幾何尺寸不規(guī)則也會造成局部的嚴重磨損。爐膛部分設有人孔門、觀火孔等圓孔處也是易磨損的部件之一。測爐溫時，爐內插入足夠深的熱電偶也會對局部顆粒和流動特性造成較大影響，造成附近水冷壁管的磨損。在各種孔的周圍，由于貼壁處的顆粒向下流動，與上升氣流作用，導致受熱面下部的磨損嚴重，如圖 11-4 所示。從目前運行的循環(huán)流化床鍋爐看，一般水冷壁管的磨損雖然普遍存在，停爐檢查時也發(fā)現(xiàn)管壁被磨損得光亮，但磨損速度較小，為均勻磨損，基本上不會危及受熱面的安全。在上述四類磨損中，前兩類是主要的。 下降顆粒流 主氣流 近壁 氣流 磨損處 耐火 材料 水 冷 壁 管

7、圖圖11-2水冷壁管水冷壁管耐火材料耐火材料過渡過渡區(qū)域的磨損區(qū)域的磨損爐膛寬度/深度 物料懸浮濃度 圖圖11-3燃燒室燃燒室近壁區(qū)物料濃度分布示意圖近壁區(qū)物料濃度分布示意圖圖圖11-4不規(guī)則區(qū)域管壁的磨損情況不規(guī)則區(qū)域管壁的磨損情況第十一章 CFB 鍋爐部件磨損與防磨271循環(huán)流化床鍋爐內的爐膛水冷壁管的磨損過程是十分復雜的。在循環(huán)流化床鍋爐中，煙氣中顆粒對受熱面撞擊產(chǎn)生的磨損，與煤粉鍋爐尾部受熱面的沖刷磨損相類似。這種磨損的形式大致可以分為兩類：一類是在碰撞過程中由于材料的反復變形引起的疲勞磨損，另一類是材料在自由運動的顆粒的切削作用下引起的破壞，稱為鑿削式磨損。磨損的程度與顆粒的沖擊角度

8、有很大的關系。沖擊角為 90o沒有鑿削式磨損，僅是疲勞磨損，磨損很輕微；當沖擊角度為 20o 50o時，磨損最嚴重。一般而言，循環(huán)流化床鍋爐中的疲勞磨損非常小，主要是鑿削式磨損。循環(huán)流化床鍋爐本身的特性決定了氣固兩相流動于受熱面的作用是必然存在的。較大的物料濃度是鍋爐性能的基本要求，是燃燒、傳熱和脫硫的必要條件。在兩相流動中，絕大部分顆粒與受熱面表面的相對速度比較慢，與受熱面接觸的顆粒，無論是上升流還是下降流，通常速度在 2m/s 以下，這些顆粒的磨損非常小，主要是產(chǎn)生均勻磨損。但是當與受熱面接觸的顆粒受到其他來自于主流區(qū)的顆?；蛘邭饬鞯淖饔?，可能會迅速改變方向，成為磨損介質，這就是所謂的三體

9、磨損。循環(huán)流化床實際上還是依賴于氣泡的生成與碎裂，才能形成揚析夾帶，而氣泡的碎裂會以高達數(shù)十米的速度將顆粒拋向上部空間6，而這些顆粒的方向是不規(guī)則的，這是產(chǎn)生改變與受熱面直接接觸的顆粒的方向的重要動力之一。當然，爐內局部射流，包括給料射流（燃料和脫硫劑）、固體物料回送口射流、布風板風帽的空氣射流、二次風射流等，射流卷吸的床料對射流口附近的受熱面形成直接的沖刷而造成磨損。制造、安裝、維護等，在受熱面表面造成的幾何不規(guī)則形狀，也能造成磨損。因此，水冷壁管子的磨損，與受熱面及爐膛形狀有關，還取決于灰顆粒的物理性質。這些磨損的動力，歸根到底來源于流化速度。因此影響循環(huán)流化床鍋爐受熱面磨損的因素較多。水

10、冷壁管的磨損與床內顆粒的硬度有關，且與被磨材料的硬度和顆粒的硬度比值也有關。當顆粒硬度接近或高于被磨材料時，磨損率會迅速增加。相對比較年輕的煤的灰分，其硬度比較小，比較軟，磨損就比較低。國外大量的燒褐煤的循環(huán)流化床鍋爐，甚至沒有采取防磨措施，磨損也比較輕微。同樣的設計，在燃燒我國的硬煤時，出現(xiàn)的磨損就比較嚴重，就是這個原因。在運行中，床料不斷循環(huán)，較軟的物料會逐漸被磨損掉，只有那些性質穩(wěn)定也就是硬度比較大不易損耗的顆粒累積下來，其硬度大大高于新鮮床料。除燃料外，床料粒徑、濃度與其磨損能力也有密切關系，也直接關系到受熱面磨損狀況。當床料直徑很小時，受熱面所受的沖蝕磨損較??；隨著床料直徑的增大，磨

11、損量隨之增大，當床料直徑大到臨界值后(經(jīng)驗值為 0.1mm)，磨損量變化很小或幾乎不變，對于這種現(xiàn)象，可以認為在相同的顆粒濃度下，顆粒直徑越大，單位體積內顆粒數(shù)就越少，雖然大顆粒沖刷管壁的磨損能力較大，但由于沖刷管壁的總顆粒數(shù)下降，故材料的磨損量仍變化不大。第十一章 CFB 鍋爐部件磨損與防磨272床料成分不同，其破碎性、硬度就不同，磨損特性也不同。床料主要成分為Ca、Si、Al、S 等，含 Si 和 Al 成分較高的床料比含 Ca 和 S 較高的床料對受熱面磨損性更強。循環(huán)流化床鍋爐運行床溫直接影響著煙氣的溫度和受熱面的溫度，當運行床溫升高時，煙氣溫度和受熱面的溫度隨之升高；反之亦然。雖然循

12、環(huán)流化床鍋爐床溫的變化范圍不大，但隨溫度的提高，床料顆粒的硬度和磨損性下降，在一定程度上可以降低磨損。如前所述，磨損與灰粒的硬度、形狀等表面因素有關。磨損還與灰粒的撞擊頻率即灰濃度 Cp成正比。ACp(11-1)磨損的過程，是需要消耗能量的，這個能量的來源是氣流提供給顆粒的。機械切削理論告訴我們，顆粒的剝離量正比與單位面積上提供的能量。而能量與其速度的平方成正比：Aup2(11-2)與此同時，能量又正比與其顆粒質量：Ad3p(11-3)16反比與能量的作用面積。作用面積可以利用顆粒表面來表征：A(11-4)21d盡管煙氣速度與顆粒速度是不等的，但是顆粒的速度嚴重依賴于氣流速度，可以氣流速度作為

