卜銀坤（北京航天動力研究所 北京航天石化技術裝備工程公司 北京 100076）

關于環(huán)已酮廢液焚燒余熱鍋爐衛(wèi)燃帶腐蝕脫落的理論分析與對策

卜銀坤
（北京航天動力研究所 北京航天石化技術裝備工程公司 北京 100076）

摘 要：環(huán)已酮廢液焚燒煙氣中大量的熔融碳酸鈉，對余熱鍋爐中的衛(wèi)燃帶的腐蝕是不可避免的。因為設計和施工的質量問題，或因為不恰當?shù)某瑴剡\行，所以衛(wèi)燃帶的使用壽命長的只有2年左右，短的一年不到甚至2個月左右。煙氣中的熱量傳給工質水的路徑，依次是熔融鹽層、固體鹽層、衛(wèi)燃帶耐火層、膜式水冷壁管金屬厚度層。本文應用傳熱學基礎理論和有關熱力計算的標準方法，從已知的膜式水冷壁管內的工質溫度開始，按熱量傳導的相反方向，分析并計算出熔融鹽層的煙氣側的溫度，即爐膛內向火的壁面溫度，借此求解爐膛運行的平均煙氣溫度。因為固體鹽的腐蝕性比熔融鹽的低一個數(shù)量級，所以控制爐膛運行的平均煙氣溫度、衛(wèi)燃帶設計的綜合導熱系數(shù)和應有的耐火性和耐磨性，使衛(wèi)燃帶表面剛好能形成固體鹽層，如此就能使衛(wèi)燃帶的使用壽命達到最佳的水平。

關鍵詞：環(huán)已酮廢液 廢液焚燒 余熱鍋爐 衛(wèi)燃帶 腐蝕 使用壽命

本文針對某在役環(huán)已酮廢液焚燒余熱鍋爐衛(wèi)燃帶短期出現(xiàn)嚴重腐蝕脫落的問題，進行了定量分析，目的是在技術上提出解決問題的有據措施或對策。

化工原料環(huán)已酮生產廢液中含有17%左右的氫氧化鈉及其它有機物，采用焚燒并進行余熱回收，是國內外化工行業(yè)常規(guī)有效的做法。為了高效經濟地焚燒，更為了防止焚燒過程中熔融碳酸鈉對金屬水冷壁的腐蝕，爐膛所有膜式水冷壁上均附著了一層鉻礦砂耐火澆鑄料內襯，俗稱衛(wèi)燃帶。

由衛(wèi)燃帶大面積腐蝕脫落的現(xiàn)場照片（見圖1）可知，衛(wèi)燃帶的不均勻脫落比較嚴重，同時伴有寬窄不同的裂縫，局部還存在嚴重的腐蝕。

圖1　環(huán)已酮廢液焚燒余熱鍋爐衛(wèi)燃帶腐蝕脫落現(xiàn)場照片

1　衛(wèi)燃帶出現(xiàn)裂縫脫落的原因及解決辦法

因為環(huán)已酮廢液焚燒爐屬于典型的堿爐，廢液燃燒煙氣中含有58.183g/Nm3（本文所指案例）的熔融碳酸鈉，對衛(wèi)燃帶的侵蝕和滲透是非常嚴重的，所以必須給予足夠的重視。當前國內外對這類堿爐，多采用鉻礦砂澆鑄料，即以Al2O3-Cr2O3或MgO-Cr2O3為基體的澆鑄料。研究表明［1］：Cr2O3含量30%時，衛(wèi)燃帶受到的侵蝕速度較快；Cr2O3含量70%時，雖然侵蝕速度降低了，但是因為氣孔率的增加導致衛(wèi)燃帶結構疏松、強度下降、抗剝落性能顯著下降。因此，Cr2O3的含量控制在30%～40%之間為宜，相當于成形的衛(wèi)燃帶中，南非一級鉻礦砂（含Cr2O3的量為44%左右）的含量約占80%左右。

國外資料顯示［2］，比較高鋁質耐火材料、粘土質耐火材料等多種耐火材料，莫來石（即剛玉2Al2O3·2SiO2）耐火材料更適合制作堿爐的衛(wèi)燃帶，而且，盡量在適當?shù)奈恢梅指钍┕?，增加Z型接縫，從而減少機械應力的形成，避免裂縫的產生。

