唐道建， 谢志文， 刘瑞东， 熊显巍，李玉鹏， 杨太勇， 黄允修

（1.四川中电福溪电力开发有限公司，四川宜宾645152；2.上海发电设备成套设计研究院，上海200240）

超临界W 火焰锅炉固有的技术特点（如燃烧器布置形式、水冷壁管圈方式、直流炉的特性等）决定了其在运行中要控制水冷壁管子间热偏差的难度较亚临界W 火焰锅炉、超临界对冲锅炉更大，因此容易出现热应力太大导致的水冷壁变形撕裂等问题.笔者通过炉内数值模拟计算和水动力校核计算，分析了汽温偏差过大的原因以及运行调整、检修和技术改造措施，以满足锅炉安全稳定运行的需要.

1 机组概况

四川中电福溪电力开发有限公司一期工程装设2台600 MW 超临界燃煤汽轮发电机组，锅炉为超临界参数、W 火焰燃烧、垂直管圈水冷壁变压直流锅炉、一次再热、平衡通风、露天布置、固态排渣、全钢构架、全悬吊结构Π 形锅炉，锅炉保证热效率不低于91%（按低位发热量计算）.炉膛的宽度×深度为32 121mm×17 100mm，炉底标高为8 000mm，炉顶标高为64 000mm，锅炉及燃烧器布置简图见图1，锅炉主要参数见表1.

图1 锅炉及燃烧器布置简图Fig.1 Arrangement drawings of the boiler and burners

表1 锅炉主要参数Tab.1 Main parameters of the boiler

2 水冷壁存在的问题

2.1 水冷壁鳍片拉裂

1号锅炉于2011年10月完成168h试运行，11月21日停炉整体检查时发现前墙上炉膛水冷壁鳍片（水冷壁管直径为31.8 mm、壁厚7 mm，材料为12Cr1MoVG；鳍片厚6.4mm，材料为12Cr1MoV）严重拉裂，裂口最长约15m，最宽约40mm，共计5条裂缝，主要分布于锅炉中心线两侧，靠近炉膛中心线，从中间混合集箱贯通到顶棚以下位置（见图2）.

2.2 水冷壁泄漏

前墙上炉膛水冷壁泄漏发生在3个部位：一是过渡段处，此处鳍片（厚9mm，材料为15CrMo）厚度大于管子（直径为31.8 mm、壁厚5.5 mm，材料为SA213－T12）厚度而直接拉裂管子，如图3所示；二是鳍片现场焊接不规范厚度过大或施工用吊耳等局部强度大于管子强度等部位，如图4所示；三是两条相近开裂鳍片端部结合部位，如图5所示.锅炉投运前2年每年基本都有1～2次泄漏，严重影响了锅炉的可靠性.

图2 1号机组水冷壁裂缝示意图Fig.2 Location of cracks on the water wall of No.1unit

图3 过渡段处鳍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

图4 现场焊接鳍片强度大于管子强度处裂纹延伸到管子的泄漏Fig.4 Leakage caused by different strength between the tube and fin formed during welding

图5 两条相近开裂鳍片端部结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 火焰锅炉结构较切圆燃烧、对冲燃烧锅炉特殊，因为燃烧器在前后墙拱上位置各布置一层，喷嘴及火焰先向下俯冲，所以燃烧器区域水冷壁管布置不规则.由于炉膛形状的不规则，水冷壁管屏只能垂直布置，水冷壁采用低质量流速水动力技术，下炉膛水冷壁选用优化内螺纹管.另外，水冷壁中间集箱没有采用全混合方式，不能有效消除下炉膛水冷壁汽水侧的温度差与密度差，导致上炉膛水冷壁的热偏差叠加了下炉膛水冷壁带来的热偏差.设计最大允许屏间温差为80K，相邻管子间最大允许温差达到50K.实际运行时水冷壁壁温对炉内燃烧工况较为敏感，壁温随燃烧的波动而波动，稳定工况下壁温差接近100K，如图6所示.