13、顆粒速度的表征量，在一定范圍內，以線性形式表示：up=k u (11-5)則磨損量可以表示為： (11-6)2ppAK ud C (11-7)2p()AKkud C式中 A磨損量，kg/(m2s)；u流化速度，m/s；d物料直徑，m；Cp循環(huán)物料的濃度，kg/m3；K包含物料性質的系數(shù)。由式(11-6)可知，磨損的降低可以通過減小物料的磨損性能如硬度、形狀等、減小局部的第十一章 CFB 鍋爐部件磨損與防磨273顆粒流速、減小顆粒直徑、或者降低物料的空間濃度等來實現(xiàn)。在實際循環(huán)流化床鍋爐中，一般為了滿足物料循環(huán)的平衡要求，物料顆粒的磨損性能如硬度應該強一些為好，這與受熱面的磨損的預防是矛盾的；同

14、時，物料的性質一般來說是不可變的，是由燃料的性質和脫硫的石灰石的性質決定的。這可以在設計時考慮。顆粒的粒徑和濃度取決于物料的性質和物料平衡系統(tǒng)的部件性能，并且受制于鍋爐整體性能的要求，運行中也是不可變參數(shù)，是由設計決定的。歷史上曾經(jīng)出現(xiàn)過濃度過高磨損嚴重的問題。事實上，爐膛中的灰濃度只要滿足傳熱和燃燒的最低需要就可以了。對于局部磨損，可以采用消除局部流速的方法。因為局部磨損主要是氣流的不均勻和局部渦流產(chǎn)生的，所以消除或者躲避渦流是根本的處理方法。因此設計中要合理選擇流化速度。因此，可以總結出影響磨損的主要因素有：煙氣流速、物料濃度、顆粒撞擊可能性、灰粒磨損特性、爐內流場、受熱面及內襯的材質等。

15、根據(jù)這些磨損的機理和主要影響因素，可以在設計中采取相應的措施，避免或減小磨損。11.1.2 鍋爐部件的結構設計防磨措施鍋爐部件的結構設計防磨措施因此，針對循環(huán)流化床鍋爐水冷壁管的磨損原因，可以在設計中合理選擇流化速度，還要針對磨損的局部渦流采取主動或者被動的防磨措施。主動防磨是破壞產(chǎn)生磨損的渦流，改變流場結構，或者將受熱面躲避渦流區(qū)布置；被動防磨是在易磨部位增加管子的壁厚或者加設護瓦、金屬噴涂等。通常這兩種措施結合使用，并且根據(jù)不同部位的具體情況有所區(qū)別。對于水冷壁管耐火材料過渡區(qū)域的磨損，一種方法是破壞旋流，典型的是切渦片結構，見圖 11-5。由于該方法是從根本上消除產(chǎn)生磨損的旋渦，因此防磨

16、效果非常明顯。切渦片結構的設計應根據(jù)受熱面的結構和氣流方向確定，因此不同的受熱面結構和不同的爐膛下部收縮段結構，切渦片的布置和形狀不同。另外，其使用效果與流化速度密切相關。另一種方法是承認旋流的客觀存在，但是受熱面管子布置躲避旋流產(chǎn)生處，典型的是讓管結構，見圖 11-6(a)。沿著收縮段耐火材料的角度流動的上升氣流決定了旋渦的大小，因此應該按著氣流的流速和方向進行計算，來確定讓管的結構。實踐表明，合理的讓管結構的防磨效果是非常有效的，在沒有任何其它措施的條件下，最長時間運行已經(jīng)達到了十年。但是，讓管的防磨效果嚴重依賴于鍋爐的流化速度和收縮段結構，因此設計非常困難。因此人們試圖采用更為簡單的被動

17、防磨結構，加設防磨蓋瓦、在管子上噴涂金屬。防磨蓋瓦結構的問題是受熱的不均勻性導致蓋瓦變形，從而影響防磨效果。金屬1-水冷壁管；2-切渦片；3-膜式壁鰭片圖圖 11-5切渦片防磨結構示意圖切渦片防磨結構示意圖第十一章 CFB 鍋爐部件磨損與防磨274噴涂，無論是冷噴涂還是熱噴涂，最終都存在噴涂材料與受熱面的階梯，而將下部的磨損上移。如果上移高度很高，氣流的方向更接近于平行于受熱面，則磨損可以減輕。然而，由于金屬噴涂后，再次修復比較困難，近年來金屬噴涂的使用受到質疑。但是，在延長管子防磨壽命方面，高強度金屬蓋瓦和金屬噴涂，都有積極的效果。將垂直段的耐火材料與垂直段的管子平齊，見圖 11-6(b)，

18、使旋渦形成于耐火材料區(qū)域，這一設計思想是比較好的，但是工藝上比較難以實現(xiàn)。主要是耐火材料的上部平齊處，應力過于集中，無法固定，不得不采用金屬噴涂過渡，又回到了金屬噴涂的問題。 (a) (b) (c) (d)1水冷壁管；2顆粒流；3-旋渦；4-上升氣流；5-耐火材料；6-積灰層；7-防磨梁圖圖11-6切渦片防磨結構示意圖切渦片防磨結構示意圖(a)讓管；(b)變形踢出管；(c)軟著陸；(d)防磨梁人們又提出了軟著陸的思想。水冷壁和耐火材料的交界處，不再采用原來耐火材料斜坡平滑過渡的結構，而是將耐火材料伸出，形成耐火材料平臺，運行中爐內物料在平臺上自然堆積成一角度，形成軟著陸區(qū)，見圖 11-6(c)

19、，承受貼壁面下行物料的沖刷，對此處水冷壁管、護板以及耐火材料都起到了一定的保護作用。其問題是將磨損點上移了一段高度。與此相似的還有防磨梁結構，見圖 11-6(d)。對于爐膛角落區(qū)域水冷壁管的磨損，最有效的防磨措施是將角落的鰭片焊上銷釘，澆注上耐火耐磨材料，運行效果較好。不規(guī)則水冷壁管的磨損和爆管僅次于爐膛下部耐火材料與水冷壁管過渡區(qū)域壁管的磨損和爆管。由于壓力測孔、人孔等處的水冷壁管不規(guī)則，氣-固兩相流很容易在此處造成渦流沖刷和磨損，如不采取措施，一般在運行 3000h 后，就會發(fā)生嚴重的磨損和爆管，為此可以采用噴涂硬質合金或澆注耐磨耐火澆注料的方式來達到防磨的目的。運行表明，采用澆注耐磨耐火

