李強(qiáng)，朱建國(guó)

（南通醋酸纖維有限公司，江蘇南通226008）

一起高溫過熱器爆管分析

李強(qiáng)，朱建國(guó)

（南通醋酸纖維有限公司，江蘇南通226008）

某130 t/h高溫高壓煤粉爐運(yùn)行7 350 h后發(fā)生高溫過熱器爆管。通過分析爆管的主要原因，指出鍋爐低氮燃燒器改造以及高壓加熱器投運(yùn)率低帶來的負(fù)面影響，并提出相應(yīng)的防范改善措施。

鍋爐；高溫過熱器；爆管；低氮燃燒

鍋爐“四管泄漏”是造成機(jī)組非計(jì)劃停運(yùn)的主要原因。對(duì)于自備電站的鍋爐，若由于“四管泄漏”使得鍋爐緊急停運(yùn)，很有可能迫使熱電生產(chǎn)部門采取限汽限電措施，影響全公司的安全經(jīng)濟(jì)運(yùn)行。某公司自備電站新投運(yùn)的130 t/h高溫高壓煤粉爐是該公司的主力鍋爐，運(yùn)行僅7 350 h即發(fā)生高溫過熱器爆管，被迫緊急停爐，給公司生產(chǎn)造成嚴(yán)重影響。

1 鍋爐概況

該公司自備電站鍋爐為國(guó)產(chǎn)中間倉(cāng)儲(chǔ)式、四角切圓直流燃燒、高溫高壓汽包鍋爐，2011年5月制造，2012年5月投產(chǎn)。

兩級(jí)對(duì)流過熱器的材料分別為：第一級(jí)為12Cr1MoVG，第二級(jí)為20G/GB5310。

兩級(jí)汽溫調(diào)節(jié)均采用噴水減溫器，第一級(jí)粗調(diào)，第二級(jí)細(xì)調(diào)。第一級(jí)噴水用于控制屏式過熱器管的壁溫不超過允許值。經(jīng)二次噴水調(diào)溫保證過熱器出口蒸汽溫度的穩(wěn)定。

2 爆管情況

該爐爆管部位為高溫過熱器右側(cè)第六排向火側(cè)第一根管子外圈，爆管特征分析如下：

（1）管子破口呈脆性斷口特征。如圖1所示，爆口粗糙，邊緣較鈍，呈典型的厚唇狀，邊緣為不平整的鈍邊，爆口處管壁厚度減薄不多，脹粗不明顯。

圖1 破口外觀

（2）管子外壁有多條縱向裂紋。如圖2所示，靠近爆口的向火側(cè)外壁氧化層上存在多條縱向裂紋，分布范圍可達(dá)整個(gè)向火側(cè)。

圖2 外壁氧化層上的縱向裂紋

（3）如圖3所示，發(fā)生爆管的過熱器管存在外壁氧化皮分層現(xiàn)象。

圖3 外壁氧化皮分層

（4）內(nèi)壁清潔無積垢。通過對(duì)管內(nèi)壁進(jìn)行檢查，內(nèi)壁清潔無積垢，可排除蒸汽品質(zhì)劣化、內(nèi)壁積垢造成傳熱惡化的可能。

根據(jù)以上情況分析，該爐過熱器爆管可判斷為長(zhǎng)期過熱造成的應(yīng)力氧化裂紋型爆管。

3 原因分析

3.1 高溫過熱器設(shè)計(jì)材質(zhì)耐溫裕量不足

高溫過熱器設(shè)計(jì)材質(zhì)耐溫裕量不足，特別是未考慮到工況最惡劣的受熱管。額定工況下該位置理論計(jì)算壁溫為572.5℃，12Cr1MoVG鋼的允許壁溫為580℃，運(yùn)行過程中的負(fù)荷波動(dòng)很容易造成超溫。同時(shí)由于熱偏差的存在，運(yùn)行中過熱器外圈、向火側(cè)、煙氣走廊處受熱管的熱負(fù)荷會(huì)大于其余管道。

3.2 低氮燃燒的影響

GB 13223-2011根據(jù)《火電廠大氣污染物排放標(biāo)準(zhǔn)》中對(duì)重點(diǎn)地區(qū)的要求，現(xiàn)役鍋爐在2014年7月1日前氮氧化物排放必須低于100 mg/Nm3。2012年5月，該鍋爐剛投產(chǎn)即進(jìn)行了低氮改造。由于低氮燃燒改變了傳統(tǒng)的燃燒方式，其最大的負(fù)面影響就是使火焰中心上移，過熱器吸熱增加，高溫過熱器部位的熱強(qiáng)度可能高于設(shè)計(jì)值。鍋爐相應(yīng)設(shè)計(jì)及典型工況（鍋爐蒸發(fā)量130 t/h，給水溫度215℃）下的煙溫參數(shù)如表1所示。

