超臨界鍋爐末級過熱器爆管原因分析及防范措施

關鑫源 姚學會 李鑫杰 馮軍濤 張建彪 白立佳

（寧夏京能寧東發電有限責任公司 銀川 750400）

超臨界鍋爐末級過熱器爆管原因分析及防范措施

關鑫源 姚學會 李鑫杰 馮軍濤 張建彪 白立佳

（寧夏京能寧東發電有限責任公司 銀川 750400）

火力發電廠鍋爐受熱面四管泄漏防范對機組安全穩定運行至關重要，四管泄漏涉及鍋爐、金屬、化學等多個專業，與運行人員操作水平和檢修質量等密切相關。根據鍋爐末級過熱器爆管，從機組運行前后參數和檢查情況，對可能導致爆管的原因進行逐一分析，得出了爆管的直接原因。根據機組目前運行存在的問題，提出和制定了相應的預防措施，對同類型超臨界鍋爐安全穩定運行有一定參考價值。

鍋爐 末級過熱器 爆管 氧化皮 熱偏差 壁溫 超溫

某廠2×660MW—HG-2210/25.4-YM16型鍋爐是哈爾濱鍋爐廠自主開發制造的燃煤超臨界壓力變壓運行，一次中間再熱，π型布置，單爐膛，尾部雙煙道，全鋼架，懸吊結構，采用不帶再循環泵的大氣擴容式啟動系統的直流660MW鍋爐。制粉系統采用中速磨直吹式，每臺爐配6臺ZGM113G-Ⅱ型中速磨煤機，5運1備，煤粉細度R90=18%。鍋爐燃燒器采用墻式切圓燃燒，主燃燒器布置在水冷壁的四面墻上，每層4只對應一臺磨煤機。SOFA燃燒器布置在主燃燒器區上方的水冷壁的四角，以實現分級燃燒降低NOx排放。

鍋爐過熱器系統按蒸汽流程依次分為頂棚過熱器、包墻過熱器、中隔墻過熱器、低溫過熱器、分隔屏過熱器和末級過熱器。末級過熱器位于折焰角正上方，沿鍋爐爐寬度方向排列共34屏，管屏間距為550mm。每片管組由19根管子繞制而成，管子的直徑為φ63/φ51mm，材質為SA213-TP347H和SA213-T91。

#2機組于4月3日調停檢修后并網運行，4月5 日18:00分機組負荷599MW、給煤量340t/h、主蒸汽壓力24.42MPa、主汽流量1948t/h、主給水流量1957 t/h、總風量2013t/h，18:05分爐管泄漏檢測裝置#22點超上限報警，判斷為鍋爐末級過熱器附近泄漏。

1 機組停運檢查及檢測

1.1 宏觀檢查

停爐冷卻后，檢修人員進入#2鍋爐折焰角上部檢查，檢查發現泄漏位置位于鍋爐右側末級過熱器左數第30屏入口段第4根管彎頭處。爆管破口斷裂面粗糙不平整，邊緣呈鈍邊，破口附近有眾多平行于破口的軸向裂紋。破口位置在爆管后受到瞬間沖擊力穿過第29、28屏至第27屏處，爆口受到泄漏蒸汽動量沖擊彎曲呈約35°形狀張口，并將多屏管排沖撞出列。初步判斷為超溫引起爆管。

1.2 爆口管段材質和聯箱內窺鏡檢測

查閱出廠圖紙該部位設計材質為SA213-TP347H，現場光譜確認材質與設計相符。對末級過熱器第30屏第4根和出入口聯箱內部進行內窺鏡檢查，未發現異物，內部清潔，排除檢修異物堵塞爆管。

2 末級過熱器爆管原因分析

2.1 氧化皮檢測統計分析

截止此次停機累計運行約16000h，初步判斷管內已達到氧化皮產生高峰期，因此檢修時對末級過熱器氧化皮進行了全面檢查，檢查結果見表1。

表1 末級過熱器氧化皮檢查結果

對#2鍋爐末級過熱器不銹鋼彎頭全部檢測，發現有27根彎頭產生氧化皮脫落堆積，經檢測、復測、定性、定量分析：有14根占管徑截面達1/3以上，需割管清理，其余氧化皮占截面小于1/3，采用專用設備將其驅動打散，減小堆積高度，消除堵塞風險，不會阻礙蒸汽的通流而影響熱交換，故不需割管清理，予以記錄以便監督檢查。