20、澆注料對不規(guī)則水冷壁管可起到很好的防磨作用，另外由于安裝原因造成安裝焊縫特別是密封鰭片的上下重疊、凹凸不平等原因造成壁面不光滑，很容易在運行中導致水冷壁管嚴第十一章 CFB 鍋爐部件磨損與防磨275重磨損，直至爆管。其防磨的有效辦法就是將凸起的焊縫磨平，凹進的焊補平直，安裝過程中遺留下來的焊件清除干凈并打磨光滑。目前尚未發(fā)現(xiàn)爐膛水冷壁管直管嚴重磨損的情況，一般僅發(fā)現(xiàn)水冷壁管被磨亮，此區(qū)域水冷壁管的防磨，要從運行方面調整，在確保流化風量和氧量的前提下，盡量降低流化風量，爐膛出口負壓不要過大，其次要從入爐煤粒度入手，確保循環(huán)流化床鍋爐的給煤粒度要求，粒度減小后，不僅可以減少用電量，減輕鍋爐磨損，同

21、時也可以提高床溫并能降低灰渣可燃物含量。11.2 金屬材料表面噴涂金屬材料表面噴涂金屬材料表面噴涂是緩解受熱面磨損的方法之一。金屬材料表面噴涂有等離子噴涂、超音速電弧噴涂和超音速火焰噴涂等。等離子噴涂由于存在硬質碳化物陶瓷顆粒分解、涂層致密性較差且結合強度低等問題，已經(jīng)由超音速火焰噴涂所取代。超音速火焰噴涂金屬陶瓷層具有硬度高、韌性好、高低溫耐磨性優(yōu)越等特點，得到大量使用。WC-Co 與 Cr3C2-NiCr 是制備耐磨損涂層的兩類最具代表性的金屬陶瓷涂層材料。一般WC-Co 涂層用于低溫(550以下)，而 Cr3C2-NiCr 涂層可用于較高溫度(930以下)。11.2.1 超音速火焰噴涂金

22、屬陶瓷涂層結構與性能超音速火焰噴涂金屬陶瓷涂層結構與性能超音速火焰噴涂(HVOF)又名高速氧燃料火焰噴涂，是利用丙烷、丙烯等碳氫系燃氣或氫氣等燃氣與高壓氧氣，或利用如煤油與酒精等液體燃料與高壓氧氣在特制的燃燒室內，或在特殊的噴嘴中燃燒產(chǎn)生的高溫高速焰流進行噴涂的方法。燃燒焰流速度可達1500m/s2000m/s 以上。將粉未沿軸向或側向送進焰流中，粉未粒子被加熱至熔化或半熔化狀態(tài)的同時，可被加速到高達 300650m/s 的速度，撞擊在基體上后能夠形成比普通火焰噴涂與等離子噴涂結合強度更高的致密涂層。HVOF 噴涂中的超音速焰流溫度約為 3000，比等離子焰流溫度低，且超音速焰流速度高，致使粉

23、末在焰流中的停留時間短，粉末在焰流中加熱所達到的溫度較低。超音速火焰噴涂是在八十年代初期，首先由美國 Brownung 公司以 Jet-Kote 為商品推出。然后又有數(shù)種 HVOF 噴涂系統(tǒng)研制成功，如 Diamond-Jet，Top-Gun，CDS，J-Gun 等。在國內，HVOF 噴涂技術的發(fā)展也很受關注，有國產(chǎn)設備。在涂層研究領域，涂層與基體結合強度始終是決定涂層應用的最關鍵因素之一。一般來說，超音速火焰噴涂金屬陶瓷涂層的結合強度較高。表 11-1 為 CH-2000 型 HVOF 典型涂層結合強度，顯著高于等離子噴涂與電弧噴涂金屬陶瓷涂層的結合強度(約為 20-60MPa)。關于超音速

24、火焰噴涂能夠得到高結合強度涂層的特征，按傳統(tǒng)觀念認為源自于超音速焰流的速度較高從而使粉末速度較高的特點。然而，系統(tǒng)的研究表明，只有當粉末處于部分熔化同時部第十一章 CFB 鍋爐部件磨損與防磨276分保持固態(tài)的半熔化狀態(tài)時，才能在超音速火焰噴涂條件下得到較高的涂層結合強度。表表 11-l CH-2000 型型 HVOF 典型涂層結合強度典型涂層結合強度涂 層結合強度(MPa)硬 度WC-17Co65MpaHv0.3 1000-1200WC-12Co65MpaHv0.3 1100-1200NiCrBSi(Ni60)65MpaHv0.3 800-900Cr3C2-NiCr*90MpaHv0.3 53

25、0-900涂層硬度是耐磨涂層的重要參量之一，HVOFCr3C2-NiCr 涂層的硬度為 530-900Hv0.3，含碳量是影響涂層硬度的一個重要因素，硬度隨含碳量的增加而增加。涂層的組織結構決定涂層的耐磨損性能。對同種材料 WC-12Co，超音速火焰噴涂層的耐磨損性能比等離子噴涂層高一倍。此外，超音速火焰噴涂 WC-Co 涂層的耐磨損性比 NiCrBSi噴焊層高 12 倍，比電鍍硬鉻層高 310 倍，同時，由于超音速火焰噴涂金屬陶瓷涂層具有較高的致密度，在液體、氣體等腐蝕環(huán)境下也具有優(yōu)越的耐磨損性能。采用相同名義成分的材料制備涂層時，噴涂粉末的制造方法、碳化物含量、碳化顆粒尺寸等因素都會影響涂

26、層的耐磨損性能。表 11-2 為幾種不同結構粉末制備的 WC-Co 涂層的磨損失重比較。燒結破碎型粉末制備的涂層耐磨性較好，鈷包碳化鎢粉末制備的涂層由于大顆粒碳化鎢反彈損失導致涂層耐磨性能較差。研究表明，涂層的耐磨性隨 WC 顆粒直徑的減小而增加，按照這種規(guī)律，若 WC 顆粒尺寸達到納米量級，涂層的耐磨損性能將可能比現(xiàn)有的微米結構 WC 金屬陶瓷涂層高一個數(shù)量級。表表 11-2 幾種不同結構粉末制備的幾種不同結構粉末制備的 WC-Co 涂層磨粒磨損失重比較涂層磨粒磨損失重比較涂層磨損失重(mg)粉末制造方法噴涂設備WC-12Co7燒結破碎(進口粉末)Jet-KoteWC-12Co6燒結破碎(進

