王 榮,魏廣鴻，劉 吉，常 屹，趙志宏

(內(nèi)蒙古京隆發(fā)電有限責(zé)任公司，內(nèi)蒙古 烏蘭察布 012100)

京隆發(fā)電公司2×600 MW空冷機(jī)組鍋爐型號(hào)為SG2060/17.5-M915。再熱器由墻式再熱器、屏式再熱器、末級(jí)再熱器組成，其中屏式再熱器共50屏，每屏由16根U型彎管組成，管子規(guī)格為Φ63 mm×4 mm，材質(zhì)為12Cr1MoV和SA213-T91。

1 設(shè)備概況

2019年9月29日，京隆發(fā)電公司1號(hào)鍋爐屏式再熱器(以下簡(jiǎn)稱屏再)從第23屏第5根管下部(即下部第1根管)入口段靠近彎管處爆破，材質(zhì)為SA213-T91，標(biāo)高約57 m，如圖1所示。

泄漏管子爆口較大，呈喇叭狀，長(zhǎng)度約340 mm，寬度約50 mm，開口最大處管壁無明顯減薄，內(nèi)壁氧化皮較厚，有剝落痕跡，附近無明顯沖刷痕跡，見圖2、圖3。相鄰兩屏(即22屏和24屏)均有脹粗，割下后發(fā)現(xiàn)迎火面內(nèi)壁也有氧化皮斑駁痕跡。正對(duì)的后屏過熱器第11、12屏有部分管子吹損。對(duì)其他管屏同部位管全部進(jìn)行脹粗檢查，發(fā)現(xiàn)出口段蠕脹均不超標(biāo)，入口段共有9根存在脹粗超標(biāo)現(xiàn)象，見表1。

表1 1號(hào)鍋爐屏再第5根(下部迎火面第1根)管蠕脹超標(biāo)統(tǒng)計(jì)(標(biāo)準(zhǔn)值：63.756 mm) 單位：mm

2 原因分析

隨著火電機(jī)組單機(jī)容量越來越大，鍋爐蒸汽參數(shù)不斷提高,過熱器和再熱器受熱面布置也不斷增大。鍋爐過熱器、再熱器管子中流動(dòng)的工質(zhì)是高參數(shù)蒸汽且位于溫度較高的區(qū)域,工作環(huán)境惡劣[1]。由于各種原因，運(yùn)動(dòng)中會(huì)造成管壁實(shí)際溫度超過設(shè)計(jì)值，當(dāng)發(fā)生短時(shí)間、小幅超溫時(shí)，金屬蠕變速度較慢，其破壞性不會(huì)立刻顯現(xiàn)。但當(dāng)管子長(zhǎng)期處于超溫工況下運(yùn)行，管材金相組織就會(huì)緩慢發(fā)生變化，蠕變速度逐漸加快，材料強(qiáng)度不斷降低，導(dǎo)致管材使用壽命縮短，嚴(yán)重時(shí)發(fā)生超溫爆管事故[2]。

圖1 屏再爆管位置

圖2 屏再爆口形貌

(a)

