李强，朱建国

（南通醋酸纤维有限公司，江苏南通226008）

一起高温过热器爆管分析

李强，朱建国

（南通醋酸纤维有限公司，江苏南通226008）

某130 t/h高温高压煤粉炉运行7 350 h后发生高温过热器爆管。通过分析爆管的主要原因，指出锅炉低氮燃烧器改造以及高压加热器投运率低带来的负面影响，并提出相应的防范改善措施。

锅炉；高温过热器；爆管；低氮燃烧

锅炉“四管泄漏”是造成机组非计划停运的主要原因。对于自备电站的锅炉，若由于“四管泄漏”使得锅炉紧急停运，很有可能迫使热电生产部门采取限汽限电措施，影响全公司的安全经济运行。某公司自备电站新投运的130 t/h高温高压煤粉炉是该公司的主力锅炉，运行仅7 350 h即发生高温过热器爆管，被迫紧急停炉，给公司生产造成严重影响。

1 锅炉概况

该公司自备电站锅炉为国产中间仓储式、四角切圆直流燃烧、高温高压汽包锅炉，2011年5月制造，2012年5月投产。

两级对流过热器的材料分别为：第一级为12Cr1MoVG，第二级为20G/GB5310。

两级汽温调节均采用喷水减温器，第一级粗调，第二级细调。第一级喷水用于控制屏式过热器管的壁温不超过允许值。经二次喷水调温保证过热器出口蒸汽温度的稳定。

2 爆管情况

该炉爆管部位为高温过热器右侧第六排向火侧第一根管子外圈，爆管特征分析如下：

（1）管子破口呈脆性断口特征。如图1所示，爆口粗糙，边缘较钝，呈典型的厚唇状，边缘为不平整的钝边，爆口处管壁厚度减薄不多，胀粗不明显。

图1 破口外观

（2）管子外壁有多条纵向裂纹。如图2所示，靠近爆口的向火侧外壁氧化层上存在多条纵向裂纹，分布范围可达整个向火侧。

图2 外壁氧化层上的纵向裂纹

（3）如图3所示，发生爆管的过热器管存在外壁氧化皮分层现象。

图3 外壁氧化皮分层

（4）内壁清洁无积垢。通过对管内壁进行检查，内壁清洁无积垢，可排除蒸汽品质劣化、内壁积垢造成传热恶化的可能。

根据以上情况分析，该炉过热器爆管可判断为长期过热造成的应力氧化裂纹型爆管。

3 原因分析

3.1 高温过热器设计材质耐温裕量不足

高温过热器设计材质耐温裕量不足，特别是未考虑到工况最恶劣的受热管。额定工况下该位置理论计算壁温为572.5℃，12Cr1MoVG钢的允许壁温为580℃，运行过程中的负荷波动很容易造成超温。同时由于热偏差的存在，运行中过热器外圈、向火侧、烟气走廊处受热管的热负荷会大于其余管道。

3.2 低氮燃烧的影响

GB 13223-2011根据《火电厂大气污染物排放标准》中对重点地区的要求，现役锅炉在2014年7月1日前氮氧化物排放必须低于100 mg/Nm3。2012年5月，该锅炉刚投产即进行了低氮改造。由于低氮燃烧改变了传统的燃烧方式，其最大的负面影响就是使火焰中心上移，过热器吸热增加，高温过热器部位的热强度可能高于设计值。锅炉相应设计及典型工况（锅炉蒸发量130 t/h，给水温度215℃）下的烟温参数如表1所示。

表1 设计及典型工况下的各级烟温参数℃

由于缺少足够的过热器壁温测点（目前只有4个，且不具有代表性），因此计算出相应工况下的理论壁温作为参考。

过热器壁温计算简化公式为：

式中：tb为过热器壁温；t为管内蒸汽温度；μ为相关系数；q为受热面热负荷；λ为烟气和工质之间的传热系数，近似取定值。

式中：k为转换系数；Q为高温烟气放热量；H′为高温过热器前烟温焓值；H″为高温过热器后烟温焓值。

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″）。

利用设计煤种进行烟气焓值的计算，得：

其中，H1为高温过热器前烟气设计焓值；H2为高温过热器后烟气设计焓值；H3为表1中典型工况下高温过热器前烟气焓值；H4为表1中典型工况下高温过热器后烟气焓值。

运行中高温过热器冷端出口温度约为520℃，设计温度为503.6℃。根据设计数据，572.5=503.6 +（9 622.3-7 334.9）×K′，得K′=0.030 12。