27、口粉末)Jet-KoteWC-17Co10團聚(進口粉末)Jet-KoteWC-18Co19包覆(進口粉末)Jet-KoteWC-12Co5燒結破碎(國產(chǎn)粉末)CH 一 2000HVOFCr3C2-NiCr 涂層的耐沖蝕磨損性能也受硬質顆粒尺寸、含量等組織結構因素的影響。尺寸的減小利于提高涂層的耐磨性能：硬質陶瓷顆粒含量增加利于提高涂層的耐磨損性能。超音速火焰噴涂的缺點是成本高，現(xiàn)場作業(yè)不便，粉末消耗量大，對粉末要求苛刻等問題。目前，華能白楊河電廠、南定電廠、淄博電廠、華盛電廠、里彥電廠、新安電廠、大連香海電廠、淄博眾和電廠、洛陽龍羽宜電廠的 220465t/h 的鍋爐上采用了超音速火焰噴涂，

28、效果較好，最早的已運行 3 年多。第十一章 CFB 鍋爐部件磨損與防磨27711.2.2 超音速電弧噴涂防磨技術超音速電弧噴涂防磨技術超音速電弧防磨噴涂是目前國際上較先進的噴涂施工方法。涂層材料早先采用復合涂層，用高鉻鎳基鈦合金材料打底形成過渡涂層、在打底層上面再噴涂上一層高耐磨的金屬陶瓷涂層；分別均勻噴涂 4 遍，使涂層厚度達到 0.50.8mm 以上，涂層不得出現(xiàn)凸臺，邊沿需平滑過度。國內公司己成功研制出耐磨性能更好的 LX88A 超硬耐磨電弧噴涂材料，LX88A 就是針對在高溫環(huán)境中經(jīng)受嚴重顆粒沖蝕和磨粒磨損兼有的工作表面，并采用電弧噴涂工藝進行有效強化而設計制造的噴涂材料；在材料設計上

29、，吸取了國外先進技術，并首次將團聚法納入制粉工藝，保證了涂層的均質性，克服了粉芯分布不均的老問題；該材料由陶瓷硬質相與塑性相組成，耐磨性優(yōu)異。月磨損量約為 0.010.013mm，按此估算，該涂層可在循環(huán)流化床鍋爐內經(jīng)受 34 年的運行磨損。電弧噴涂具有噴涂速度高、涂層化學成分和硬質相含量易調整、沉積效率高，尤其適宜于現(xiàn)場的大面積耐磨部件施工因而有廣闊的工程應用前景。電弧噴涂法以高溫電弧為熱源，將熔化了的特殊金屬絲材用高速氣流霧化，并噴射到工件表面形成涂層。涂層中硬質相的形成是采用預先加入一定數(shù)量硬質相粉末的管狀絲材作為原材料。管狀絲材即中間填充了硬質相粉末和其它添加劑的金屬絲材，把復合陶瓷材

30、料裝入管內進行電弧噴涂，從而得到含部分陶瓷相的涂層?？捎糜诟邷胤滥ィ貏e是沖蝕較為嚴重的零部件，如鍋爐受熱面管壁、風機葉片等。另外，該涂層材料的熱膨脹系數(shù)與普通低碳鋼和低合金鋼的熱膨脹系數(shù)接近，可避免在熱循環(huán)過程中由熱應力造成的涂層剝落。該涂層材料適用于燃煤電廠鍋爐水冷壁、過熱器、再熱器及省煤器管子的高溫腐蝕及沖刷防護。施工中，首先要對施工部位全面細致地除銹和表面粗化。噴砂材料選用質地堅硬且有棱角的粒徑在 1.04.0mm 的石英砂、剛玉砂、冷硬鑄鐵等，雜質含量低于 5%，含水量小于1。用噴(拋)射磨料的方式徹底地清除氧化皮、銹、舊涂層及其它污物。經(jīng)清理后，鋼表面上幾乎沒有肉眼可見的油、油脂、

31、灰土、氧化皮、銹、舊涂層，僅留有均勻分布的由銹斑、氧化皮斑點或舊涂層斑點造成的輕微痕跡。噴砂作業(yè)完成后，要從上到下逐層吹掃并清理干凈水冷壁上的砂子和粉塵。噴砂后的表面不得受潮、氧化及污染，應盡快噴涂。噴砂與噴涂應每 10m2間隔循環(huán)進行。噴砂除銹粗化后，應立即進行噴涂。噴涂應分 56 次(遍)完成，噴涂三遍后，涂層厚度應當達到 0.30.35mm，噴涂五遍后，涂層厚度應當達到 0.450.5mm(涂層邊緣除外)。目測噴涂涂層表面是最簡單的控制其生產(chǎn)質量的方法，施工完的噴涂涂層表面用肉眼看應均勻光滑，應無麻面、起皮、開裂、脫落等現(xiàn)象(邊緣處除外)。而理化指標則需用儀器檢測。噴涂后，噴涂涂層厚度

32、0.40.5mm，涂層的空隙率l%，涂層的洛氏硬度HRC45，涂層的結合強度50MPa，涂層的氧化層65%，Al2O390%鱗石英，方石英鎂質鎂砂MgO87%方鎂石碳化硅SiC50%碳化硅鉻渣Al2O375%，Cr2O38%鋁鉻尖晶石多孔熟料Al2O335%莫來石，方石英其他頁巖陶粒SiO255%方石英不定型耐火材料可分為耐火澆注料(在耐火骨料中混合水硬性水泥或化學結合劑)、耐火搗打料(沒有較好的可塑性，所以要用強力搗打施工)和耐火可塑料(在耐火骨料中加入可塑性的材料再加適當?shù)乃?幾種。耐火耐磨材料耐火耐磨材料是由高鋁礬土熟料、剛玉和碳化硅等耐火物料制成的粒狀和粉狀料，加入一定比例的鋁酸鹽水泥