表1 設(shè)計(jì)及典型工況下的各級(jí)煙溫參數(shù)℃

由于缺少足夠的過熱器壁溫測(cè)點(diǎn)（目前只有4個(gè)，且不具有代表性），因此計(jì)算出相應(yīng)工況下的理論壁溫作為參考。

過熱器壁溫計(jì)算簡(jiǎn)化公式為：

式中：tb為過熱器壁溫；t為管內(nèi)蒸汽溫度；μ為相關(guān)系數(shù)；q為受熱面熱負(fù)荷；λ為煙氣和工質(zhì)之間的傳熱系數(shù)，近似取定值。

式中：k為轉(zhuǎn)換系數(shù)；Q為高溫?zé)煔夥艧崃?；H′為高溫過熱器前煙溫焓值；H″為高溫過熱器后煙溫焓值。

由式（1）、式（2）推出tb=t+μ/λ·K（H′-H″），令K′=μ/λ·K，得tb=t+K′（H′-H″）。

利用設(shè)計(jì)煤種進(jìn)行煙氣焓值的計(jì)算，得：

其中，H1為高溫過熱器前煙氣設(shè)計(jì)焓值；H2為高溫過熱器后煙氣設(shè)計(jì)焓值；H3為表1中典型工況下高溫過熱器前煙氣焓值；H4為表1中典型工況下高溫過熱器后煙氣焓值。

運(yùn)行中高溫過熱器冷端出口溫度約為520℃，設(shè)計(jì)溫度為503.6℃。根據(jù)設(shè)計(jì)數(shù)據(jù)，572.5=503.6 +（9 622.3-7 334.9）×K′，得K′=0.030 12。

因此，得出上述工況的實(shí)際壁溫為520+（10 195.1-7 578）×K′=598.8℃，已經(jīng)超出該材質(zhì)允許壁溫18.8℃。

3.3 高壓加熱器投運(yùn)率低

由于高壓加熱器因泄漏問題短時(shí)間內(nèi)無法根治而未能投運(yùn)，導(dǎo)致該鍋爐給水溫度長(zhǎng)期只有145℃，遠(yuǎn)小于設(shè)計(jì)值215℃。但是由于總蒸汽負(fù)荷的原因，該鍋爐實(shí)際蒸發(fā)量長(zhǎng)期維持在125～130 t/h，該工況下的各級(jí)煙溫參數(shù)如表2所示。

表2 高壓加熱器未投運(yùn)工況下的各級(jí)煙溫參數(shù)℃

根據(jù)公式

式中：B為鍋爐燃煤量；Qnet為燃煤低位發(fā)熱量；Q為鍋爐產(chǎn)汽量；η為鍋爐效率；h0為主蒸汽焓值；hfw為主給水焓值。

當(dāng)給水溫度為215℃、主蒸汽壓力8.6 MPa、主蒸汽溫度535℃、蒸發(fā)量130 t/h、鍋爐效率η取90%、低位發(fā)熱量Qnet為21 760 kJ/kg時(shí)，燃煤量為17.1 t/h；當(dāng)給水溫度145℃、主蒸汽壓力8.6 MPa、主蒸汽溫度535℃、蒸發(fā)量130 t/h、鍋爐效率η取90%、低位發(fā)熱量Qnet為21 760 kJ/kg時(shí)，燃煤量為19.1 t/h，折算成給水215℃時(shí)的蒸發(fā)量為144.7 t/h?？梢姶藭r(shí)鍋爐已經(jīng)超負(fù)荷。

按3.2中的方法計(jì)算，此時(shí)的高溫過熱器壁溫約為608℃。

由此可見，2種因素疊加，若給水溫度在145℃，采用低氮燃燒，鍋爐蒸發(fā)量130 t/h，仍然按原有參數(shù)調(diào)整，壁溫可達(dá)608℃。

按拉森—米勒方程進(jìn)行壽命預(yù)測(cè)：

式中：T為管材設(shè)計(jì)工作溫度，用開式溫度計(jì)算；C為與材質(zhì)有關(guān)的系數(shù)，鉻鉬鋼取23；τ為運(yùn)行小時(shí)數(shù)。

原設(shè)計(jì)壽命為10 000 h，將數(shù)據(jù)代入，得τ= 7 442 h，可見管材壽命大為縮短。

由以上計(jì)算過程可知，由于采用低氮燃燒且高壓加熱器未能投運(yùn)，鍋爐已處于超負(fù)荷運(yùn)行狀態(tài)，高溫過熱器壁溫平均高達(dá)608℃，遠(yuǎn)高出設(shè)計(jì)值，這是造成過熱器爆管的直接原因。