對氧化皮脫落堆積占管徑截面達1/3以上末級過熱器14根管圈進行割管清理發現所割管內氧化皮脫落堆積量及管內壁附著氧化皮量較少，不足以達到脫落堵塞爆管的程度，故排除氧化皮脫落堵塞超溫爆管。

2.2 末級過熱器熱偏差分析

引起鍋爐過熱器超溫的原因主要有兩方面[1]：一是煙氣側的原因，除燃燒方式設計因素外，由于煤質變化、燃燒調整不當、火焰中心上移、鍋爐漏風及火焰行程延長等使各管吸熱不一致也會引起熱偏差；另一方面是蒸汽側由于流量偏差以及工質流速低引起的熱偏差。

導致煙氣側熱偏差主要有以下幾方面的原因：1）燃燒方式。在四角切圓燃燒鍋爐中，由于殘余旋轉的影響，在水平煙道左、右兩側煙氣存在一定的溫度和速度差，從而造成兩側管屏的輻射傳熱、對流傳熱及溫差的不同[2]。2）煤質變化或磨煤機運行不穩定，造成燃燒惡化或爐內流場變化，引起煙道寬度方向以及沿過熱器和再熱器高度方向的吸熱偏差[3]。3）燃燒調整造成火焰行程延長或火焰中心上移，也會引起沿寬度和高度方向上各管屏的吸熱偏差。

蒸汽流量偏差主要由設計結構引起的，從鍋爐后期運行優化的角度考慮，無法改變該部分流量分配。爐膛出口煙氣溫度偏差是指爐膛水平和垂直出口截面中熱流分布不均。煙氣溫度或速度的不均勻性可導致位于出口截面附近受熱面金屬溫度不一致。在極端惡劣工況下，高于平均金屬溫度區域的管子對過熱爆管可能較為敏感。

圖1 #2爐末級過熱器屏間壁溫偏差系數分布曲線（從爐左至爐右）

圖1為#2爐燃燒調整試驗得出的末級過熱器屏間壁溫偏差系數分布曲線。根據#2鍋爐燃燒調整試驗可知：#2鍋爐末級過熱器屏間壁溫偏差系數最大在1.4左右，末級過熱器布置在爐膛折焰角上部，其中有較大比例的吸熱量為輻射吸熱，該鍋爐為逆時針墻式切圓，在水平煙道內存在殘余旋轉，使得右側吸熱量較強。

2.3 末級過熱器超溫統計分析

從燃燒調整試驗結果可知#2鍋爐運行中存在熱偏差，爐右溫度明顯高于爐左，且本次爆管部位恰好位于爐右側，故對末級過熱器第25-34屏管排壁溫超過高限值600℃的管子進行統計，統計時間為上次啟機至本次停機，共計217天。

末級過熱器每個管屏僅在第1、2、10、16管圈安裝壁溫測點，現有測點不能完全反映末級過熱器管屏運行情況。#30排管屏第4根管無壁溫測點，運行過程中無法監視是否超溫。從表2末級過熱器管壁超溫統計結果可以看出：爐右管屏普遍存在壁溫偏高現象，其中#30和#31管排壁溫超高限值600℃累計時間最長，累計次數最多，壁溫最大值高于其他管屏。結合熱偏差分析可知：30、31、32管屏區域為溫度最高區域。

表2 末級過熱器管壁超溫統計

2.4 管壁實際運行溫度計算分析

沿爐膛高度的吸熱不均勻性主要與鍋爐容量大小、爐內燃燒器布置、運行方式、燃料種類及受熱面布置情況有關[4]，其值的大小主要取決于受熱面在煙道中的位置，一般水平煙道上部的熱負荷小于下部，爐膛出口偏差最大。過熱器不同管屏處在不同的煙溫區域，導致不同區域管屏管壁溫度也不相同，即使同管屏的不同管圈，管壁溫度也存在偏差。過熱器的設計工況、材料、規格等因素也會導致管屏溫度不均勻[5-6]。