33、結合劑和水，外摻若干添加劑調配而成，具有很高的流動性，是以澆注或振動方式成型的材料；耐火搗打料耐火搗打料是由耐火物料制成的粒狀和粉狀料，加入一定比例的第十一章 CFB 鍋爐部件磨損與防磨279結合劑及外加劑調配而成。是以機械或人工搗打方式成型的材料；耐火可塑料耐火可塑料是由高鋁礬土熟料、剛玉和碳化硅等耐火物料制成的粒狀和粉狀料，加入 10%25%的可塑性粘土和化學復合結合劑等調配而成，呈泥膏狀或干混料，并在使用中具有良好的可塑性，是以搗打或壓擠方式成型的材料。耐磨耐火澆注料的主要理化性能指標應符合表 11-4 中的規(guī)定。耐磨耐火可塑料的主要理化性能指標應符合表 11-5 的規(guī)定。選擇耐火耐磨材

34、料的原則應是在保持性能的基礎上盡量降低成本價格。一般選用高鋁質原料即可，不一定用碳化硅(SiC)和氮化硅(Si3N4)原料。特別是 SiC 材料應該用在高溫無氧化氣氛下，而 CFB 鍋爐中帶有少量氧化氣氛。剛玉制品(純氧化鋁耐火制品)也不宜采用，它耐火度高，耐磨性好，但它的熱膨脹系數(shù)高，故熱穩(wěn)定性差，而 CFB 鍋爐啟動壓火、提火現(xiàn)象較多，溫度變化頻繁。耐火材料的檢驗項目及檢測方法見表 11-6。表表 11-4 耐磨耐火澆注料技術條件耐磨耐火澆注料技術條件品 名耐磨耐火澆注料指 標NMJ-INMJ-II體積密度(110524h)kg/m32900310028003000烘干耐壓強度(11052

35、4h)MPa7065燒后耐壓強度(12003h)MPa9080烘干抗折強度(110524h)MPa1010熱震穩(wěn)定性(110，水冷)次2525燒后線變化率(13003h)1%1%耐火度17701750耐磨性(9006h)cm3819010090第十一章 CFB 鍋爐部件磨損與防磨287(2) 各部分耐磨結構及爐墻結構說明水冷布風板由前墻向后墻傾斜的膜式壁與焊于其扁鋼上的風帽構成。為防止爐底布風板處的強烈磨損，此處需澆注耐磨耐火澆注料。耐磨耐火材料澆注前，需將風帽外罩取下，施工時不允許將澆注料澆入風帽內管、進風管內，進風管螺紋及螺紋以上部分也不允許有澆注料，因此需有穩(wěn)妥可靠的預防措施。由于非金屬

36、耐磨耐火材料與進風管的膨脹量不同，為保證運行中它們能自由膨脹，在施工耐磨耐火澆注料前將布風板上所有進風管澆注料部分的外表面纏上 2mm 厚的陶瓷纖維紙。為利于布風板上側墻處二個排渣口順利排渣，布風板澆注料上表面由后墻向前墻傾斜，后墻處澆注料厚 210mm，前墻澆注料厚 160mm。澆注時要保證設計尺寸，保證澆注表面到風帽外罩底面的距離為 30mm。在布風板表面的前后水冷壁有一臺階，由耐磨耐火澆注成的臺階應由“Y”型抓釘固定，焊于水冷壁的扁鋼上，可視需要加長或切短，并在施工澆注前將此抓釘涂以瀝青。鍋爐運行時，在爐膛下部區(qū)域，物料濃度很高，大量的回混物料嚴重地沖蝕著四周壁面，為防止該區(qū)域受熱面的磨

37、損，在爐膛下部錐體及部分垂直高度四周水冷壁范圍內都預焊了 Y型銷釘，以固定澆注的 80mm(從管子表面算起)厚的耐磨耐火澆注料。在下爐膛四周水冷壁區(qū)域，有許多開孔，包括：出渣口及回灰口、回料口、給煤口、啟動燃燒器開口、二次風口、測溫測壓口及人孔，對于所有穿管結構，除測溫管及啟動燃燒器處澆注孔徑與該管外徑相同外，其余穿管處澆注孔徑應與該處管的內徑相同，且上述所有穿管應與澆注孔同軸。對于上述穿管直徑大于 159mm 的管子澆注前應涂瀝青 2mm 厚，直徑小于 159mm 的管子澆注前應涂瀝青 1mm 厚。此外，在回料閥口、啟動燃燒器口周圍處的膜式壁扁鋼上或密封盒板上還應焊一些“Y”型抓釘，以固定這

38、些開口周圍區(qū)域的耐磨澆注料，這些抓釘也應在施工澆注料前涂瀝青，開口區(qū)的密封盒內應澆注耐火保溫澆注料。澆注耐磨耐火材料必須按尺寸約 1000800 的面積交替施工，以便保留有規(guī)則的膨脹縫，即間隔位置施工，如詳圖 11-12 所示。首先防磨材料施工區(qū)分成若干塊，每塊尺寸大約為 1000800，然后間隔澆注耐磨耐火材料(圖中陰影部分 2、4)，經(jīng)過一定的固化時間后拆掉模板，再施工其余部分(圖中1、3、5)，依次逐層施工完成。值得注意的是，爐膛下部(包括布風板)的耐火澆注料中，F(xiàn)e2O3含量要0.75%，以防止煙氣中 CO 與澆注料發(fā)生還原反應，造成澆注料損壞。每個旋風分離器由入口煙道和旋風筒組成，旋

39、風筒從上至下又由筒體、錐體及料腿組成。在筒體、錐體及料腿內水平安裝了 8 層支撐托板，固接在金屬殼體的內壁上，用以支撐內部的耐磨保溫材料，實現(xiàn)分層卸載；入口煙道底部安裝了 2 道止推板，入口煙道側墻以及旋風筒入口位置又分別安裝了 5 道止推板，也與金屬殼體的內壁相固接，承受耐磨耐火保溫材料在熱膨脹后的水平推力。 圖圖 11-12 爐膛下部澆注示意圖爐膛下部澆注示意圖第十一章 CFB 鍋爐部件磨損與防磨288在旋風分離器中，耐磨層有耐磨澆注料和耐磨磚兩種，頂棚部分的耐磨澆注料中交錯布置了一定數(shù)量的吊掛磚，耐磨磚又包括拉鉤磚和非拉鉤磚，保溫層有耐火保溫澆注料、耐火保溫磚、保溫磚和保溫澆注料，見圖

