李曉琴，蘇 建

（北京巴布科克·威爾科克斯有限公司，北京 100043）

0 引言

某電廠10#鍋爐為330 MW 亞臨界燃煤鍋爐，原型號為B&WB-1025/17.5-M，鍋爐為半露天，平衡通風(fēng)，中間再熱，固態(tài)排渣全懸吊結(jié)構(gòu)，尾部煙道呈倒L 形布置，設(shè)計煤種為山西陽泉無煙煤和晉中地區(qū)貧煤，采用鋼球磨中間儲倉式熱風(fēng)送粉系統(tǒng)，前后墻對沖燃燒方式，在尾部豎井下設(shè)置2 臺容克式三分倉回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器。爐膛由膜式水冷壁構(gòu)成，爐膛上部布置屏式過熱器，爐膛折焰角上方有高溫過熱器，水平煙道處布置垂直再熱器，尾部豎井由隔墻分成前后兩個煙道，前部布置水平再熱器，后部為低溫過熱器和省煤器。

該鍋爐于2005 年9 月投產(chǎn)，2016 年對鍋爐300 MW 汽輪機組進(jìn)行增容降耗通流節(jié)能技術(shù)改造，改造后機組出力提高至330 MW，鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量由1025 t/h 提升至1075 t/h，同時高壓缸出口排汽壓力上升，超過鍋爐原設(shè)計值，鍋爐高溫過熱器管組管材壁溫上升，溫度裕度下降。根據(jù)運行狀況和防爆中發(fā)現(xiàn)的問題，2020 年對鍋爐高溫過熱器進(jìn)口管組、出口管組頂棚以上部分管材進(jìn)行升級更換，2022 年防爆檢查中發(fā)現(xiàn)高溫過熱器出口管組性能下降嚴(yán)重，且已超標(biāo)，還發(fā)生過一次爆口停爐事件。該鍋爐原始受熱面已投產(chǎn)17 年，目前狀況嚴(yán)重威脅鍋爐安全運行。

1 鍋爐過熱器運行情況

鍋爐過熱器由頂棚、包墻、低溫過熱器、屏式過熱器及高溫過熱器組成。高溫過熱器位于折焰角上方，由入口、出口兩個管組組成。入口管組由管徑51 mm，材料為15CrMoG、12Cr1MoVG及SA-213T91 的鋼管組成。入口管組系14 管圈并繞，橫向節(jié)距600 mm，沿爐寬布置22 片。出口管組由外徑51 mm，材料為12Cr1MoVG 和SA-213T91 鋼管組成，橫向節(jié)距300 mm，7 管圈并繞，沿爐寬布置44 片。

高溫過熱器受熱面管在運行中的特點是：各管排、各管段沿爐膛寬度及高度方向的溫度分布不均勻；由于過熱蒸汽介質(zhì)作用，在高溫受熱面管子內(nèi)壁會形成一層致密的氧化層，氧化層的傳熱熱阻較大，阻礙了蒸汽介質(zhì)與管壁金屬間的熱交換，從而導(dǎo)致管壁溫度升高；超溫使管子的安全使用壽命大大降低；高溫腐蝕或沖蝕使管壁局部減薄[1]。

2 高溫過熱器管組檢測情況

2.1 入口管組采樣檢測情況

2021 年5 月10#鍋爐C 級檢修防磨防爆檢查記錄顯示，高溫過熱器入口管組爐前數(shù)外4 管子（材料12Cr1MoVG，規(guī)格Φ51×7.5）的壁厚和外徑檢測數(shù)據(jù)符合要求。金屬監(jiān)督采樣左13排外4 分析統(tǒng)計結(jié)果合格。

2.2 出口管組采樣檢測情況

2022 年2 月，10#鍋爐高溫過熱器出口管組左數(shù)第27 排外1 管T91Φ51×6 在距下彎頭3 m 處發(fā)生泄漏，泄漏原因為外壁高溫腐蝕減薄疊加熱疲勞造成組織老化、力學(xué)性能下降。采樣分析發(fā)現(xiàn)高溫過熱器部分管段存在組織老化、力學(xué)性能不合格等情況。隨后，在2022 年4 月利用機組臨停機會，對高溫過熱器出口管組進(jìn)行了擴大采樣檢查。