图6 前墙上炉膛水冷壁出口实测汽温分布Fig.6 Distribution of measured steam temperature at front wall outlet in upper furnace

表2给出了水冷壁前墙材料及管子尺寸，尺寸中第1个数字表示直径，第2个数字表示壁厚，min表示内螺纹管.由表2可知，该电厂W 火焰锅炉上炉膛前墙材料为12Cr1MoVG，直径为31.8mm、壁厚7mm；水冷壁鳍片材料为15CrMoG，壁厚6.4 mm，已经达到超超临界参数锅炉所用的水冷壁材料档次，可以排除材料档次过低导致水冷壁开裂的可能.

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

4 计算及分析

4.1 炉内燃烧、传热数值模拟计算

4.1.1 CFD 数值模型与网格划分

进行实炉全尺寸建模，划分非结构化网格320万个（见图7），燃烧器进口采用速度进口边界，水冷壁壁面和屏式过热器壁面采用管内工质温度－热阻边界条件，即不同的辐射受热面区域设置不同的管内工质温度与热阻，使模型更贴近实际情况［1］.

图7 网格划分Fig.7 Grid division

4.1.2 炉内流场和温度场的均匀性状态

由于W 火焰锅炉上炉膛的炉膛深度相对于同容量的切圆燃烧锅炉和前后墙对冲燃烧锅炉明显偏小.因此，折焰角对上炉膛前后墙热负荷分布的影响较其他炉型更大，即折焰角明显将烟气挤向前墙.图8和图9 给出了BMCR 工况下炉膛中心纵截面的速度和温度分布，其中锅炉投运6台磨煤机，燃尽风率为15%.由图8和图9可知，BMCR 工况下由于前墙向后墙的速度和温度由高向低变化很明显，前墙上炉膛的热负荷明显高于后墙上炉膛.当热负荷不均匀系数不变时，平均热负荷增大，则热负荷偏差绝对值增大.因此，上炉膛的炉膛深度太小，导致前墙上炉膛水冷壁的热负荷出现更大的不均匀性.

图8 炉膛中心纵截面速度分布Fig.8 Velocity distribution on the center section

4.1.3 BMCR 工况下的热负荷分布

图10给出了沿炉膛高度方向的热负荷不均匀系数分布，其中燃尽风率为15%.由图10 可知，炉膛高度方向上的热负荷不均匀系数最大值约为1.28，位于前后拱的上部（即拱标高29.56m）.

图9 炉膛中心纵截面温度分布Fig.9 Temperature distribution on the center section

图10 沿炉膛高度方向的热负荷不均匀系数Fig.10 Distribution of heat load diversity factor along furnace height

图11 ～图13给出各断面处的热负荷不均匀系数分布，其中燃尽风率均为15%.由图11～图13可知，炉膛四周热负荷不均匀系数最大值约为1.25.

图11 标高25.6m 处炉膛四周热负荷不均匀系数Fig.11 Distribution of heat load diversity factor all around the furnace at level 25.6m

图12 标高35.6m 处炉膛四周热负荷不均匀系数Fig.12 Distribution of heat load diversity factor all around the furnace at level 35.6m

图13 标高49.6m 处炉膛四周热负荷不均匀系数Fig.13 Distribution of heat load diversity factor all around the furnace at level 49.6m

4.2 水动力校核计算结果

4.2.1 上炉膛水冷壁各管出口汽温计算结果

将第4.1.3节中热负荷计算结果作为水动力校核计算的热负荷边界条件.首先，将下炉膛水冷壁出口实测汽温数据作为实际运行工况的上炉膛水冷壁入口汽温边界条件，计算上炉膛水冷壁各管出口汽温（即实际运行工况），然后假设完全混合后的入口汽温边界条件来计算上炉膛水冷壁各管出口汽温（即上炉膛进口工质混合均匀工况，以下简称进口均匀工况）.上炉膛水冷壁各管出口汽温计算结果见图14.

图14 上炉膛水冷壁各管出口汽温计算结果Fig.14 Calculated steam temperature at outlet of various tubes in the upper furnace

由图14 可以看出，如果中间混合集箱混合均匀，则炉膛水冷壁各管出口汽温偏差应该在20K 以内，而实际运行时上炉膛水冷壁各管出口汽温偏差却达到90K 以上，这与图6中实测数据基本一致.