40、11-13。分離器入口段頂棚及筒體頂棚的爐墻總厚度350mm，分三層：內層為 160mm 厚耐磨耐火澆注料，中間層為 65mm 厚耐火保溫澆注料，外層為125mm 厚保溫澆注料。澆注料的支撐件為“Y”形抓釘，同時交錯布置了一定數(shù)量的吊掛磚，增強結構的堅固性。澆注料施工前，應將“Y”形抓釘按圖要求就位，抓釘上涂以瀝青，澆注料由頂棚上部澆入并搗實，并將分離器頂板上蓋點焊，當鍋爐完成整體熱養(yǎng)生后，再將蓋板全部密封焊。分離器入口段側墻爐墻總厚度 350mm。膨脹節(jié)周圍以及形狀不規(guī)則難以布置成型磚的部分內側采用 350mm厚的澆注料結構，用“Y”形抓釘固定。其它部分為磚砌結構分三層，內層為 113mm

41、厚耐磨耐火磚，中間層為 116mm 厚的耐火保溫磚，外層為 116mm厚的保溫磚。設計采用拉鉤磚結構，在兩個拉鉤之間設置 5 塊磚，即兩塊拉鉤磚，5 塊耐磨耐火磚，使其不易脫出，垂直方向每層均安裝拉鉤磚。這樣任何一塊獨立的磚幾乎沒有可能脫落，不會導致倒塌，墻結構較為簡單合理，有效防磨耐火。每面墻有幾道止推板，耐磨耐火磚、耐火保溫磚布置其中，根據(jù)所布置磚墻的長度不同，中間留有若干道 10mm 膨脹縫。兩側墻與頂部澆注料之間亦留有膨脹縫，垂直方向為 20mm，水平方向為 25mm。安裝時，膨脹縫內應填充硅酸鋁耐火纖維氈。為了承受側墻重量，兩側耐磨耐火磚底部必須橫放一層耐磨耐火磚。分離器入口煙道底板

42、爐墻厚度為 350mm。不規(guī)則部分采用澆注料，分三層，內層為 160mm 厚的耐磨耐火澆注料，中間層為 65mm 厚的耐火保溫澆注料，外層為 125mm 厚的保溫澆注料；規(guī)則部分采用磚砌，分三層，內層為 113mm 厚耐磨耐火磚，中間層為116mm 厚的耐火保溫磚，外層為 116mm 厚保溫磚；并在磚與澆注料間布置有兩道止推板。分離器筒體垂直段的爐墻總厚 350mm。筒體煙氣入口上、下等形狀不規(guī)則部分采用“Y”形抓釘固定的內層為 160mm 厚的耐磨耐火澆注料，中間層為 65 厚的耐火保溫澆注料，外層為 125mm 厚的保溫澆注料；其它部分采用磚砌爐墻結構，分三層，內層為 113mm 厚耐磨耐

43、火磚，中間層為 116mm 厚的耐火保溫磚，外層為 116mm 厚的保溫磚。煙氣入口處兩側有兩道止推板，筒體煙氣入口下面以及筒體與錐體交界處各布置一圈支撐托板。筒體磚與頂部澆注料之間垂直方向留 20mm 膨脹縫，水平方向留 25mm 膨脹縫，所有膨脹縫內填充硅酸鋁耐火纖維氈。筒體磚需用拉鉤磚固定，與止推板相鄰的每塊磚需采用拉鉤磚，支撐托板上的每層磚需采用拉鉤磚，在垂直方向每層安裝拉鉤磚。 圖圖 11-13 旋風筒耐磨耐火材料旋風筒耐磨耐火材料(一一)第十一章 CFB 鍋爐部件磨損與防磨289分離器的錐體爐墻厚度為 350mm，分三層，內層為 113mm 厚耐磨耐火磚，中層為116mm 耐火保溫

44、磚，外層為 116mm 厚保溫磚。錐體爐墻總高 10589mm，分三段，每段之間布置一層支撐托板，托板上、下各采用不同尺寸的耐磨耐火磚，其它部分只采用二種耐磨耐火磚，一種為楔形磚，另一種為矩形磚，不同層用不同數(shù)量的楔形磚和矩形磚來保證其形狀，安裝時，要求磚縫均勻，均為 2mm。錐體部分不需要拉鉤磚。錐體環(huán)向無膨脹縫，高度方向膨脹縫留在支撐托板下面。旋風筒中心線與回料閥中心線一致，料腿部分采用磚砌爐墻結構。爐墻厚度 300mm。內層為 113mm 厚耐磨耐火磚，中間為 116mm 耐火保溫磚，外層為 66mm 厚保溫磚。料腿高為3517mm，最下布置一層支撐托板，托板上采用不同尺寸的耐磨耐火磚，

45、其它部分只采用二種耐磨耐火磚，一種為楔形磚，另一種為矩形磚，不同層用不同數(shù)量的楔形磚和矩形磚來保證其形狀，安裝時，要求磚縫均勻，均為 12mm。在料腿下部與回料閥筒體相接處澆注料結構分三層，內層為 100mm 厚的耐磨耐火澆注料，中間層為 65mm 厚的耐火保溫澆注料，外層為 135mm 厚的保溫澆注料。采用“Y”形抓釘固定。為防止回料閥布風板磨損，需澆注耐磨耐火材料，共二層，上面一層為耐磨耐火澆注料，厚 100mm，下面一層為耐火保溫澆注料，厚 50mm。耐磨耐火材料澆注前，需將風帽外罩取下，施工時不允許將澆注料澆入風帽內管、進風管內，進風管螺紋及螺紋以上部分也不允許有澆注料，因此需有穩(wěn)妥可

46、靠的預防措施。由于非金屬耐磨耐火材料與進風管的膨脹量不同，為保證運行中它們能自由膨脹，在施工耐磨耐火澆注料前將布風板上所有進風管澆注料部分的外表面纏上 2mm 厚的陶瓷纖維紙。澆注時要保證設計尺寸，保證澆注表面到風帽底面的距離為 30mm?；亓祥y爐墻結構基本分兩類：磚砌和澆注，其具體結構參見相應的圖紙，除入爐斜管下半圈等規(guī)則部分采用磚砌結構外，其它部分皆為澆注結構，澆注料用“Y”型抓釘固定。爐墻總厚 300mm，澆注料內側為 122mm 厚的耐磨耐火澆注料，中間層為 65mm 厚的耐火保溫磚，外層為 112mm 厚的保溫磚；斜腿內層為 120mm 厚的耐磨耐火磚，中層為 65mm 厚的耐火保溫