根據衛(wèi)燃帶破損、脫落的現(xiàn)場照片，筆者發(fā)現(xiàn)，除露出的銷釘頭部覆蓋一層白色的固體碳酸鈉外，其余部分的衛(wèi)燃帶，表面均有不同程度的腐蝕跡象，膜式水冷壁管上衛(wèi)燃帶最薄處腐蝕量較少，處于兩根水冷壁管中間的也是衛(wèi)燃帶較厚的位置腐蝕量最多，整個衛(wèi)燃帶表面形成條紋形的凹凸面，如圖1中的（b）所示。因為使用的時間不到2個月，所以腐蝕在厚度方面雖然不嚴重，但是，眾多的不規(guī)則裂縫和不同程度的脫落卻到處可見。分析認為，出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因，除了衛(wèi)燃帶本身的質量問題外，熔融碳酸鈉的侵蝕和滲透所導致的結構疏松、強度減弱的原因也是不能排除的。

衛(wèi)燃帶本身的質量問題，除了銷釘形狀、數(shù)量、布局、澆鑄料的配比存在的設計問題外，不恰當?shù)氖┕すに嚭推叩倪\行溫度也是不能忽略的（見下文計算）。因此，衛(wèi)燃帶的施工或重建，應當注意以下8點要求：

1）拆除損壞的衛(wèi)燃帶并清理干凈；

2）檢查修復已有的銷釘，增加V形銷釘若干個，其數(shù)量的原則是確保其相互距離不大于150mm；

3）部分位置可增加不銹鋼絲網或鍍鋅鋼絲網；

4）在進行澆鑄耐火材料前，將膜式水冷壁及其銷釘和鋼絲網涂刷厚度不小于0.5mm的瀝青或石墨；

5）不同的澆鑄料，其成分是不一樣的，但是粒度的級配基本是一樣的，最大的粒度不應超過［3］衛(wèi)燃帶截面最小尺寸的1/5，對于厚度為30mm的衛(wèi)燃帶，其粒度的配比一般為［4］5～2.5mm∶2.5～1.25mm∶1.25～0.15mm∶＜0.15mm=30∶40∶22∶8；

6）澆鑄料按要求的比例混合后，應當充分攪拌、及時使用；

7）澆鑄料的成形應當盡量采用模板和機械振動的方式，避免人工搗打成形，而且應當設置足夠的Z形接縫，以避免可能受到的機械應力；

8）澆鑄料成形后，必須有按相關規(guī)定進行保養(yǎng)和烘爐的過程。

需要注意的事，作為澆鑄料的不同粒度的骨料如鉻礦砂，除了含有30%～45%Cr2O3外，還含不同量的Al2O3、SiO2、CaO、Fe2O3等成分，在施工進行配比時，必須事先化驗其成分，不可輕信隨貨質單。同時還要做多種檢測試塊，確認滿足要求后方可進行施工。

2　衛(wèi)燃帶短期腐蝕破損案例

本案例的情況：環(huán)已酮廢液焚燒余熱鍋爐，廢液入爐的溫度是100℃，與天然氣混合比為1kg：0.0582Nm3；混合燃料的低位發(fā)熱量是7138kJ/kg，過量空氣系數(shù)為1.363，燃燒空氣溫度為300℃時，理論燃燒煙氣溫度是1280℃；廢液焚燒量是16800kg/h=4.667kg/s；燃燒后的灰渣主要是碳酸鈉，其數(shù)量是3887kg/h=1.0797kg/s，其熔點是854℃；現(xiàn)場調試中發(fā)現(xiàn)，爐膛出口的煙氣溫度為950℃時，碳酸鈉熔鹽的流動速度能夠滿足要求，預計熔鹽的流動溫度為868℃（下文有根據，不能低于這個溫度，否則流動不暢），如此，爐膛內煙氣的平均溫度是（1280 +950）/2=1115℃；鍋筒的絕對壓力為1.67MPa，膜式水冷壁管內的工質水的平均溫度就是該壓力下的飽和溫度203℃；鍋爐的給水溫度是104℃。