4.2.2 上炉膛各管质量流量计算结果

计算边界条件与第4.2.1节相同，图15给出了上炉膛各管质量流量计算结果.由图15可以看出，如果中间混合集箱混合均匀，则各管质量流量偏差较小.实际运行时，混合不均匀，各管质量流量偏差增大，加剧了上炉膛水冷壁各管出口汽温偏差的不均匀性.以上计算结果表明，中间混合集箱混合不均匀是导致上炉膛水冷壁各管出口汽温偏差很大的重要原因.

图15 上炉膛水冷壁各管质量流量计算结果Fig.15 Calculated mass flow at outlet of various tubes in the upper furnace

4.3 中间混合集箱混合不均匀的原因

首先，从中间混合集箱的结构来看，东方锅炉（集团）股份有限公司设计的中间混合集箱存在一定的缺陷，不是完全混合集箱.前墙水冷壁中间混合集箱为一个长集箱，其截面尺寸为直径323.9mm、壁厚64mm，长度为31 913mm，共有4排接孔.其中有2排接孔（668个）作为集箱入口，连接前墙中间混合集箱以下的668根水冷壁管子；另外的2排接孔共有668个，作为集箱出口，连接前墙中间混合集箱以上的668根水冷壁管子.前墙中间混合集箱长度太长，直径太小，达不到混合均匀的目的.

其次，从需要混合的工质来看，混合难度也较大，中间混合集箱区域正好处在超临界压力蒸汽的大比热容区附近，从下炉膛水冷壁各管出口汽温分布来看，各管之间出口汽温偏差在30K 以内，但这30K 正好横跨在大比热容区附近，大比热容区的特点是温差不大，但是密度差很大（见图16）.大比热容区的特点导致下炉膛水冷壁各管出口汽温偏差不大，但是各管之间的密度差很大，而密度差越大就越难混合均匀.

图16 汽温与密度的关系图Fig.16 Steam temperature vs.density

5 处理措施及实施效果

5.1 水冷壁壁温测点增设

上炉膛水冷壁出口前墙原有27 个测点，新增120个测点；侧墙原有18 个测点，新增44 个测点.下炉膛水冷壁出口前墙原有27个测点，新增120个测点；后墙原有27个测点，新增112个测点.

5.2 水冷壁止裂孔开孔［2］

为防止超临界W 火焰锅炉前墙水冷壁运行中鳍片开裂后拉坏管子，控制裂缝长度，在前墙过渡段集箱以上每层刚性梁间中心线左右各3 m 之内的每根管子间和已开裂鳍片端部开设止裂孔，开孔直径为8mm，采用机械钻孔开孔，保证开孔圆滑、无尖角、避免应力集中，开孔处用直径8mm 的圆钢插入封堵（插入深度为6.4 mm），圆钢与鳍片点焊固定（见图17）.圆钢封孔作用可增加止裂孔抗疲劳寿命3～8倍，遮挡高温烟气.

5.3 全面检查水冷壁刚性梁张力板膨胀系统

利用机组检修期间对锅炉前墙上炉膛水冷壁刚性梁卡涩变形的部位进行疏导，有效防止张力板耳板膨胀受阻，对从上至下的9层刚性梁进行检查，刚性梁标高分别为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 燃烧优化及运行调整

首先在各种负荷下优化磨煤机组合方式，减小沿炉膛宽度方向的热负荷偏差.其次可采用“前墙压后墙”的配风模式，即关小后墙中部各燃烧器的总风门，使整体火焰中心向后墙移动，增强前后墙热负荷均匀性［3］，以保证在稳定运行工况下水冷壁温差不超过80K 为标准，尽量控制在50K 内.通过摸索启停机及加减负荷运行方式，尽量控制变工况下的温差在合格范围内，全力缩短超温幅度和时间，从根本上控制温差过大的根源.

5.5 阶段性改造措施［2］

在2014年机组大修期间对鳍片开裂和水冷壁变形比较严重的区域进行整体更换，即标高45 624 mm（过渡段入口集箱标高45 550 mm）～61 875 mm、炉膛（设计炉膛宽度为32 000mm）中心左右各10m 范围内区域，同时恢复水冷壁密封焊接.根据现场实际撕裂情况以及专业机构计算，鳍片现场焊接工艺由双面焊接优化为单面焊接，既保证水冷壁自由膨胀时需要的应力，又防止了双面焊接后鳍片强度大于管子强度带来的隐患.