管子外壁溫度計算公式為[7-8]：式中：

tj——計算點管內介質溫度，℃；

μ ——熱量均流系數；

α2——計算點管子內壁對介質表面傳熱系數，kW／(m2·℃)；

qmax——計算點管子外壁沿周界最高熱負荷，kW／(m2)；

δ ——計算管壁厚度，m；

λ ——管壁鋼材熱導率，kW／(m·℃)；β ——管子外徑與內徑比；

沿爐膛高度的吸熱不均勻系數計算如下[2]：

式中：

Z ——相對系數，Z = z/a；

z ——計算壁溫點與壁溫測量元件距離，mm；

a ——壁溫測量元件至末級過熱器入口段彎頭距離，mm。

以主蒸汽額定溫度571℃來計算，考慮沿爐膛高度的吸熱不均勻系數，爐內管壁彎頭處外壁溫度可達623.65℃。

末級過熱器溫度測點安裝在靠近出口集箱的短管上，熱電偶（WRNT2-11型，測溫誤差約0.75%）安裝在管子金屬基體外表面，這樣測量值為該點金屬溫度[9]。根據經驗對運行中實時傳輸的溫度加50℃的修正值，修正后的數據值作為危險點部位管壁金屬外壁溫度[10]。

查閱表3哈爾濱鍋爐廠有限責任公司出廠資料“鍋爐末級過熱器壁溫計算結果匯總表”，以末級過熱器蒸汽入口段為計算點，末級過熱器#30屏第4根管允許管壁溫度為641℃。當測量壁溫達到600℃時，末級過熱器爐內外壁溫度約673.65℃，已超出設計允許管壁溫度。如果考慮爐內殘余旋轉引起的煙氣側流量和煙氣溫度偏差以及熱電偶測量誤差等，將使末級過熱器彎頭處管壁外表最大溫度可能接近730℃，已超過設計的允許管子最高外表溫度704℃，不符合《火力發電廠鍋爐受熱面管監督檢驗技術導則》（DL/T 939—2005）6.1條：鍋爐受熱面管壁溫度在設計允許范圍內之規定[11]。

表3 鍋爐末級過熱器壁溫計算結果匯總表

根據末級過熱器30、31、32管屏氧化皮檢測結果可以看出該部位氧化皮產生量相對較大，而氧化皮生成與溫度直接相關，故可得出30屏第4根爆管原因為長期超溫。

2.5 金相分析

4月10日取未爆管和爆管兩處管樣進行金相組織分析，結果顯示：未爆管段TP347H鋼的金相組織變化極小，依然保留了奧氏體的孿晶特征，晶粒中存在一些細小的晶粒，沒有析出物特征。爆管段金相組織已發生了顯著的變化，孿晶特征幾乎消失，且有明顯的析出相分布。SA213-TP347H屬18-8型鉻鎳奧氏體不銹鋼，該類鋼在高溫下長期服役后由于形成碳化物和σ相會產生脆化。在奧氏體不銹鋼的敏化溫度區間400～850℃形成碳化物(Cr23C6)，而σ相(Cr2Fe的金屬間化合物)的形成溫度區間大約為600～980℃，但不同合金成分的奧氏體鋼析出σ相的溫度區間和時間是不同的。奧氏體不銹鋼中鈦、鈮、鉬、硅等形成鐵素體元素時，鉻促使σ相從鐵素體中形成[12]。碳化物相和σ相在金相上的分布一般集中在晶界上，在材料長期服役后高溫析出相沿晶界不斷析出形成連續的脆性相，極易沿晶斷裂，嚴重降低鋼的持久壽命和熱疲勞壽命[13]。歷次檢修中未根據超溫統計情況對超溫管段抽查測量脹粗和金相組織，不符合《火力發電廠鍋爐受熱面管監督檢驗技術導則》（DL/T 939—2005）6.6.6條：應根據運行中高溫過熱器的超溫情況，抽查管子脹粗及金相組織之規定。

圖2 SA213-TP347H未爆管組織(400×)

圖3 SA213-TP347H爆管組織(400×)

3 防范措施

由于機組運行至今從未發生超溫引起的爆管事故，運行人員對于長周期運行中部分管壁溫度多次小幅跨限偏高與管材壽命的關系規律經驗總結不足，實際操作中對管壁測點溫度、管壁實際溫度、允許管壁溫度、控制溫度和報警溫度等壁溫計算原理和概念沒有深入理解，導致個別偏差管壁溫在變工況下處于瀕臨越限、偶有超溫、長期累積過熱的狀態，加之防磨防爆檢查重點區域管束的預防性抽檢與控制工作不夠全面，對超溫管段高溫持久強度劣化缺陷預估不足，最終導致了本次超溫爆管事件，為此制定以下措施逐步控制壁溫在安全范圍內：