47、磚，外層為 112mm 厚的保溫磚。為了支撐入爐斜管磚的重量，在磚的下游布置了一個半圓環(huán)，在磚的上游布置了一個半天圓環(huán)，半圓環(huán)和圓環(huán)都與金屬殼體內壁相固接。磚和上圓環(huán)之間留有 15mm 膨脹縫。入爐斜管進爐膛部分為澆注結構，應按圖要求砌成壟溝狀，將灰流分成兩股進入下爐膛，銷釘長度不夠時應接長。(3) 施工注意事項 所有金屬與澆注料接觸面均應涂以瀝青或纏上陶瓷纖維紙。 拉鉤磚的拉鉤槽間隙全部用灰漿填滿。 在砌筑耐磨耐火磚時，原則上不需要切磚，實在需要可允許，但不得使用小于半塊磚第十一章 CFB 鍋爐部件磨損與防磨290尺寸的磚砌筑，應將磚表面清理干凈，嚴格保證磚縫要求。 在靠近止推板的從下至上的

48、所有耐磨耐火磚均應具有拉鉤，所有支撐托板上下一層磚均為長形耐磨耐火磚并配合出膨脹縫，以形成一個磚砌爐墻的穩(wěn)定體系。 在砌磚過程中，不允許將磚的大面置于工作面。 同一層磚的側縫及不同層的磚縫完全由灰漿充滿。 砌磚過程中，應保證所有磚相錯布置。 若磚的角部發(fā)生破碎或磚產(chǎn)生裂縫，則不允許使用。 砌磚時應用皮錘或木錘輕輕敲打。 不同位置采用不同性能的耐磨耐火澆注料，施工時每個區(qū)域所用澆注料的性能不能低于該區(qū)規(guī)定的要求。 澆注料施工時一定要搗實。11 用戶要求對耐磨材料廠家提供的產(chǎn)品跟蹤檢查，不合格產(chǎn)品不得使用。12 施工時按制造廠提供的最終版圖紙要求進行。1311.5 施工質量對耐火澆注料性能的影響施

49、工質量對耐火澆注料性能的影響除耐火材料本身材質外，施工工藝對耐火材料的性能也至關重要。在 CFB 鍋爐使用的耐火材料中，澆注料是受現(xiàn)場施工因素影響最大的一類材料。施工中，澆注料的養(yǎng)護溫度、烘烤溫度、水用量、外加劑用量、結合劑用量、水質等因素對澆注料的宏觀性能有重要影響。11.5.1 養(yǎng)護與烘烤溫度養(yǎng)護與烘烤溫度澆注料成型初凝后，養(yǎng)護溫度十分重要，見圖 11-14。 (a) (b)圖圖 11-14 養(yǎng)護溫度對燒后強度的影響?zhàn)B護溫度對燒后強度的影響(a)耐壓強度 (b)抗折強度第十一章 CFB 鍋爐部件磨損與防磨291從圖 11-14 中看出，養(yǎng)護溫度過高或過低，澆注料的水分反應和凝聚反應不充分，

50、致使強度下降；而 50養(yǎng)護條件下，由于澆注料在養(yǎng)護早期失水造成組織結構被破壞，因而強度下降。因此，在澆注料爐襯初凝后，應在1525的溫度下，用濕麻袋覆蓋，定時噴水霧，養(yǎng)護 3 天，才能使爐襯獲得較好的強度。烘爐作用主要是排除襯體中的游離、化學結合水和獲得高溫使用性能。烘烤很難得到保證，主要表現(xiàn)在兩個方面，一是烘爐溫度達不到規(guī)范要求，另一個是升溫速率過快，保溫時間不充分。烘烤溫度對耐磨澆注料性能的影響見圖11-15。(b) (c) (d) (e)圖圖 11-15 燒結溫度對燒后性能的影響燒結溫度對燒后性能的影響(a)第十一章 CFB 鍋爐部件磨損與防磨292(a)耐壓強度 (b)抗折強度 (c)

51、體積密度 (d)顯氣孔率 (e)線變化率從圖 11-15 中可以看出，燒結溫度升高，材料的強度也隨之增加，最高點在 800左右，與 110比較，耐壓強度提高了 51.9%，抗折強度提高了 76.9%。強度在高溫段略有下降，這是由材料的組成特性決定的。此外，隨著燒結溫度的提高，澆注料的體積密度有所下降，顯氣孔率上升，永久線收縮(線變化率)增加。這些變化表明，經(jīng)過高溫烘烤后，材料中的游離水和化學水已充分排出，組織結構發(fā)生了明顯的變化，并趨于穩(wěn)定，體積變化經(jīng)過高溫處理發(fā)生改變后也趨于穩(wěn)定。因此，足夠高的烘烤溫度可以使材料的強度大幅提升、體積穩(wěn)定增強，從而提高了爐襯的耐磨能力、抗外力沖擊能力和抗剝落能

52、力。關于升溫速率和保溫時間，與材料的品種和性能、施工制作方法、襯體厚度以及使用條件等因素有關。因此，制定烘烤曲線時應充分考慮各方面的情況，總的原則是在600以前應緩慢升溫和保溫，對于耐磨澆注料這一類致密高強型材料，應適當延長300600的烘烤時間，其烘烤曲線見圖 10-16。11.5.2 水用量水用量水用量直接關系到澆注料的性能。當水用量不夠時，會導致不完全水合、耐火度降低、施工作業(yè)性下降、爐襯產(chǎn)生干燥夾雜物分層等。但現(xiàn)場施工時，由于時間、溫度、水質等因素的影響，水用量通常都比要求偏高。水用量偏多，對性能的影響見圖 11-17。從圖 11-17 中可以看出，隨著水用量的增加，材料的性能嚴重惡化

53、，表現(xiàn)為強度大幅下降，水用量增加 2.5%，耐壓強度下降幅度達 28.8%76.9%，抗折強度下降幅度達 58.8%84.5%，當水用量增加 4.5%時，耐壓強度最低值僅為正常試樣的 3.9%，抗折強度最低值僅為正常試樣的 13%；體積密度下降，顯氣孔率上升。水用量的增加造成澆注料性能惡化的機理是：由于水的密度(1.0g/cm3)比骨料的密度(3.0g/cm3左右)小得多，因此，即使增加少量比例的水(按重量)，這些水在物料中將占據(jù)較大比例的體積，當材料成型烘烤后，水分充分溢出，其原來所占據(jù)的位置就變成空洞，導致材料疏松，進而造成強度大幅下降，耐磨性下降等。因此，現(xiàn)場施工時應嚴格遵守材料施工規(guī)范