因此，得出上述工况的实际壁温为520+（10 195.1-7 578）×K′=598.8℃，已经超出该材质允许壁温18.8℃。

3.3 高压加热器投运率低

由于高压加热器因泄漏问题短时间内无法根治而未能投运，导致该锅炉给水温度长期只有145℃，远小于设计值215℃。但是由于总蒸汽负荷的原因，该锅炉实际蒸发量长期维持在125～130 t/h，该工况下的各级烟温参数如表2所示。

表2 高压加热器未投运工况下的各级烟温参数℃

根据公式

式中：B为锅炉燃煤量；Qnet为燃煤低位发热量；Q为锅炉产汽量；η为锅炉效率；h0为主蒸汽焓值；hfw为主给水焓值。

当给水温度为215℃、主蒸汽压力8.6 MPa、主蒸汽温度535℃、蒸发量130 t/h、锅炉效率η取90%、低位发热量Qnet为21 760 kJ/kg时，燃煤量为17.1 t/h；当给水温度145℃、主蒸汽压力8.6 MPa、主蒸汽温度535℃、蒸发量130 t/h、锅炉效率η取90%、低位发热量Qnet为21 760 kJ/kg时，燃煤量为19.1 t/h，折算成给水215℃时的蒸发量为144.7 t/h。可见此时锅炉已经超负荷。

按3.2中的方法计算，此时的高温过热器壁温约为608℃。

由此可见，2种因素叠加，若给水温度在145℃，采用低氮燃烧，锅炉蒸发量130 t/h，仍然按原有参数调整，壁温可达608℃。

按拉森—米勒方程进行寿命预测：

式中：T为管材设计工作温度，用开式温度计算；C为与材质有关的系数，铬钼钢取23；τ为运行小时数。

原设计寿命为10 000 h，将数据代入，得τ= 7 442 h，可见管材寿命大为缩短。

由以上计算过程可知，由于采用低氮燃烧且高压加热器未能投运，锅炉已处于超负荷运行状态，高温过热器壁温平均高达608℃，远高出设计值，这是造成过热器爆管的直接原因。

4 应对措施

（1）为了尽量减小燃烧热偏差，规定正常运行时炉膛出口A，B侧烟温差不得超过20℃，主要调节手段为控制四角燃烬风风门开度。

（2）为了控制高温过热器内蒸汽温度，通过调节一级减温水，控制高温过热器进口集箱温度不超过435℃、二级减温器入口温度不超过500℃，可将壁温降低20℃以上。

（3）通过调节二级减温水，控制主蒸汽温度不超过540℃。

（4）为了降低火焰中心，正常运行时，下层给粉机给粉量应高于上层给粉机10%～20%，同层给粉机均匀给粉；在允许范围内开大上层二次风及燃烬风。

（5）避免锅炉负荷大幅度波动，严禁大幅度调节减温水。

（6）高压加热器投入运行。加热器未投入以及给水温度较低时，锅炉负荷不得超过120 t/h，严格监视上述温度参数。

（7）利用大修机会安装足够的壁温测点。

5 结语

锅炉采用低氮燃烧器后火焰中心会升高，运行中应严格监视重点部位壁温和烟温不超限，当采取调整措施仍然收效甚微时应降低机组负荷，以保证锅炉安全运行。

[1]周强泰.锅炉原理[M].北京：中国电力出版社，2009.

[2]杨义波.热力发电厂[M].北京：中国电力出版社，2010.

[3]孟祥泽.电站锅炉压力容器事故案例分析与预防[M].北京：水利电力出版社，2007.

[4]易大贤.锅炉课程设计指导书[M].北京：水利电力出版社，1991.

[5]白果亮.锅炉设备运行[M].北京：中国电力出版社，2005.

（本文编辑：徐晗）

下期要目

●基于组合赋权法的电网规划方案综合协调性评价

●通过保护动作电流定位1 000 kV GIS故障点的实例分析

●一种用于异常用电检测的负荷模式分析新方法

●防护横梁法在输电线路跨越高速铁路中的应用

●应用太阳能与半导体技术散热的智能终端柜的研制与应用

●1 000 MW机组炉内结渣物的理化分析

●“拆断旁母、分段转供”方案在变电站母线设备检修时的应用

●智能变电站合并单元延时的检测方法

●发电机励磁变压器二次电压设计取值的探讨

●600 MW机组锅炉高压给水管道振动测试分析及治理

●便携式光纤辅助测试盒的研制与应用

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

李强（1974-），男，江苏南通人，工程师，主要从事热电生产技术工作。