600MW 超臨界W 火焰鍋爐前墻上爐膛水冷壁撕裂原因分析及處理

唐道建， 謝志文， 劉瑞東， 熊顯巍，李玉鵬， 楊太勇， 黃允修

（1.四川中電福溪電力開發有限公司，四川宜賓645152；2.上海發電設備成套設計研究院，上海200240）

超臨界W 火焰鍋爐固有的技術特點（如燃燒器布置形式、水冷壁管圈方式、直流爐的特性等）決定了其在運行中要控制水冷壁管子間熱偏差的難度較亞臨界W 火焰鍋爐、超臨界對沖鍋爐更大，因此容易出現熱應力太大導致的水冷壁變形撕裂等問題.筆者通過爐內數值模擬計算和水動力校核計算，分析了汽溫偏差過大的原因以及運行調整、檢修和技術改造措施，以滿足鍋爐安全穩定運行的需要.

1 機組概況

四川中電福溪電力開發有限公司一期工程裝設2臺600 MW 超臨界燃煤汽輪發電機組，鍋爐為超臨界參數、W 火焰燃燒、垂直管圈水冷壁變壓直流鍋爐、一次再熱、平衡通風、露天布置、固態排渣、全鋼構架、全懸吊結構Π 形鍋爐，鍋爐保證熱效率不低于91%（按低位發熱量計算）.爐膛的寬度×深度為32 121mm×17 100mm，爐底標高為8 000mm，爐頂標高為64 000mm，鍋爐及燃燒器布置簡圖見圖1，鍋爐主要參數見表1.

圖1 鍋爐及燃燒器布置簡圖Fig.1 Arrangement drawings of the boiler and burners

表1 鍋爐主要參數Tab.1 Main parameters of the boiler

2 水冷壁存在的問題

2.1 水冷壁鰭片拉裂

1號鍋爐于2011年10月完成168h試運行，11月21日停爐整體檢查時發現前墻上爐膛水冷壁鰭片（水冷壁管直徑為31.8 mm、壁厚7 mm，材料為12Cr1MoVG；鰭片厚6.4mm，材料為12Cr1MoV）嚴重拉裂，裂口最長約15m，最寬約40mm，共計5條裂縫，主要分布于鍋爐中心線兩側，靠近爐膛中心線，從中間混合集箱貫通到頂棚以下位置（見圖2）.

2.2 水冷壁泄漏

前墻上爐膛水冷壁泄漏發生在3個部位：一是過渡段處，此處鰭片（厚9mm，材料為15CrMo）厚度大于管子（直徑為31.8 mm、壁厚5.5 mm，材料為SA213－T12）厚度而直接拉裂管子，如圖3所示；二是鰭片現場焊接不規范厚度過大或施工用吊耳等局部強度大于管子強度等部位，如圖4所示；三是兩條相近開裂鰭片端部結合部位，如圖5所示.鍋爐投運前2年每年基本都有1～2次泄漏，嚴重影響了鍋爐的可靠性.

圖2 1號機組水冷壁裂縫示意圖Fig.2 Location of cracks on the water wall of No.1unit

圖3 過渡段處鰭片厚度大于管子壁厚的泄漏Fig.3 Leakage caused by different thickness between the tube and fin in transition section

圖4 現場焊接鰭片強度大于管子強度處裂紋延伸到管子的泄漏Fig.4 Leakage caused by different strength between the tube and fin formed during welding

圖5 兩條相近開裂鰭片端部結合部位拉裂管子的泄漏Fig.5 Leakage caused by two adjacent cracks at fin ends

3 原因初步分析

W 火焰鍋爐結構較切圓燃燒、對沖燃燒鍋爐特殊，因為燃燒器在前后墻拱上位置各布置一層，噴嘴及火焰先向下俯沖，所以燃燒器區域水冷壁管布置不規則.由于爐膛形狀的不規則，水冷壁管屏只能垂直布置，水冷壁采用低質量流速水動力技術，下爐膛水冷壁選用優化內螺紋管.另外，水冷壁中間集箱沒有采用全混合方式，不能有效消除下爐膛水冷壁汽水側的溫度差與密度差，導致上爐膛水冷壁的熱偏差疊加了下爐膛水冷壁帶來的熱偏差.設計最大允許屏間溫差為80K，相鄰管子間最大允許溫差達到50K.實際運行時水冷壁壁溫對爐內燃燒工況較為敏感，壁溫隨燃燒的波動而波動，穩定工況下壁溫差接近100K，如圖6所示.