54、中的水用量推薦值，不能圖施工方便任意更改該數(shù)值，否則將造成嚴重的后果。11.5.3 減水劑減水劑未加減水劑，在規(guī)定的加水量時拌和極為困難，只有額外加入水才具備施工作業(yè)性。為圖圖 11-16 致密澆注料襯體的烘烤曲線致密澆注料襯體的烘烤曲線第十一章 CFB 鍋爐部件磨損與防磨293了保持規(guī)定的加水量，可以添加減水劑。減水劑能分散、濕潤和潤滑顆粒，對澆注料具有塑化作用或反絮凝作用。減水劑的添加量對澆注料強度的影響見圖 11-18。 (a) (b) (c) (d)圖圖 11-17 加水量對燒后性能的影響加水量對燒后性能的影響(a)耐壓強度 (b)抗折強度 (c)體積密度 (d)顯氣孔率(a) (b)

55、圖圖 11-18 減水劑用量對燒后性能的影響減水劑用量對燒后性能的影響(a)耐壓強度 (b)抗折強度第十一章 CFB 鍋爐部件磨損與防磨294未加 NL 型減水劑的試樣，由于拌和困難不得不增加拌和水的量，因而導致強度大幅下降；加入 a%減水劑的試樣強度明顯提高；而減水劑用量增至 2a%時，在低溫段強度與 a%的試樣相近，在高溫段強度明顯低于 a%的試樣。而加入 a%減水劑減水劑的試樣拌和性、成型性都很好，加 2a%減水劑的試樣在拌和性、成型性方面與 a%的相似。因此，在現(xiàn)場使用減水劑時，應將其均勻地溶解于水中使用，而不應直接投入物料中再加拌和水，否則會造成減水劑分布不均勻，導致減水劑未起到應有

56、的效果或澆注料局部性能下降。11.5.4 緩凝劑緩凝劑緩凝劑是能延緩澆注料凝結和硬化時間的外加劑。其作用機理有兩種：緩凝劑與結合劑解離出的正離子形成絡合物，抑制了水化物或反應產(chǎn)物結晶析出、或抑制晶粒的生長；緩凝劑吸附于水泥粒子表面形成薄膜，阻止了水泥粒子與水接觸，抑制了水化反應速度。如圖 11-19(a)，隨著 JS 型緩凝劑用量的增加，澆注料的初凝時間延長，但用量過多時，澆注料的終凝時間嚴重滯后。緩凝劑用量對強度的影響見圖 11-19(b)、(c)。隨著緩凝劑用量的增加，試樣的強度降低，尤其是在高溫段下降幅度更大。因此，現(xiàn)場施工中只有在因環(huán)境溫度較高，澆注料的初凝時間不能滿足施工要求時，才能

57、使用緩凝劑，并應嚴格控制用量。同樣地，緩凝劑也必須溶于水中使用。 (b) (c)圖圖 11-19 加水量對燒后性能的影響加水量對燒后性能的影響(a) 初凝時間 (b)耐壓強度 (c)抗折強度11.5.5 水質水質(a)第十一章 CFB 鍋爐部件磨損與防磨295水質是決定澆注料宏觀性能和施工作業(yè)性的一個重要因素。當水的堿度、硬度、溶鹽含量高于一定水平時，澆注料的施工作業(yè)性將嚴重惡化。在 Cl-含量均為 5000ppm 時，Ca2+對澆注料的施工作業(yè)性影響最大，使?jié)沧⒘系哪Y時間大大縮短，并且流動性、成型性都變得極差，耐壓、抗折強度也比正常試樣低了 49.2%71.7%，見圖 11-20。拌和水中

58、大量的 Mg2+的存在對澆注料的凝結時間有明顯影響，但比 Ca2+的作用更弱，其破壞流動性和成型性能與Ca2+相似，且強度也有一定下降。加入 NaCl 的試樣的流動性、成型性能也比正常試樣差。 (a) (b)圖圖 11-20 水質對燒后性能的影響水質對燒后性能的影響(a)耐壓強度 (b)抗折強度這些雜質造成澆注料施工作業(yè)性和宏觀性能變差的原因是：Ca2+、Mg2+離子對澆注料具有促凝作用，尤其是 Ca2+離子的促凝作用更為明顯；大量 Cl-的加入使得物料中的膠體電位平衡被破壞，從而導致物料的流動性發(fā)生改變。因此，現(xiàn)場施工首要的步驟之一是檢查水質，若水質不符合要求，應采取凈化措施。11.5.6

59、拌和均勻程度拌和均勻程度拌和不均勻所造成的最大危害是水混結合劑發(fā)生偏析，見圖 11-21。 (a) (b)第十一章 CFB 鍋爐部件磨損與防磨296圖圖 11-21 水泥用量對燒后性能的影響水泥用量對燒后性能的影響(a)耐壓強度 (b)抗折強度從圖 11-21 中可以看出，在低溫段隨著水泥含量的增加，澆注料的強度也增加，其中水泥含量為 0.5e%的試樣的強度僅相當于正常試樣(水泥含量 e%)的 20%30%。隨著燒結溫度的升高，水泥含量低的試樣強度不斷上升，而水泥含量較高的試樣在高溫段的強度有所下降，并且在 1000以上其強度低于水泥含量為 0.5e%的試樣。從上述實驗結果分析，如果水泥結合劑

60、由于拌和不均勻發(fā)生偏析，那么在水泥含量較少的爐襯部位的早期強度會嚴重偏低，在烘爐前這些部位就會成為薄弱點，容易在外力(如意外撞擊、爐體震動等)的作用下發(fā)生破壞。同樣的道理，水泥含量偏多的部位將在鍋爐運行的高溫狀態(tài)下成為薄弱點。11.6 材料施工工藝材料施工工藝不同的耐火材料供應商，針對其提供的耐火材料，施工工藝是不同的。下面以某廠的100MWeCFB 鍋爐為例，介紹耐火耐磨絕熱材料施工工藝。11.6.1 耐磨可塑料耐磨可塑料耐磨可塑料是一種高鋁、SiC 質顆粒狀制品，調制后是一種粘稠狀料體，易于成型，便于在各種復雜部位施工。本材料耐火度高，粘結力強，熱震性好，具有良好的耐磨性和優(yōu)良的導熱性能，