在以上的已知條件下，鍋爐正常運行時，煙氣中的熱量除各種損失外，從熱平衡角度考慮，將有一定的熱流密度qlt（kW/m2），穿過厚度為δry的熔融鹽層、厚度為δgy的固體鹽層、厚度為δwr=0.03m的衛(wèi)燃帶層、厚度為δgb=0.005m的管壁金屬厚度層，直到工質水，使一部分水變?yōu)檎羝仙藉佂?。熱量沿各層的傳導及層間各節(jié)點的溫度如圖2所示，橫坐標代表衛(wèi)燃帶復合爐襯的厚度δ，縱坐標代表衛(wèi)燃帶復合爐襯截面內各節(jié)點的溫度t。

圖2　衛(wèi)燃帶復合爐襯橫截面內各節(jié)點溫度

需要說明的是，固體鹽的腐蝕性比熔融鹽低一個數(shù)量級，所以熱量傳遞路徑中的固體鹽層，對衛(wèi)燃帶具有無可替代的保護作用，是鍋爐安全運行的重要條件。然而事實上由于爐膛的運行溫度過高，或由于衛(wèi)燃帶的導熱系數(shù)過小，或因熔鹽對衛(wèi)燃帶腐蝕生成共晶熔鹽凝結溫度的降低等原因，圖2中的固體鹽層不能形成，致使衛(wèi)燃帶出現(xiàn)短期嚴重腐蝕或衛(wèi)燃帶的使用壽命過短的案例并不鮮見，本案就是其中一例。

3　衛(wèi)燃帶短期腐蝕破損案例理論分析

關于固體鹽層對衛(wèi)燃帶的保護作用的說法，許多資料是這樣解釋的［1-2］：熔融碳酸鈉對衛(wèi)燃帶的初期腐蝕，或衛(wèi)燃帶表面的一部分材料熔入熔融碳酸鈉后，粘度大大增加、流動性變低從而大大降低了腐蝕速度。雖然說法不同，但是結果都是一樣的。為了揭示衛(wèi)燃帶短期嚴重腐蝕損壞的機理，以下對衛(wèi)燃帶的材質、熱物理特性及圖2中的各節(jié)點的溫度，進行分析、計算和研究，從而為探求延長衛(wèi)燃帶使用壽命的路徑提供依據。

3.1爐膛壁面的熱流密度

爐膛壁面的熱流密度是qlt（kW/m2）關系衛(wèi)燃帶設計的重要參數(shù)，按文獻［5］計算的傳熱計算值crltq ，應受到按衛(wèi)燃帶導熱機理所得到的導熱計算值來驗證，原則上，。如果，說明熱力計算時，按文獻［5］表6-2所取用的壁面沾污系數(shù)ζ偏小了。

爐膛煙氣的平均有效絕對溫度，按文獻［5］式（6-49）

根據已知的煙氣成分、理論燃燒溫度、爐膛出口溫度、爐膛結構尺寸，按文獻［5］式（6-36）得爐膛系統(tǒng)黑度。因為爐膛膜式水冷管全部敷設了衛(wèi)燃帶，所以爐膛的系統(tǒng)黑度顯得較大。爐膛的系統(tǒng)黑度具有一定的惰性，這里不考慮其較小的變化，按輻射換熱理論公式（6-47）［5］或（8-24）［6］，得到涵概傳熱和導熱機理的爐膛受熱面的熱流密度：

3.2膜式水冷壁管內側的溫度

膜式水冷壁管內側的溫度就是管內工質水的溫度。膜式水冷壁管內的工質是經過軟化和除氧的水，鍋爐正常運行時，工質處于飽和狀態(tài)，其溫度依變于鍋筒的工作壓力。根據本案鍋筒工作的絕對壓力查表得膜式水冷壁管內側的溫度，即圖2中的t1=ts=203℃。

3.3膜式水冷壁管外側的溫度

膜式水冷壁管的壁厚，決定于其工作壓力和煙氣的腐蝕性，本案采用φ60×5mm碳鋼無縫鋼管，壁厚。查表得碳鋼在200℃時的導熱系數(shù)，按導熱理論［6］得水冷壁管外側的溫度，即圖2中的

3.4衛(wèi)燃帶的厚度、綜合導熱系數(shù)、高溫側的溫度

衛(wèi)燃帶是附著在具有銷釘?shù)哪な剿浔谏系哪突?、耐磨、耐腐的澆鑄料，對于無腐蝕性的燃燒煙氣，衛(wèi)燃帶的作用主要是減少水冷受熱面的吸熱，從而提高爐膛內的溫度，有利于燃料的及時著火、充分燃燒和燃盡。因此，對衛(wèi)燃帶的材料和工藝要求是：足夠的強度；足夠的耐火溫度；較小的導熱系數(shù)；一定的耐磨性能，以保證有足夠的使用壽命。

