600MW 亞臨界對沖鍋爐再熱器壁溫超限原因分析

董寒迪

（內蒙古托克托發電有限責任公司，內蒙古 呼和浩特 010010）

引言

托克托發電公司5 號爐鍋爐為600MW 亞臨界參數、自然循環、前后墻對沖燃燒方式、一次中間再熱、單爐膛平衡通風、固態排渣、尾部雙煙道、緊身封閉、全鋼構架的P 型汽包爐，再熱汽溫采用煙氣擋板調節。自低氮節能改造以來，出現了再熱段煙溫偏差大，壁溫超溫報警現象，主要超溫點分布在末級再熱器前中部區域，部分壁溫測點時長出現超過600℃（高限600℃）的現象，最高可達620℃，嚴重影響了鍋爐的運行安全，限制了鍋爐帶負荷的能力。長期過熱時，管壁溫度長期處于設計溫度以上而低于材料的下臨界溫度，超溫幅度不大但時間較長，鍋爐管子發生碳化物球化、管壁氧化減薄、持久強度下降、蠕變速度加快，使管徑均勻脹粗，最后在最薄弱部位導致脆裂的爆管現象（即發生高溫蠕變型、應力氧化裂紋型、氧化減薄型。爆管破口的顯微特征為：出現珠光體球化、石墨化、炭化物析出并聚集長大等組織變化；有明顯的蠕變裂紋）。短期過熱時，當管壁溫度超過材料的下臨界溫度時，材料的抗拉強度急劇下降，在內壓力作用下，發生脹管和爆管現象。顯微特征為：有相變發生，如淬火或回火組織；有時有一定程度的珠光體球化現象。在采取了限制負荷變化率、增大再熱減溫水流量等措施后，效果并不明顯。

一、設備概況

（一）再熱器系統概況

托克托發電公司5 號爐鍋爐為600MW 亞臨界參數、自然循環、前后墻對沖燃燒方式、一次中間再熱、單爐膛平衡通風、固態排渣、尾部雙煙道、緊身封閉、全鋼構架的P 型汽包爐，鍋爐設計壓力19.1Mpa，最大連續蒸發量2070t/h，額定蒸發量1876t/h，額定蒸汽溫度541℃。設計主燃料為準格爾煙煤，低位發熱量17981kj/kg。爐膛燃燒方式為正壓直吹前后墻對沖燃燒，前后墻下層各5 只低NOx 軸向旋流燃燒器，其他20 只燃燒器為中心給粉旋流煤粉燃燒器，前后墻各布置兩層燃盡風，以減少NOx 的排放。再熱蒸汽汽溫采用設置在尾部分煙道底部的煙氣擋板調節裝置，來調節再熱器出口溫度。并在冷段再熱器入口導管上裝設了兩只事故噴水減溫器。再熱器系統按蒸汽流程依次分為低溫再熱器和高溫再熱器。

低溫再熱器位于后豎井的前煙道內，分為水平段和垂直段。水平段順列逆流布置，共分成三個管組，每組間留有一定的檢修空間：水平段第一管組管子為φ63.5×5/6，SA-210C，橫向節距S1=115,縱向節距S2=87.3,5根繞，178 屏；水平段第二、三管組管子為φ63.5×5/6，15CrMoG，橫向節距S1=115,縱向節距S2=87.3,5 根繞，178 屏；在低溫再熱器進入前轉向室時，每兩排管子合并成一排，形成出口垂直段，垂直出口管段管子為φ57×4.5，12Cr1MoVG，橫向節距S1=230,縱向節距S2=79,10 根繞，89屏。低溫再熱器水平段管組通過省煤器吊掛管懸吊在大板梁下，根據不同的煙溫，水平段管組的支撐件使用不同的材料：水平段第一管組采用的是ZG15Cr1Mo1V，水平段第二、三管組采用的是ZG1Cr18Ni9Ti。垂直出口段通過耳板懸吊在大板梁下。

蒸汽流經低溫再熱器后，直接進入高溫再熱器，經高溫再熱器加熱后進入45 個高再出口分配集箱（Φ273×20，SA-335P91），再由45 根高再出口連接管（Φ219×18，SA-335P91）進入高再出口母管（Φ863.6×56，SA-335P91），最后由左、右側的兩根高再出口導管（Φ775×33，12Cr1MoVG）經左、右兩個高再出口安全閥管段（Φ775×40，12Cr1MoVG）分左、右側兩路引出。高溫再熱器布置在水平煙道內，共89 片，順列順流布置，橫向節距S1=230,縱向節距S2=79,10 根繞。高溫再熱器管進口段為φ57×4.5/5.5，12Cr1MoVG；出口段后7 排為φ57×4.5，SA-213T91，前3 排為φ57×4.5，SA-213TP304H。