12Cr1MoVG 材料管采樣21 根，做金相組織觀察及強度、延伸率試驗。其中，5 根管老化程度4 級，剩余16 根老化程度4.5～5 級，嚴(yán)重老化數(shù)量占比76%。力學(xué)性能不合格管17 根，力學(xué)性能不合格占比81%。

SA-213T91 材料管采樣8 根，做金相組織觀察及強度、延伸率試驗。其中，1 根管老化程度4 級，其余7 根管老化程度3 級。力學(xué)性能不合格管2 根，力學(xué)性能下限管2 根，不合格及力學(xué)性能下限管占比50%。

2.3 出口管組宏觀檢查情況

2022 年4 月，停爐宏觀檢查高溫過熱器出口管組迎火側(cè)距下彎頭4 m 及向上區(qū)域管外壁上均有明顯的硬質(zhì)粘黏物（結(jié)渣），顏色為暗紅色（圖1）。外1 管（材料SA-213T91，規(guī)格Φ51×6 mm）外壁迎火側(cè)半圈覆蓋，結(jié)渣區(qū)域最大厚度約10 mm，同排其他管圈在管子兩側(cè)少量粘黏。

圖1 外1 管外壁硬質(zhì)粘黏物

去除粘附物后，管表面有明顯的連續(xù)腐蝕點蝕坑（圖2），其中左數(shù)20～43 排區(qū)域外1 管外壁存在此現(xiàn)象特征明顯。經(jīng)電科院分析，結(jié)渣附著物含有大量的硫元素。

圖2 外1 管外壁連續(xù)腐蝕點蝕坑

對高溫過熱器出口外1 管（材料SA-213T91，規(guī)格Φ51×6）腐蝕點處剩余壁厚測量，測量44 個點，超標(biāo)24 處，占比55%，腐蝕超標(biāo)嚴(yán)重。

2.4 結(jié)論和建議

綜合取樣管和現(xiàn)場檢測的各項試驗結(jié)果，主要結(jié)論和建議如下：

（1）高溫過熱器入口管組檢測正常，不需更換。

（2）高溫過熱器出口管組SA-213T91 管排壁厚減薄超標(biāo)，12Cr1MoVG 材料普遍達(dá)到了老化或者球化4.5～5 級，機械性能不滿足要求，建議更換。

3 原因分析

結(jié)合鍋爐運行情況及采樣檢測結(jié)果，分析造成高溫過熱器出口管組現(xiàn)狀的原因。

3.1 運行時間的影響

10#鍋爐投產(chǎn)至本次A 修已運行17 年，累計運行時間已超過13 萬小時。受熱面管材經(jīng)過磨損及疲勞應(yīng)力影響，管子材料逐漸老化、球化，使管子趨于硬化、脆化，導(dǎo)致內(nèi)壓蠕變斷裂強度降低，管組強度下降，力學(xué)性能不滿足標(biāo)準(zhǔn)要求。另外，在長期高溫環(huán)境下運行，管子內(nèi)壁會與高溫過熱蒸汽發(fā)生氧化反應(yīng)產(chǎn)生氧化皮，氧化皮的堆積不僅增大了管壁的導(dǎo)熱熱阻，影響鍋爐經(jīng)濟性，還會使管子過熱發(fā)生爆管，以及頻繁的啟停及溫度波動大，會導(dǎo)致氧化皮脫落，堵塞管道，嚴(yán)重影響鍋爐運行[2-3]。

3.2 煤質(zhì)的影響

10#鍋爐投產(chǎn)后長期在非設(shè)計煤種下運行，尤其近年受煤碳市場影響，大比例摻燒經(jīng)濟煤。據(jù)統(tǒng)計，2018 年1 月—2022 年8 月，低位發(fā)熱量逐年下降，由22.75 MJ/kg 降至17.49 MJ/kg，同期硫分由1.7%升至2.03%，灰分由27.55%升至44.91%。燃燒低熱值煤導(dǎo)致煙氣量增加，使得受熱面壁溫上升，溫度裕度下降?；曳衷黾蛹觿×耸軣崦娴哪p和硫分增加，對受熱面產(chǎn)生高溫硫腐蝕。經(jīng)濟煤中的石頭等雜質(zhì)中所含鈣、鈉、鉀等堿金屬也會對受熱面產(chǎn)生堿腐蝕。