5.6 后续改造方案

对同型号锅炉在基建期间的部分项目进行了水冷壁中间全混合集箱改造，但运行后仍然出现前墙上炉膛水冷壁撕裂现象，可以推断由于需要混合的蒸汽正好处在大比热容区附近，下炉膛水冷壁各管出口密度差较大，采用水冷壁中间全混合集箱不能完全解决问题.2号锅炉从调试期间一直把水冷壁出口汽温偏差作为核心参数进行监控，在基建期间按照1号锅炉开裂的部位进行人为开缝，在运行一年后重新密封焊接，运行3年未发现有新裂纹产生.鉴于以上实际情况，暂不进行水冷壁中间全混合集箱改造.

5.7 实施效果

通过严格的水冷壁运行温差控制，保证膨胀系统自由膨胀，控制焊接强度匹配，有效避免了水冷壁因温差大导致膨胀不畅而撕裂管屏的现象，1号锅炉大修后2 次停机检查都没有发现水冷壁撕裂现象，保障了锅炉安全稳定运行.

6 设计方面的建议

为了预防超临界W 火焰锅炉水冷壁产生撕裂，在实际生产中最主要的是要控制好水冷壁管子间的温差.锅炉点火启动、升降负荷、磨煤机的启停、煤粉管道的调整等都要考虑到减小水冷壁的热负荷不均匀性，同时在锅炉设计方面有以下4点建议.

（1）有效降低下炉膛的热偏差.

W 火焰锅炉下炉膛热负荷分布在燃烧工况变化以及负荷变化时，沿着炉膛的分布规律基本一致，可考虑加装部分节流圈，有针对性地减小一部分下炉膛热偏差，同时也减小了下炉膛水冷壁出口各管的蒸汽密度差，可以增强中间混合集箱的混合效果.

（2）水冷壁中间全混合集箱设计.

虽然水冷壁中间全混合集箱不能完全解决问题，但水冷壁中间全混合集箱还是能减小一部分进入上炉膛水冷壁的汽温偏差，在一定程度上能防止上、下炉膛水冷壁热偏差的叠加放大.

（3）水冷壁测点数量足够.

在锅炉运行中控制炉膛水冷壁不超温，以及将温差控制在合理的范围内是最有效的防止水冷壁撕裂的措施之一.为方便运行时对壁温的监测，需要在设计时根据燃烧器布置方式在炉膛水冷壁上设置足够的壁温测点，并设置多级水冷壁报警温度，及时提醒运行人员进行调整.

（4）水冷壁增设应力释放缝.

目前已投运的600 MW 超临界W 火焰锅炉出现水冷壁撕裂的区域有一定的规律性，多数出现在前墙上炉膛水冷壁，距中心线1～3m.从实际运行来看，该位置既是炉内热负荷较高区域，也是温差最大区域.在运行中升降负荷速度过快，更容易产生高温和高温差情况，局部热膨胀更高，因此在机组投运之初，根据燃烧器布置方式有针对性地开设若干条应力释放缝，使其原有的内应力和由于热偏差产生的应力能够释放，待稳定运行后，内应力得以充分地释放，再恢复密封焊接，尽力避免在运行中产生水冷壁撕裂问题.

7 结 论

（1）水冷壁各管出口汽温偏差太大导致上炉膛水冷壁出现变形撕裂问题.

（2）通过有效减小下炉膛水冷壁的管子间热偏差，采用水冷壁中间全混合集箱设计，增设足够的水冷壁各管出口壁温测点和水冷壁应力释放缝等，可有效解决水冷壁变形撕裂问题，满足了锅炉安全稳定运行的需要.

［1］ 曹汉鼎，熊显巍，吴安.四川中电福溪电力开发有限公司2×600 MW 超临界燃煤机组“W”火焰锅炉性能考核计算及评价研究［R］.上海：上海发电设备成套设计研究院，2013.

［2］ 俸锦兴，盛佳眉，莫春鸿.中电投福溪电厂600 MW 超临界W 炉水冷壁开裂问题解决方案［R］.自贡：东方锅炉（集团）股份有限公司，2012.

［3］ 周文台，程智海，金鑫，等.600 MW 超临界W 火焰锅炉防超温燃烧调整试验研究［J］.动力工程学报，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.