圖6 前墻上爐膛水冷壁出口實測汽溫分布Fig.6 Distribution of measured steam temperature at front wall outlet in upper furnace

表2給出了水冷壁前墻材料及管子尺寸，尺寸中第1個數字表示直徑，第2個數字表示壁厚，min表示內螺紋管.由表2可知，該電廠W 火焰鍋爐上爐膛前墻材料為12Cr1MoVG，直徑為31.8mm、壁厚7mm；水冷壁鰭片材料為15CrMoG，壁厚6.4 mm，已經達到超超臨界參數鍋爐所用的水冷壁材料檔次，可以排除材料檔次過低導致水冷壁開裂的可能.

表2 水冷壁前墻材料及尺寸Tab.2 Materials and sizes of tubes adopted by the front wall

4 計算及分析

4.1 爐內燃燒、傳熱數值模擬計算

4.1.1 CFD 數值模型與網格劃分

進行實爐全尺寸建模，劃分非結構化網格320萬個（見圖7），燃燒器進口采用速度進口邊界，水冷壁壁面和屏式過熱器壁面采用管內工質溫度－熱阻邊界條件，即不同的輻射受熱面區域設置不同的管內工質溫度與熱阻，使模型更貼近實際情況［1］.

圖7 網格劃分Fig.7 Grid division

4.1.2 爐內流場和溫度場的均勻性狀態

由于W 火焰鍋爐上爐膛的爐膛深度相對于同容量的切圓燃燒鍋爐和前后墻對沖燃燒鍋爐明顯偏小.因此，折焰角對上爐膛前后墻熱負荷分布的影響較其他爐型更大，即折焰角明顯將煙氣擠向前墻.圖8和圖9 給出了BMCR 工況下爐膛中心縱截面的速度和溫度分布，其中鍋爐投運6臺磨煤機，燃盡風率為15%.由圖8和圖9可知，BMCR 工況下由于前墻向后墻的速度和溫度由高向低變化很明顯，前墻上爐膛的熱負荷明顯高于后墻上爐膛.當熱負荷不均勻系數不變時，平均熱負荷增大，則熱負荷偏差絕對值增大.因此，上爐膛的爐膛深度太小，導致前墻上爐膛水冷壁的熱負荷出現更大的不均勻性.

圖8 爐膛中心縱截面速度分布Fig.8 Velocity distribution on the center section

4.1.3 BMCR 工況下的熱負荷分布

圖10給出了沿爐膛高度方向的熱負荷不均勻系數分布，其中燃盡風率為15%.由圖10 可知，爐膛高度方向上的熱負荷不均勻系數最大值約為1.28，位于前后拱的上部（即拱標高29.56m）.

圖9 爐膛中心縱截面溫度分布Fig.9 Temperature distribution on the center section

圖10 沿爐膛高度方向的熱負荷不均勻系數Fig.10 Distribution of heat load diversity factor along furnace height

圖11 ～圖13給出各斷面處的熱負荷不均勻系數分布，其中燃盡風率均為15%.由圖11～圖13可知，爐膛四周熱負荷不均勻系數最大值約為1.25.

圖11 標高25.6m 處爐膛四周熱負荷不均勻系數Fig.11 Distribution of heat load diversity factor all around the furnace at level 25.6m

圖12 標高35.6m 處爐膛四周熱負荷不均勻系數Fig.12 Distribution of heat load diversity factor all around the furnace at level 35.6m

圖13 標高49.6m 處爐膛四周熱負荷不均勻系數Fig.13 Distribution of heat load diversity factor all around the furnace at level 49.6m

4.2 水動力校核計算結果

4.2.1 上爐膛水冷壁各管出口汽溫計算結果

將第4.1.3節中熱負荷計算結果作為水動力校核計算的熱負荷邊界條件.首先，將下爐膛水冷壁出口實測汽溫數據作為實際運行工況的上爐膛水冷壁入口汽溫邊界條件，計算上爐膛水冷壁各管出口汽溫（即實際運行工況），然后假設完全混合后的入口汽溫邊界條件來計算上爐膛水冷壁各管出口汽溫（即上爐膛進口工質混合均勻工況，以下簡稱進口均勻工況）.上爐膛水冷壁各管出口汽溫計算結果見圖14.

圖14 上爐膛水冷壁各管出口汽溫計算結果Fig.14 Calculated steam temperature at outlet of various tubes in the upper furnace

由圖14 可以看出，如果中間混合集箱混合均勻，則爐膛水冷壁各管出口汽溫偏差應該在20K 以內，而實際運行時上爐膛水冷壁各管出口汽溫偏差卻達到90K 以上，這與圖6中實測數據基本一致.