(b)圖3 爆口尺寸

根據(jù)近年來對(duì)過熱器、再熱器爆管事故進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，約70%是由于長(zhǎng)期過熱超溫而引起的，爆管大多發(fā)生在高溫受熱面管子的入口段向火側(cè)及彎頭處[3]。京隆發(fā)電公司1號(hào)鍋爐于2013年5月進(jìn)行了低氮燃燒器改造，改造后燃燒器從下至上分為主燃燒器區(qū)、主還原區(qū)及燃盡區(qū)3個(gè)區(qū)。通過縱向3個(gè)區(qū)布置形成縱向空氣分級(jí)，燃燒器區(qū)域有所擴(kuò)大，熱力型NOx生成得到極大抑制，但爐膛火焰中心上移，爐膛出口煙溫升高，再熱器的吸熱量也相對(duì)有所增加。本次1號(hào)鍋爐屏再爆管正好位于爐膛出口煙溫較高的區(qū)域。查閱SIS系統(tǒng)，低氮燃燒器改造后該泄漏管共超溫35次，其他管子合計(jì)超溫不超過10次。在長(zhǎng)期超溫過熱環(huán)境下，高溫蒸汽和煙氣等腐蝕性介質(zhì)起到了助推作用，當(dāng)管壁溫度超過其氧化臨界溫度時(shí)，日積月累蒸汽和煙氣會(huì)使管壁產(chǎn)生一層較厚的氧化鐵，當(dāng)管子脹粗時(shí)，這層氧化鐵將沿垂直于應(yīng)力的方向裂開，使重新裸露的金屬在拉應(yīng)力和蒸汽或煙氣的作用下產(chǎn)生應(yīng)力腐蝕，加速脹粗?jǐn)U展，最終導(dǎo)致管子爆裂。爆管破口具有脆性斷裂特征，且往往有腐蝕產(chǎn)物存在于裂縫內(nèi)，破口的這些特征與管材在長(zhǎng)期超溫運(yùn)行工況下組織結(jié)構(gòu)不斷受介質(zhì)腐蝕有關(guān)，最初產(chǎn)生微細(xì)的蠕脹裂紋和應(yīng)力腐蝕裂紋，繼續(xù)在超溫工況下運(yùn)行，微細(xì)裂紋不斷發(fā)展和擴(kuò)大，最終發(fā)生爆管。

在鍋爐實(shí)際運(yùn)行中,由于受吸熱不均和流量不均的共同影響,受熱面同一管屏的不同部位管子之間的熱負(fù)荷也存在差別,也稱為同屏熱偏差，其原因一般有以下幾個(gè)方面：①由于輻射角系數(shù)不同導(dǎo)致屏再同屏各管子接受爐膛輻射換熱存在差異，換熱不均；②由于分布位置不同導(dǎo)致屏再同屏管子換熱不均，入口部分管子輻射換熱面積較大，中間、出口部分管子輻射換熱面積相對(duì)較小，導(dǎo)致同屏不同部位管子吸熱量有偏差；③由于換熱長(zhǎng)度不同導(dǎo)致屏再同屏各管子換熱不均。屏再管屏布置在爐膛上方出口處，屬于半輻射半對(duì)流受熱面，底部直接受爐膛火焰輻射，輻射熱負(fù)荷較高,熱偏差大,對(duì)于最外圈管子來說尤為明顯,長(zhǎng)度最長(zhǎng),受熱最強(qiáng),也最容易發(fā)生超溫爆管[4]，該處爆管泄漏也是京隆發(fā)電公司2臺(tái)機(jī)組投運(yùn)十多年來再熱器第1次泄漏。

3 爆管產(chǎn)生機(jī)理理論分析

3.1 管束熱偏差分析

鍋爐運(yùn)行中，屏再同屏管子由于結(jié)構(gòu)尺寸不同、內(nèi)部流動(dòng)阻力不同、進(jìn)出口壓差不同，熱負(fù)荷也存在差異，導(dǎo)致并聯(lián)布置的同屏管子中蒸汽的焓增不同，產(chǎn)生熱偏差，主要是由于流量不均和吸熱不均所引起的。

在鍋爐實(shí)際運(yùn)行中，使用的蒸汽參數(shù)一般是混合后的平均值，由于并聯(lián)受熱管中存在熱偏差，所以盡管其平均值處于安全范圍內(nèi)，但個(gè)別偏差管的參數(shù)已遠(yuǎn)遠(yuǎn)超出了安全運(yùn)行的允許值。受熱管中運(yùn)行工況最惡劣的是蒸汽流量小、熱負(fù)荷高(即熱偏差系數(shù)最大)的偏差管，最可能由于蒸汽溫度過高等原因而導(dǎo)致管壁超溫。因此，只有對(duì)熱偏差產(chǎn)生的原因及影響因素進(jìn)行分析，同時(shí)在鍋爐設(shè)計(jì)制造、運(yùn)行調(diào)整中采取適當(dāng)?shù)拇胧?，盡可能減小并聯(lián)受熱管之間的熱偏差，才能保證受熱管的安全穩(wěn)定運(yùn)行[5]。