3.3 增容改造的影響

10#鍋爐于2016 年增容改造后，鍋爐最大蒸發(fā)量由原設(shè)計的1025 t/h 增容至1075 t/h，煙氣量增大，受熱面壁溫上升，其中高過出口管組SA-213T91，Φ51×6 mm 的管子在BMCR（Boiler Maximum Continuous Rating，鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量）工況下，核算金屬壁溫溫度裕度為-1 ℃，其他管子的均有所下降。

3.4 低氮燃燒改造的影響

10#鍋爐低氮燃燒改造后，SOFA（分離燃盡風(fēng)）噴口位置大幅上移，同時SOFA 風(fēng)率增大，造成燃燒滯后，爐膛出口溫度升高，對流受熱面吸熱增加，使對流受熱面特別使是高溫受熱面的工作狀態(tài)惡化。

4 改造方案

針對10#鍋爐高溫過熱器管組運行及檢測情況，對高溫過熱器出口管組進(jìn)行升級改造，頂棚以下管排整體更換，管子材料全部采用SA-213T91，每片管排外一根垂直段進(jìn)行防腐改造，優(yōu)化管夾固定形式，吹灰孔處加裝防磨裝置，頂部增加柔性密封。

4.1 管子材料改造說明

由于10#鍋爐高溫過熱器出口管組老化，力學(xué)性能不合格，故對其44 片管全部進(jìn)行更換。改造范圍自入口分集箱至出口集箱（2020 年改造過的管子利舊），具體為將原12Cr1MoVG 材料的管子全部升級為SA-213T91 材料，將原SA-213T91 材料的管子全部進(jìn)行更換，管子規(guī)格根據(jù)計算確定，選用Φ51×7 mm（表1），其中，SA-213T91 材料管子的許用應(yīng)力取值按ASME 卷ⅡD篇2021 版中SA-213T91 Type2。

表1 管子強度計算

4.2 材料升級的必要性

氧化皮形成不可避免，不同材料的氧化皮抗剝落能力有較大差別，因此材料選用合理，是影響氧化皮剝落的重要因素。管材中鉻含量增加，有助于提高金屬的抗氧化能力，而對于高溫的過熱器材料選用抗氧化能力較好的T91 材料，可有效減少金屬在運行中氧化，減少氧化皮剝落。為了達(dá)到安全運行生產(chǎn)的目的，有必要對高溫過熱器出口管組的管材進(jìn)行升級更換[4]。

出口管組最高金屬壁溫595 ℃，采用SA-213T91 代替12Cr1MoVG 的原因為SA-213T91 的高溫耐熱性較12Cr1MoVG高，且高溫許用應(yīng)力高（表2），其中，12Cr1MoVG 管子取值按GB/T 16507.2—2013，SA-213T91 管子取值按ASME 卷ⅡD 篇2021 版中SA-213T91 Type2。

4.3 防腐噴涂

因迎火側(cè)外一根管出現(xiàn)高溫硫腐蝕，故在其垂直段區(qū)域進(jìn)行防腐噴涂。噴涂采用高溫納米陶瓷識別涂層技術(shù)，涂層分為基層和表層，基層和表層均為高溫納米陶瓷涂層材料。

管子可安裝前在車間進(jìn)行噴涂，也可安裝后在爐內(nèi)進(jìn)行噴涂。噴涂時先進(jìn)行噴砂，噴砂后基體表面應(yīng)當(dāng)干燥、無灰塵、無油污、無氧化皮、無銹跡，管屏顯示均勻的灰白色，處理后的清潔度應(yīng)達(dá)到Sa3.0 級；噴砂后進(jìn)行噴涂，噴涂基層與表層色差明顯，涂層總厚度200～300 μm，不影響受熱面的換熱效率。