1）根據#2機組運行情況確定壁溫高限值，從原先600℃降低到590℃[14]，以確保壁溫在安全允許范圍內。

2）在燃燒偏差沒有有效解決前，從熱力學理論、測點準確性、鍋爐運行特點、汽溫額定保證等方面深入開展過熱器出口壁溫上限值合理優化工作。

3）運行過程中加強燃燒調整，防止出現運行超溫和升降溫速率過快現象，對易超溫管屏重點監督。

4）對高溫區域和易產生氧化皮管子加裝熱工測點，并對原有熱工測點檢查校驗，確保集熱塊滿焊，對集熱塊增加局部保溫。

5）制定切實可行的受熱面管金屬監督計劃，在后續檢修中逐步安排實施。

6）開展運行績效考核，對各運行值的小指標如蒸汽壓力、溫度、金屬壁溫等開展值際競賽和考核。

7）由于長期超溫管段沒有有效的現場檢查手段，表面無明顯現象，結合投產以來的實際超溫統計與檢查統計，研究確定更換具有類似超溫特性的區域管屏。考慮對個別偏差管管材進行升級換代，從而減少運行頻繁調整和檢修逢停割管的作業風險。末級過熱器超溫區域第30、31、32管屏由粗晶SA213-TP347H改細晶TP347HFG內壁噴丸，進一步加強管材抗高溫氧化能力。

8）堅持“逢停必查”的原則，對投產至今爆管部位和缺陷集中部位重點檢查，對發現問題部位進行擴大性檢查。對氧化皮脫落堆積超標的管子及時進行檢查清理，對氧化皮脫落未超標管子的氧化皮堆積量和超溫現象進行監督跟蹤。不斷加強防磨防爆人員隊伍建設，提高專業人員的防磨防爆技術水平。

9）按照“四不放過”原則，做好“四管”泄漏事故原因分析，對四管泄漏如實記錄泄漏前機組運行工況及處理措施。根據現場情況查明原因，明確責任，吸取教訓，采取相應的改進措施。

4 結論

通過對#2鍋爐末級過熱器氧化皮檢測、熱偏差、超溫統計、管壁實際運行溫度計算和金相組織分析可知：末級過熱器30屏4號管爆管主要原因為長期超溫，管壁壁溫超過設計的允許管子最高外表溫度，運行和檢修中未嚴格執行《火力發電廠鍋爐受熱面管監督檢驗技術導則》（DL/T 939—2005）中相關要求。超溫運行使得SA213-TP347H奧氏體不銹鋼的σ相從鐵素體中形成進而降低了鋼的持久壽命和熱疲勞壽命，加之爐內燃燒波動，使煙氣側和蒸汽側工質瞬間擾流導致爆管。建議運行過程中加強對鍋爐受熱面壁溫檢測和預警，做到風險預控和消除，確保鍋爐安全運行。

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Cause Analysis and Preventive Measures of Tube Burst in Final-stage Superheater of Supercritical Boiler

Guan Xinyuan Yao Xuehui Li Xinjie Feng Juntao Zhang Jianbiao Bai Lijia
(Ningxia Jingneng Ningdong Electric Power Co., Ltd. Yinchuan 750400)

It is very important for the safety and stability of the four units to prevent leakage of the boiler's heating surface in the thermal power plant. The leakage of the four tubes is related to boiler, metal, chemistry and so on, and is closely related to the operation level and service quality. According to the boiler super heater tube burst, from the parameters and check situation before and after the operation of the unit, the potential causes of explosion were analyzed one by one, the direct cause of the tube burst was obtained. According to the problems existing in the operation of the unit, the corresponding preventive measures are put forward and developed, which have certain reference value for the safe and stable operation of the same type supercritical boiler.

Boiler Final-stage superheater Tube burst Oxide scale Thermal deviation Wall temperature Over temperature

X933.2

B

1673-257X(2017)05-0076-05

10.3969/j.issn.1673-257X.2017.05.017

關鑫源(1987～)，男，碩士，從事鍋爐設備檢修工作。

關鑫源，E-mail: lzjtugxy@126.com。

2016-11-07）