3.2 受熱管壁溫分析

過熱器和再熱器是鍋爐四管中介質(zhì)溫度最高的受熱面管屏，大多布置在煙溫較高的區(qū)域，管子內(nèi)蒸汽與管壁之間的換熱系數(shù)比水冷壁管和省煤器管要低，因此其壁面溫度在各受熱面中一般是最高的。屏再布置在爐膛上部，對(duì)于同一管屏上的各管子來說，不同管子之間所處位置的不同而導(dǎo)致其壁溫存在差異，底部管子直接接受爐膛火焰輻射，熱輻射比例大，輻射熱負(fù)荷和角系數(shù)也高于其他管子，屏再的最外圈管子最長(zhǎng)且三面均無遮擋，輻射換熱面積最大。在屏再區(qū)域煙氣溫度由入口方向至出口方向遞減，在垂直方向上溫度自下而上遞減，致使壁溫較高點(diǎn)不在管組出口處,而在入口最外圈底部彎頭(下部第1根泄漏管)處,這也與阻力增大、流量降低有關(guān)。蒸汽流量較小的管子處于煙溫較高區(qū)域，管壁溫度也最高,煙溫偏差與流量偏差的疊加，使外圈向火側(cè)低流量管彎頭部位在機(jī)組負(fù)荷降低時(shí)很容易發(fā)生超溫，甚至爆管。

4 原因確認(rèn)

4.1 金相組織分析

對(duì)屏再23-5爆口位置進(jìn)行金相分析，爆口位置橫截面金相組織為鐵素體+碳化物，馬氏體相位消失，金相組織異常，外壁存在較厚的氧化皮，氧化皮厚度為1231.66 μm，兩側(cè)位置金相組織為回火馬氏體，金相組織正常。通過對(duì)管內(nèi)外壁氧化皮進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)管內(nèi)壁存在較厚的氧化皮，影響管子與工質(zhì)的熱交換，在局部形成傳熱惡化區(qū)域，見圖4—圖7。

4.2 力學(xué)性能

對(duì)屏再23-5和24-5管的爆管遠(yuǎn)端處取拉伸試樣進(jìn)行力學(xué)性能檢測(cè)，試驗(yàn)結(jié)果如表2所示。根據(jù)ASME—2017中對(duì)SA213-T91鋼的要求，送檢管段的抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度均符合標(biāo)準(zhǔn)，2根管均有一組試樣斷后伸長(zhǎng)率低于標(biāo)準(zhǔn)值。

圖4 屏再23-5爆口尖端金相組織

圖5 屏再23-5爆口尖端外側(cè)氧化皮

圖6 屏再23-5爆口兩側(cè)金相組織

圖7 屏再23-5管彎管外壁氧化皮

表2 1號(hào)爐屏再送檢管段力學(xué)性能檢測(cè)結(jié)果

4.3 綜合分析

從爆口形貌看，屏再23-5管爆口粗糙不平整，開口不大，爆口邊緣無明顯減薄，管子內(nèi)、外壁存在較厚的氧化皮，管子外壁存在較厚的結(jié)焦層，影響其熱交換，易引發(fā)局部超溫，整體呈長(zhǎng)期過熱特征，與長(zhǎng)期過熱爆管破口宏觀特征較為相符。從金相組織來看，爆口位置金相組織老化嚴(yán)重，馬氏體相位消失，綜合分析判斷此處爆管泄漏是由于屏再23-5長(zhǎng)期過熱導(dǎo)致的。