4.2.2 上爐膛各管質量流量計算結果

計算邊界條件與第4.2.1節相同，圖15給出了上爐膛各管質量流量計算結果.由圖15可以看出，如果中間混合集箱混合均勻，則各管質量流量偏差較小.實際運行時，混合不均勻，各管質量流量偏差增大，加劇了上爐膛水冷壁各管出口汽溫偏差的不均勻性.以上計算結果表明，中間混合集箱混合不均勻是導致上爐膛水冷壁各管出口汽溫偏差很大的重要原因.

圖15 上爐膛水冷壁各管質量流量計算結果Fig.15 Calculated mass flow at outlet of various tubes in the upper furnace

4.3 中間混合集箱混合不均勻的原因

首先，從中間混合集箱的結構來看，東方鍋爐（集團）股份有限公司設計的中間混合集箱存在一定的缺陷，不是完全混合集箱.前墻水冷壁中間混合集箱為一個長集箱，其截面尺寸為直徑323.9mm、壁厚64mm，長度為31 913mm，共有4排接孔.其中有2排接孔（668個）作為集箱入口，連接前墻中間混合集箱以下的668根水冷壁管子；另外的2排接孔共有668個，作為集箱出口，連接前墻中間混合集箱以上的668根水冷壁管子.前墻中間混合集箱長度太長，直徑太小，達不到混合均勻的目的.

其次，從需要混合的工質來看，混合難度也較大，中間混合集箱區域正好處在超臨界壓力蒸汽的大比熱容區附近，從下爐膛水冷壁各管出口汽溫分布來看，各管之間出口汽溫偏差在30K 以內，但這30K 正好橫跨在大比熱容區附近，大比熱容區的特點是溫差不大，但是密度差很大（見圖16）.大比熱容區的特點導致下爐膛水冷壁各管出口汽溫偏差不大，但是各管之間的密度差很大，而密度差越大就越難混合均勻.

圖16 汽溫與密度的關系圖Fig.16 Steam temperature vs.density

5 處理措施及實施效果

5.1 水冷壁壁溫測點增設

上爐膛水冷壁出口前墻原有27 個測點，新增120個測點；側墻原有18 個測點，新增44 個測點.下爐膛水冷壁出口前墻原有27個測點，新增120個測點；后墻原有27個測點，新增112個測點.

5.2 水冷壁止裂孔開孔［2］

為防止超臨界W 火焰鍋爐前墻水冷壁運行中鰭片開裂后拉壞管子，控制裂縫長度，在前墻過渡段集箱以上每層剛性梁間中心線左右各3 m 之內的每根管子間和已開裂鰭片端部開設止裂孔，開孔直徑為8mm，采用機械鉆孔開孔，保證開孔圓滑、無尖角、避免應力集中，開孔處用直徑8mm 的圓鋼插入封堵（插入深度為6.4 mm），圓鋼與鰭片點焊固定（見圖17）.圓鋼封孔作用可增加止裂孔抗疲勞壽命3～8倍，遮擋高溫煙氣.

5.3 全面檢查水冷壁剛性梁張力板膨脹系統

利用機組檢修期間對鍋爐前墻上爐膛水冷壁剛性梁卡澀變形的部位進行疏導，有效防止張力板耳板膨脹受阻，對從上至下的9層剛性梁進行檢查，剛性梁標高分別為62 250 mm、60 250 mm、58 250 mm、56 350 mm、54 000 mm、51 750 mm、49 500 mm、47 450mm 和45 100mm.

5.4 燃燒優化及運行調整

首先在各種負荷下優化磨煤機組合方式，減小沿爐膛寬度方向的熱負荷偏差.其次可采用“前墻壓后墻”的配風模式，即關小后墻中部各燃燒器的總風門，使整體火焰中心向后墻移動，增強前后墻熱負荷均勻性［3］，以保證在穩定運行工況下水冷壁溫差不超過80K 為標準，盡量控制在50K 內.通過摸索啟停機及加減負荷運行方式，盡量控制變工況下的溫差在合格范圍內，全力縮短超溫幅度和時間，從根本上控制溫差過大的根源.

5.5 階段性改造措施［2］

在2014年機組大修期間對鰭片開裂和水冷壁變形比較嚴重的區域進行整體更換，即標高45 624 mm（過渡段入口集箱標高45 550 mm）～61 875 mm、爐膛（設計爐膛寬度為32 000mm）中心左右各10m 范圍內區域，同時恢復水冷壁密封焊接.根據現場實際撕裂情況以及專業機構計算，鰭片現場焊接工藝由雙面焊接優化為單面焊接，既保證水冷壁自由膨脹時需要的應力，又防止了雙面焊接后鰭片強度大于管子強度帶來的隱患.