對于有堿腐蝕或酸腐蝕的燃燒煙氣，特別是本案有較多碳酸鈉熔融鹽的燃燒煙氣，衛(wèi)燃帶的澆鑄材料，不僅要求有一定的耐火、耐磨、耐腐蝕性能，而且其導熱系數(shù)必須大于某個數(shù)值，以便在設計的厚度表面上能有凝結的固體鹽層形成，對衛(wèi)燃帶起到一定的保護作用。假設熔融碳酸鈉對衛(wèi)燃帶沒有腐蝕，那么，要想在衛(wèi)燃帶上形成固體碳酸鈉，衛(wèi)燃帶高溫側的溫度必須低于熔融碳酸鈉的凝固溫度，即圖2中的t3≤854℃。由導熱理論可知，能夠產生固體鹽層的衛(wèi)燃帶的綜合導熱系數(shù)

事實上，熔融的碳酸鈉接觸衛(wèi)燃帶澆鑄料后，一定會腐蝕澆鑄料，同時生成熔點相對較低的共晶復合鹽。因為共晶復合鹽在同等情況下的腐蝕性比純鹽要低，又因為溫度的降低，所以衛(wèi)燃帶被腐蝕到一定的深度后，會有共晶復合固體鹽層的形成，即使是很薄但不等于0的這種固體鹽層，腐蝕就會變得極慢或不再進行。鑒于這種情況，衛(wèi)燃帶的導熱系數(shù)應當大于2.221W/m·℃，或衛(wèi)燃帶的厚度要小于0.03m。鑒于衛(wèi)燃帶的厚度已經是工藝上的最小厚度，不能減小，所以只能加大其導熱系數(shù)。一般認為衛(wèi)燃帶外表面的溫度，即圖2中的t3≤850℃時，即可在其表面上形成固體碳酸鈉鹽層。據此，用式（1）來確定衛(wèi)燃帶的厚度或綜合導熱系數(shù)（在不變的情況下），應當是可以理解的。

根據以上分析，由于熔鹽或共晶復合熔鹽，它們的凝結溫度都比水冷壁管外壁處的溫度高許多，所以衛(wèi)燃帶一般不會被煙氣全部腐蝕掉，衛(wèi)燃帶在自身的特性及一定的爐膛溫度條件下，腐蝕破損到一定程度后會自動停止并開始凝結一層固體鹽層和流動的熔融鹽接觸。計算表明，對于被腐蝕破損的衛(wèi)燃帶，只要水冷壁管受熱面的任何位置都有連續(xù)殘存的衛(wèi)燃帶，且厚度不小于10mm，就沒有必要急于更新。不過，受到腐蝕破損的衛(wèi)燃帶，繼續(xù)使用會有如下新的問題：當維持鍋爐各點溫度運行時，會明顯增加廢液和補充燃料的焚燒量，同時鍋爐的蒸發(fā)量也要隨之增加；反之，各點的溫度會明顯下降，液態(tài)排渣可能不流暢，尾部受熱面可能會出現(xiàn)煙灰堵塞或低溫腐蝕的問題。所以維持衛(wèi)燃帶的良好設計狀態(tài)，對液態(tài)排渣的化廢液焚燒余熱鍋爐的安全穩(wěn)定運行是十分必要的。

3.5固體鹽層的厚度及其高溫側和低溫側的溫度

固體鹽層是指熔融鹽凝結并粘貼在衛(wèi)燃帶表面的那層固體鹽，固體鹽比熔融鹽對金屬的腐蝕速度低一個數(shù)量級，對衛(wèi)燃帶的腐蝕也基本如此。而且熔融鹽的溫度越高，腐蝕越嚴重，所以從保護衛(wèi)燃帶的角度考慮，固體鹽層是必須的，其厚度可以接近0但不應等于0。因為固體鹽層的厚度很薄，有時遠小于1mm，所以其高溫側和低溫側的溫度相差很小，可以認為是相等的，都等于衛(wèi)燃帶的外表面的溫度，即圖2中的t4=t3≤850℃。為進行數(shù)值計算，本案設t4=t3=850℃。