5 預(yù)防措施

5.1 運(yùn)行調(diào)整

a.低氮燃燒器改造后，根據(jù)其結(jié)構(gòu)、設(shè)計(jì)原理，在保證制粉系統(tǒng)出力的前提下盡可能降低一次風(fēng)壓及煤粉細(xì)度，提高一次風(fēng)溫，保證充足的二次風(fēng)量，控制火焰中心不上移。進(jìn)一步優(yōu)化煤源結(jié)構(gòu)，盡可能實(shí)現(xiàn)5臺(tái)磨煤機(jī)帶滿負(fù)荷運(yùn)行。利用大修機(jī)會(huì)對(duì)鍋爐低氮燃燒器進(jìn)行優(yōu)化改造，緩解對(duì)后屏過熱器、屏再等高溫區(qū)域受熱面的影響[6]。

b.對(duì)屏再管子熱偏差的影響因素進(jìn)行多方面分析，在鍋爐運(yùn)行中采取切實(shí)可行的控制措施，盡可能減小并聯(lián)受熱管之間存在的熱偏差，保證受熱管的安全穩(wěn)定運(yùn)行[7]。

c.機(jī)組正常運(yùn)行，在AGC投入的情況下，適當(dāng)降低負(fù)荷響應(yīng)速率，避免負(fù)荷長(zhǎng)期高頻次、大幅度波動(dòng)，減小受熱面管材的交變應(yīng)力[8]。

d.機(jī)組啟動(dòng)嚴(yán)格執(zhí)行規(guī)程，全過程控制升溫升壓速率不超限。運(yùn)行中做好汽水品質(zhì)、壁溫的控制工作，避免超參數(shù)運(yùn)行，高低旁投停應(yīng)控制開關(guān)速度，自動(dòng)情況下避免大幅設(shè)定定值，防止參數(shù)大幅波動(dòng)，減小管材交變應(yīng)力[9]。

e.根據(jù)煤質(zhì)的情況組織合理?yè)綗?，避免鍋爐嚴(yán)重結(jié)焦，控制好吹灰頻次，避免吹灰對(duì)管壁造成損傷。

5.2 檢修消缺

a.利用機(jī)組檢修的機(jī)會(huì)優(yōu)化鍋爐空氣動(dòng)力場(chǎng)，避免局部高溫區(qū)域出現(xiàn)，造成受熱面管子長(zhǎng)期過熱。

b.根據(jù)燃用煤種和機(jī)組調(diào)峰方式的變化優(yōu)化受熱面檢查、檢修方式，包括檢查方法、范圍、深度等。對(duì)運(yùn)行工況比較惡劣的受熱面管進(jìn)行蠕脹檢測(cè)并取樣送檢，發(fā)現(xiàn)脹粗超標(biāo)或性能下降的受熱面管要及時(shí)更換。

c.爐內(nèi)受熱面壁溫測(cè)點(diǎn)偏少，尤其是運(yùn)行環(huán)境最惡劣的最外圈管。結(jié)合機(jī)組檢修逐漸增加、完善壁溫測(cè)點(diǎn)，便于運(yùn)行人員有效監(jiān)控壁溫。

6 結(jié)語(yǔ)

綜上所述，當(dāng)屏再并列管子中偏差管的吸熱量偏大時(shí)，在其熱負(fù)荷增加、蒸汽流量減小的共同作用下，管束蒸汽焓增會(huì)有比較明顯增加，對(duì)應(yīng)的管子出口蒸汽溫度和壁溫也會(huì)明顯高于平均值，此種工況長(zhǎng)期存在就會(huì)導(dǎo)致管束金屬發(fā)生蠕變、金相組織老化、金屬?gòu)?qiáng)度降低，“爆管”現(xiàn)象也就在所難免[10]。因此，只有運(yùn)行中做好壁溫監(jiān)視，盡可能減少受熱面超溫，檢修期間認(rèn)真開展防磨防爆檢查檢修工作，才能保證受熱面長(zhǎng)周期安全穩(wěn)定運(yùn)行。