4 應(yīng)對(duì)措施

（1）為了盡量減小燃燒熱偏差，規(guī)定正常運(yùn)行時(shí)爐膛出口A，B側(cè)煙溫差不得超過20℃，主要調(diào)節(jié)手段為控制四角燃燼風(fēng)風(fēng)門開度。

（2）為了控制高溫過熱器內(nèi)蒸汽溫度，通過調(diào)節(jié)一級(jí)減溫水，控制高溫過熱器進(jìn)口集箱溫度不超過435℃、二級(jí)減溫器入口溫度不超過500℃，可將壁溫降低20℃以上。

（3）通過調(diào)節(jié)二級(jí)減溫水，控制主蒸汽溫度不超過540℃。

（4）為了降低火焰中心，正常運(yùn)行時(shí)，下層給粉機(jī)給粉量應(yīng)高于上層給粉機(jī)10%～20%，同層給粉機(jī)均勻給粉；在允許范圍內(nèi)開大上層二次風(fēng)及燃燼風(fēng)。

（5）避免鍋爐負(fù)荷大幅度波動(dòng)，嚴(yán)禁大幅度調(diào)節(jié)減溫水。

（6）高壓加熱器投入運(yùn)行。加熱器未投入以及給水溫度較低時(shí)，鍋爐負(fù)荷不得超過120 t/h，嚴(yán)格監(jiān)視上述溫度參數(shù)。

（7）利用大修機(jī)會(huì)安裝足夠的壁溫測(cè)點(diǎn)。

5 結(jié)語

鍋爐采用低氮燃燒器后火焰中心會(huì)升高，運(yùn)行中應(yīng)嚴(yán)格監(jiān)視重點(diǎn)部位壁溫和煙溫不超限，當(dāng)采取調(diào)整措施仍然收效甚微時(shí)應(yīng)降低機(jī)組負(fù)荷，以保證鍋爐安全運(yùn)行。

[1]周強(qiáng)泰.鍋爐原理[M].北京：中國(guó)電力出版社，2009.

[2]楊義波.熱力發(fā)電廠[M].北京：中國(guó)電力出版社，2010.

[3]孟祥澤.電站鍋爐壓力容器事故案例分析與預(yù)防[M].北京：水利電力出版社，2007.

[4]易大賢.鍋爐課程設(shè)計(jì)指導(dǎo)書[M].北京：水利電力出版社，1991.

[5]白果亮.鍋爐設(shè)備運(yùn)行[M].北京：中國(guó)電力出版社，2005.

（本文編輯：徐晗）

下期要目

●基于組合賦權(quán)法的電網(wǎng)規(guī)劃方案綜合協(xié)調(diào)性評(píng)價(jià)

●通過保護(hù)動(dòng)作電流定位1 000 kV GIS故障點(diǎn)的實(shí)例分析

●一種用于異常用電檢測(cè)的負(fù)荷模式分析新方法

●防護(hù)橫梁法在輸電線路跨越高速鐵路中的應(yīng)用

●應(yīng)用太陽能與半導(dǎo)體技術(shù)散熱的智能終端柜的研制與應(yīng)用

●1 000 MW機(jī)組爐內(nèi)結(jié)渣物的理化分析

●“拆斷旁母、分段轉(zhuǎn)供”方案在變電站母線設(shè)備檢修時(shí)的應(yīng)用

●智能變電站合并單元延時(shí)的檢測(cè)方法

●發(fā)電機(jī)勵(lì)磁變壓器二次電壓設(shè)計(jì)取值的探討

●600 MW機(jī)組鍋爐高壓給水管道振動(dòng)測(cè)試分析及治理

●便攜式光纖輔助測(cè)試盒的研制與應(yīng)用

Analysis on Tube Burst of High-temperature Superheater

LI Qiang，ZHU Jianguo
（Nantong Cellulose Fibers Co.，Ltd.，Nantong Jiangsu 226008，China）

A 130 t/h high-temperature and high-pressure coal-fired boiler experienced tube burst after 7350-hour operation.By analyzing the main causes for tube burst，this paper points out the negative effects of transformation of low nitrogen burner and low operation rate of high-pressure heater，besides it puts forward corresponding preventive and improvement measures.

boiler；high-temperature superheater；tube burst；low nitrogen combustion

TK227

：B

：1007-1881（2014）08-0043-03

2014-04-25

李強(qiáng)（1974-），男，江蘇南通人，工程師，主要從事熱電生產(chǎn)技術(shù)工作。