3.6熔融鹽層

●3.6.1 熔融鹽層的形成機理

環(huán)已酮廢液被高度氣化后在爐膛內懸浮燃燒過程中，會有熔融態(tài)的碳酸鈉像被霧化的水一樣彌散在煙氣中。開始的直徑只是幾μm的小珠，隨著煙氣的流動，熔鹽微珠間的碰撞，會不斷地合并結塊，體積變得越來越大。這些大小不一的熔融鹽粒，一部分遇到較冷的壁面時會立刻沾附，不斷地沾附就會成為貼壁的熔融鹽層并向下流動，另一部分隨著結塊的變大，在沒有橫向流動干擾情況下會垂直落到爐膛的底部鹽池。所以，煙氣中的熔鹽微粒，不會100%地沾附在壁面上形成熔融鹽層，燃料中的灰分也不會100%地從爐膛底部排出。

鑒于熔融鹽層的厚度對于提高爐膛液態(tài)排渣量和衛(wèi)燃帶的使用壽命具有重要意義，所以應當設法盡可能提高熔融鹽層的厚度。常用的方法［7-8］是采用旋流燃燒和設計合理的折焰墻。旋流燃燒加上合理的折焰墻，可以使燃料灰分的80%從爐膛底部排出，其中90%以上是從熔融鹽層中流下來的。

●3.6.2熔融鹽層的厚度對其流動速度、高溫側的溫度、爐膛液態(tài)排渣量的影響

為了說明問題，現(xiàn)對本文所指案例作定量計算。已知：爐膛內的豎直衛(wèi)燃帶的高度為h=12m，爐膛的水平截面周界長度為L=16m；衛(wèi)燃帶表面上固體鹽層為gyδ（m），溫度為850℃；固體鹽層上的熔融鹽層平均厚度為ryδ ，溫度約在900℃～1000℃，查得熔融鹽的比重為、動力粘度系數(shù)、導熱系數(shù)

假設研究單元為1m2、厚度為ry（m）δ的熔融鹽薄層，其中心質點向下流動的平均加速度為速度為，最小速度，最大速度，t是研究單元流動發(fā)生的時間。因為，所以研究單元向下流動的平均速度

因為熔融鹽層水平截面上各質點的速度，基本呈線性分布［9］，所以面向爐膛的表面，即煙氣側的速度為2pjryV。根據粘度的定義，研究單元向上的摩擦力為，向下的重力是，由（牛頓第二運動定律），得研究單元質心向下的平均速度

爐膛底部熔融鹽的排出量

由式（6）、式（3）、式（2）、式（5）可知，不同的熔融鹽層的厚度ryδ ，對其流動平均加速度a、平均流動速度、熔融鹽層高溫側溫度、爐膛底部排渣量的定量影響，見表1。

表1　熔融鹽層的　ryδ　對其a、、、　ltG　的影響

表1　熔融鹽層的　ryδ　對其a、、、　ltG　的影響

ry熔融鹽厚度　ryδ　/mm　0.0008　0.0007　0.0006　0.0005熔融鹽層高溫側溫度gt　/℃　867.6　865.4　863.2　861.0熔融鹽層低溫側溫度dryt　/℃　850　850　850　850熔融鹽流平均加速度a/（m·s-2）6.36×10-53.73×10-51.99×10-5　9.71×10-6熔融鹽流平均速度　pjV　/（m·s-1） 0.01954　0.01496　0.01093　7.6329×10-3爐膛排渣量　rssG　/（kg·s-1）　0.6328　0.4240　0.2654　0.1545 ry廢液焚燒總渣量G/（kg·s-1）　1.0797　1.0797　1.0797　1.0797爐膛排渣百分比　rss/ AG　G=　/%　58.61　39.27　24.58　14.31爐膛受熱面熱流密度　ltq　/ （kW·m-2）　47.71　47.71　47.71　47.71

●3.6.3 熔融鹽層的理論厚度

熔融鹽層高溫側的溫度，就是爐膛受熱面的壁面溫度，依爐膛的平均溫度不同而不同。表1說明：環(huán)已酮廢液焚燒余熱鍋爐，衛(wèi)燃帶上可能形成的熔融鹽層的低溫側溫度，均為850℃左右不變，這是由碳酸鈉的特性所決定；同等情況下，熔融鹽層的厚度越厚，則其高溫側的溫度就越高，即允許爐膛的平均溫度就越高，然而熔融鹽層的厚度有很多不確定因素，變化范圍較大，且有最大值，所以爐膛允許的平均溫度也有最大值，超過這個最大值，衛(wèi)燃帶的腐蝕就會加重。