5.6 后續改造方案

對同型號鍋爐在基建期間的部分項目進行了水冷壁中間全混合集箱改造，但運行后仍然出現前墻上爐膛水冷壁撕裂現象，可以推斷由于需要混合的蒸汽正好處在大比熱容區附近，下爐膛水冷壁各管出口密度差較大，采用水冷壁中間全混合集箱不能完全解決問題.2號鍋爐從調試期間一直把水冷壁出口汽溫偏差作為核心參數進行監控，在基建期間按照1號鍋爐開裂的部位進行人為開縫，在運行一年后重新密封焊接，運行3年未發現有新裂紋產生.鑒于以上實際情況，暫不進行水冷壁中間全混合集箱改造.

5.7 實施效果

通過嚴格的水冷壁運行溫差控制，保證膨脹系統自由膨脹，控制焊接強度匹配，有效避免了水冷壁因溫差大導致膨脹不暢而撕裂管屏的現象，1號鍋爐大修后2 次停機檢查都沒有發現水冷壁撕裂現象，保障了鍋爐安全穩定運行.

6 設計方面的建議

為了預防超臨界W 火焰鍋爐水冷壁產生撕裂，在實際生產中最主要的是要控制好水冷壁管子間的溫差.鍋爐點火啟動、升降負荷、磨煤機的啟停、煤粉管道的調整等都要考慮到減小水冷壁的熱負荷不均勻性，同時在鍋爐設計方面有以下4點建議.

（1）有效降低下爐膛的熱偏差.

W 火焰鍋爐下爐膛熱負荷分布在燃燒工況變化以及負荷變化時，沿著爐膛的分布規律基本一致，可考慮加裝部分節流圈，有針對性地減小一部分下爐膛熱偏差，同時也減小了下爐膛水冷壁出口各管的蒸汽密度差，可以增強中間混合集箱的混合效果.

（2）水冷壁中間全混合集箱設計.

雖然水冷壁中間全混合集箱不能完全解決問題，但水冷壁中間全混合集箱還是能減小一部分進入上爐膛水冷壁的汽溫偏差，在一定程度上能防止上、下爐膛水冷壁熱偏差的疊加放大.

（3）水冷壁測點數量足夠.

在鍋爐運行中控制爐膛水冷壁不超溫，以及將溫差控制在合理的范圍內是最有效的防止水冷壁撕裂的措施之一.為方便運行時對壁溫的監測，需要在設計時根據燃燒器布置方式在爐膛水冷壁上設置足夠的壁溫測點，并設置多級水冷壁報警溫度，及時提醒運行人員進行調整.

（4）水冷壁增設應力釋放縫.

目前已投運的600 MW 超臨界W 火焰鍋爐出現水冷壁撕裂的區域有一定的規律性，多數出現在前墻上爐膛水冷壁，距中心線1～3m.從實際運行來看，該位置既是爐內熱負荷較高區域，也是溫差最大區域.在運行中升降負荷速度過快，更容易產生高溫和高溫差情況，局部熱膨脹更高，因此在機組投運之初，根據燃燒器布置方式有針對性地開設若干條應力釋放縫，使其原有的內應力和由于熱偏差產生的應力能夠釋放，待穩定運行后，內應力得以充分地釋放，再恢復密封焊接，盡力避免在運行中產生水冷壁撕裂問題.

7 結 論

（1）水冷壁各管出口汽溫偏差太大導致上爐膛水冷壁出現變形撕裂問題.

（2）通過有效減小下爐膛水冷壁的管子間熱偏差，采用水冷壁中間全混合集箱設計，增設足夠的水冷壁各管出口壁溫測點和水冷壁應力釋放縫等，可有效解決水冷壁變形撕裂問題，滿足了鍋爐安全穩定運行的需要.

［1］ 曹漢鼎，熊顯巍，吳安.四川中電福溪電力開發有限公司2×600 MW 超臨界燃煤機組“W”火焰鍋爐性能考核計算及評價研究［R］.上海：上海發電設備成套設計研究院，2013.

［2］ 俸錦興，盛佳眉，莫春鴻.中電投福溪電廠600 MW 超臨界W 爐水冷壁開裂問題解決方案［R］.自貢：東方鍋爐（集團）股份有限公司，2012.

［3］ 周文臺，程智海，金鑫，等.600 MW 超臨界W 火焰鍋爐防超溫燃燒調整試驗研究［J］.動力工程學報，2013，33（10）：753－758.ZHOU Wentai，CHENG Zhihai，JIN Xin，et al.Combustion adjustment test of preventing overheating problems in a 600 MW supercritical W－flame boiler［J］.Journal of Chinese Society of Power Engineering，2013，33（10）：753－758.