（二）再熱汽溫調整方式

再熱汽溫調節主要采用擋板調溫方式，通過操縱尾部煙道內的過熱器側和再熱器側煙氣調節擋板（8 個），利用煙氣流量和再熱蒸汽出口溫度的比例關系來調節擋板開度，從而控制流經再熱器側和過熱器側的煙氣量，達到調節再熱汽溫的目的。流經再熱器側的煙氣量份額隨鍋爐負荷的降低而增加，在一定的負荷范圍內維持再熱汽溫為額定值。在再熱蒸汽的進口管道上，還設置了兩只再熱器事故噴水減溫器用于控制緊急狀態下的再熱汽溫，再熱器事故噴水減溫器也采用多孔噴管式；另外，在低負荷時還可以適當增大爐膛進風量，作為再熱蒸汽汽溫調節的輔助手段。

二、再熱器壁溫超限原因分析

（一）原因分析

煙氣側問題：煙道阻力變化引起的煙氣流量偏差，一次風粉不平衡、配風不合理引起的煙溫偏差。

爐管側問題：換熱面結焦或氧化皮脫落等原因造成的管道堵塞。

系統本身問題：減溫水系統運行故障、原系統布置不能適應改造后的熱負荷分布;同屏各管存在吸熱偏差

為了確定壁溫連續超溫原因，對鍋爐現狀進行分析，由于鍋爐是在經過燃燒器技改后出現了壁溫超溫現象，所以排除氧化皮脫落、系統布置不合理等造成水側換熱能力下降的因素。為了排查煙氣側原因，對各層燃燒器介質出口流量及含氧量進行了測量，并對不同煤質下的超溫情況進行了分析比對。從測量數據發現煤粉在爐膛內的燃燒是不均勻的，火焰中心偏上，爐膛出口氧量分布 A、B 側偏差達到 4%。運行中不能根據燃燒的需要及時調整各層燃燒器配風，使燃燒器工況惡化，火焰中心上移；煤粉燃燒行程加長，使爐膛出口煙溫升高，加大超溫的幅度；同層燃燒器各角一次風口風速不均勻，同層給粉機轉速不均勻等造成燃燒偏斜，使爐膛出口煙道溫度場和速度場分布不均，加大局部超溫的可能而火焰中心偏上，無疑將加劇煙溫偏差，造成換熱面壁溫升高。加之煤質的不同，發熱量也會有所變化，發熱量高的煤種更容易造成超溫。利用鍋爐停爐的機會，我們對高再受熱面也進行了檢查，發現受熱面積灰結焦嚴重，部分受熱面已經出現了彎曲變形。

（二）調整方案與結果分析

為了從根源上消除壁溫超限的隱患，避免壁溫超溫現象發生，我們對一次風粉、燃燒器配風、燃盡風、煤粉細度以及爐膛吹灰規定等都進行了調整。

1.制粉系統出力調平

燃燒器粉管出力的均勻性是燃燒穩定的前提，在對沖燃燒爐中當對沖射流動量不同時，會造氣流偏向動量小的一側，使爐內充滿度變差，使爐內熱負荷沿爐膛寬度方向分布的均勻性變差，這就可能影響換熱面屏間吸熱不均勻造成氣溫偏差。根據之前的測量結果，我們發現中間層B 層燃燒器的出口風速明顯高于其它燃燒器。因此，我們在熱態條件下對其一次風進行調平，使得風粉風速控制在24m/s 左右，同層風速偏差控制在4%以內。與此同時，我們也稍稍調大了煤粉細度，并對對煤種進行混配，發熱量控制在3200-3400Kcal/kg。

2.爐膛配風調整

由于每個燃燒器的風量大小是由燃燒器的風門擋板開度決定的，因此可以通過改變燃燒器的風門擋板開度對單個的燃燒器風量進行調整。同層燃燒器設置不同的旋流外二次風開度主要是為了克服由于風箱結構所造成的燃燒器風量分配不均勻的問題。低氮燃燒器的配風采用典型的MB 形式，即分為：一次風、二次風和三次風。分別通過一次風管，燃燒器內同心的二次風、三次風環形通道在燃燒的不同階段分別送入爐膛。其中二次風為軸向可調式，旋流強度可調；三次風旋流強度不可調。通過實驗總結如下：正常運行時，開大中下層二次風門開度至90%以上，關小上層二次風門開度不超過70%，關小燃盡風門開度在20%以內。當氧量出現偏差時，開大氧量低側燃盡風門開度至60%，關小氧量高側燃盡風門至20%。

3.爐膛吹灰及升降負荷規定

為了避免受熱面積灰結焦，在選擇煤種上要注意的同時，加強受熱面的吹灰也是必不可少的。我們將原本每天一次的全爐膛吹灰改為一次全面吹灰+一次高過高再吹灰，控制好吹灰壓力，要防止吹灰次數增加造成受熱面泄漏的隱患。

結論

經過我們的調整，再熱器超溫的現象得到了明顯的改善。目前，由于國家越來越高的節能環保要求，很多投運機組都會面臨改造及配煤摻燒問題，在此過程中將頻繁出現由配風原因引起的壁溫超溫問題以及煤質問題導致的受熱面嚴重積灰結焦的問題，而燃燒器出口氧量分布是否均衡可以有效地反應爐內配風是否合理，從燃燒器二次風調整入手，可以有效降低換熱面溫度，防止超溫現象發生。