根據以上分析和計算，同等情況下，即混合燃料配比不變、燃燒量不變的情況下，不同的熔融鹽層厚度，因為導熱能力改變了，所以熱流密度自然會改變，爐膛出口溫度也會及時應變。因此：熔融鹽層的厚度、連同與其串聯(lián)的衛(wèi)燃帶的特性參數(shù)，對爐膛的熱力特性具有非常重要的影響，這種影響的定量值，在文獻［5］中歸結為水冷壁受熱面的沾污系數(shù)ζ，詳見文獻［5］中的表6-2；準確的沾污系數(shù)ζ，是對具體爐型具有很強針對性的重要參數(shù)，是多次迭代計算的結果。

必須的熔融鹽層厚度，不僅是爐膛必須排渣量的需要，更是形成固體鹽層的需要。根據爐膛底部的實際液態(tài)排渣量，按表1可以反算出熔融鹽層的厚度。鍋爐設計時，根據爐膛底部需要的液態(tài)排渣量（這種需要，必須要有相應的技術措施，比如旋流燃燒、恰當?shù)恼垩鎵Φ龋?，可以計算出理論熔融鹽層的厚度。

根據混合燃料的灰分，應當說是根據焚燒后的灰量，確定爐膛底部可能的液態(tài)排渣量，進而計算出熔融鹽層的可能厚度，根據熔融鹽層的可能厚度，計算其高溫側的溫度，即爐膛受熱面的允許壁面溫度，再根據爐膛必須的出口溫度，進而計算出爐膛內的理論燃燒溫度。最后，根據求得的理論燃燒溫度，進行廢液、補充燃燒的配比設計。

3.7爐膛煙氣層名義厚度

這里定義的爐膛煙氣層名義厚度，是指爐膛內熔融鹽層外，煙氣溫度不受熔融鹽層影響的位置，距離熔融鹽層表面的距離，即煙氣平均溫度點到熔融鹽層表面的距離。研究它的目的，在于進一步說明熱量的傳遞路徑。

4　環(huán)已酮廢液焚燒余熱鍋爐衛(wèi)燃帶的設計程序

參照圖2，衛(wèi)燃帶的設計程序如下：

2）確認膜式水冷壁管內壁和外壁的溫度。

3）衛(wèi)燃帶復合爐襯的導熱系數(shù)。

對于本文所指案例，衛(wèi)燃帶復合爐襯的綜合導熱系數(shù)（W/m·℃）必須達到

必須指出，因為爐膛內沒有折焰墻，又無旋流驅動，所以上述熔融碳酸鈉厚度只是理想的最大數(shù)值，實際上會小很多。所以衛(wèi)燃帶的綜合導熱系數(shù)，應設計得更大些，否則衛(wèi)燃帶將會受到較快的腐蝕。參照文獻［5］示例5，建議采用的碳化硅耐火澆鑄料。不過，對于現(xiàn)有結構尺寸的鍋爐，由于加大了衛(wèi)燃帶的導熱系數(shù)，廢液焚燒量、補充燃料、鍋爐蒸發(fā)量都會在原設計值的基礎上相應增加。

4）衛(wèi)燃帶表面的固體鹽層溫度。

衛(wèi)燃帶表面的固體鹽層溫度，應略低于熔融鹽的凝結溫度，對于本案來說，固體鹽層低溫側的溫。因為從經濟運行角度考慮，固體鹽層不可能很厚，所以可以認為其高溫側的溫度

5）熔融鹽層高溫側的溫度，即爐膛內受熱面的壁面溫度。

熔融鹽層高溫側的溫度，即爐膛內受熱面的壁面溫度，是決定鍋爐燃料配比、允許的安全運行溫度的重要依據。熔融鹽層的厚度有很多不確定因素，本案當爐膛底部排渣量為灰渣總量的58.61%時，且全部以貼壁熔融鹽層的形式流出時，按爐膛結構尺寸計算得熔融鹽層的厚度厚度雖然很小，但是這已是較大可能的厚度了。按這個厚度，本案計算得到的爐膛受熱面，允許的熱流密度，熔融鹽層高溫側的最高溫度，即爐膛內受熱面的允許的壁面溫度

5　結論

1）堿爐衛(wèi)燃帶的作用，除了維持爐膛較高的溫度，以利于廢液的及時著火、充分穩(wěn)定地燃燒，同時還能減少補充燃燒的數(shù)量，更為重要的是，可以有效防止腐蝕性煙氣對受熱面的直接腐蝕和磨損。所以，維持衛(wèi)燃帶的良好設計狀態(tài)是十分必要的。

2）衛(wèi)燃帶要有效保護膜式水冷壁管受熱面，其本身必須要有一定的抗腐蝕性。為此，本案所說的衛(wèi)燃帶，表面溫度必須小于850℃，當厚度0.03m時，其截面綜合導熱系數(shù)必須大于2.235；在非旋流燃燒和無折焰墻的情況下，建議采用的碳化硅耐火澆鑄料。

3）衛(wèi)燃帶的施工或重建，應當注意本文提出的8點要求。

4）鍋爐必須按設計參數(shù)運行。對于本案，在爐膛出口溫度維持在950℃～1000℃的情況下，爐膛內的平均燃燒溫度，必須通過改變燃料混合比的方式，控制在1115±25℃的范圍內，不得長期超溫運行。

參考文獻

［1］占華生，康振杰，李燕京，等.廢棄物熔融爐用氧化鉻質耐火材料及無鉻化研究現(xiàn)狀［N］.中國建材報，2010-04-21（004）.

［2］桂明璽.廢棄物焚燒爐和熔融爐用耐火材料的損毀［J］.國外耐火材料，2002，01：33-37.

［3］林宗虎，徐通模.實用鍋爐手冊［M］.化學出版社，1999：587-589.

［4］北京鍋爐廠.設計手冊第一冊［Z］.1967：297-298.

［5］鍋爐機組熱力計算—標準方法［S］.北京：機械工業(yè)出版社，1976.1：37-42+180-181.

［6］楊世銘，陶文銓.傳熱學［M］.北京：高等教育出版社，1998：29-31+291.

［7］馮俊凱，沈幼庭.鍋爐原理及計算（第二版）［M］.北京：科學出版社，1992：202-206.

［8］西安交通大學鍋爐教研室.鍋爐設備［Z］.

［9］西安交通大學流體力學教研室.流體力學［M］. 1964：10-12.

中圖分類號：X924.2

文獻標識碼：B

文章編號：1673-257X（2016）02-0053-07

DOI：10.3969/j.issn.1673-257X.2016.02.014

作者簡介：卜銀坤（1944～），男，本科，高級工程師，從事鍋爐、壓力容器設計和研究工作。

收稿日期：（2015-06-01）

Theoretical Analysis and Countermeasures on Refractory Belt Corrosion and Fall off in Cyclohexanone Wastewater Incineration Waste Heat Boilers

Bu Yinkun
（Beijing Aerospace Propulsion Institute，Beijing Aerospace Petrochemical Technology and Equipment Engineering Corporation Beijing 100076）

AbstractLots of molten sodium carbonate is contained in cyclohexanone wastewater incinerations flue gas，which could etch waste heat boiler ignition belt inevitably. Because of the quality problems of design and construction，or the inappropriate operation over temperature，the service life of refractory belt is about two years，as the shortest is less than two months. The path flue gas heat transferring to working medium water is by molten salt layer，solid salt layer，refractory layer refractory belt，membrane water wall tubes of metal layer thickness. Using the basic theory of heat transfer and thermal calculation standard method，beginning from the known temperature of the working fluid in the membrane wall tube，along opposite direction of heat conduction，this paper analyzes and calculates the temperature of flue gas side of the molten salt layer，that is the wall temperature facing furnace heating surface，thereby the average furnace flue gas temperature in operation is solved. Because the corrosivity of solid salt is much more lower than molten salt，it would be nessary to control the average gas temperature in furnace operation，the design thermal conductivity in refractory belt integrated，proper fire resistance and abrasion resistance，to formulate refractory belt solid salt layer on the surface，and keep life cycle refractory belt in the optimum level.

KeywordsCyclohexanone waste water Waste water incineration Exhaust heat boiler Refractory belt Corrosion Life cycle