噴涂時采用分層、分區(qū)作業(yè)，局部區(qū)域達(dá)到工藝設(shè)計厚度后再移至其他區(qū)域，確保涂層厚度均勻，下一道壓住上一道的1/3或1/4，防止漏噴，一次按順序噴完，避免后噴的漆霧飛濺到已噴好的納米陶瓷膜上，破壞已噴好的膜面。噴涂后，保證表面平整、光潔、致密、均勻，無起皮、開裂、麻面、脫落等缺陷，邊緣與母材光滑過度，無臺階存在，基材不變形。

4.4 管夾的設(shè)計

根據(jù)巴威公司最新標(biāo)準(zhǔn)，本次改造對管夾的設(shè)計進(jìn)行了改進(jìn)，改進(jìn)后的管夾在保證強度和固定的基礎(chǔ)上將更安全耐用，使用壽命更長。

管排水平方向采用獨特的“手銬型波形管卡”結(jié)構(gòu)（圖3）。兩個對半的管卡不僅卡緊整個管排，保持管排平直，還保證了管排受熱后管子的自由向下膨脹，消除管子因膨脹受阻產(chǎn)生的局部應(yīng)力集中，并能起到水平方向定位作用。為保證管卡的長期有效，管卡采用耐熱鑄件，安全可靠。

圖3 “手銬型波形管卡”結(jié)構(gòu)

4.5 橫向固定裝置

高溫過熱器出口管排間原設(shè)計采用夾板、扁鋼結(jié)構(gòu)定位（圖4），在鍋爐運行中，高溫應(yīng)力以及振動等引起夾板焊縫斷開，扁鋼定位板振落。新結(jié)構(gòu)采用U 形管夾固定在管排最外側(cè)管子上，與定位鋼板均開鎖口，安裝后卡住焊接，并且在鋼板上部增加鎖片鋼板與U 形夾焊接，雙重保障定位鋼板的牢固性（圖5）。

圖4 原橫向固定結(jié)構(gòu)

圖5 現(xiàn)橫向固定結(jié)構(gòu)

4.6 防磨裝置

在管組每個吹灰孔中心線上下約600 mm 處加裝防磨板，防磨板僅一端與管子焊接，另一端自由膨脹，防磨板外焊接壓板，防磨板與壓板壓緊焊接，端部留3～5 mm 不焊，沿防磨板長度方向布置3 個壓板（圖6）。

圖6 防磨裝置

4.7 頂部密封

原高溫過熱器出口管組穿頂棚處頂部密封為金屬密封結(jié)構(gòu)。金屬密封在頂棚管處設(shè)一次密封梳形板，在距頂棚管中心線上部約200 mm 處設(shè)二次密封高冠板，做成一個金屬盒。

本次改造在二次金屬密封盒上部敷設(shè)立體柔性密封（圖7）。柔性密封采用立體撓性方式，將所有可能產(chǎn)生的膨脹點即泄漏點置于密封層的中心點上，確保能完整地吸收三方位的膨脹。柔性密封技術(shù)中陶瓷纖維為整體密封層的主體材料，起著吸收鍋爐膨脹，阻擋鍋爐本體金屬密封開裂處的高溫?zé)煔鉀_刷的作用，有助于降低鍋爐漏風(fēng)率，且保溫性能有所提升，散熱量減少，有助于提高能源利用率[5]。

圖7 柔性密封結(jié)構(gòu)

陶瓷纖維毯的選擇以抗透氣性（透氣阻力），抗風(fēng)蝕性能，壓縮回彈率，高純度為主。主要指標(biāo)：Al2O3，SiO2之和大于97%且Al2O3的含量大于45%。長期使用溫度＞1200 ℃，密度＞128 kg/m3。密封材料選用進(jìn)口陶瓷纖維產(chǎn)品以及與之配套研制的高溫粘合劑，陶瓷纖維毯共鋪設(shè)3 層，敷設(shè)高度高于金屬盒表面約200 mm。

5 結(jié)語

某電廠10#鍋爐高溫過熱器管組通過整體更換改造，升級材料，防腐噴涂，優(yōu)化結(jié)構(gòu)，解決了管組由于在高溫環(huán)境長時間運行，出現(xiàn)管子材料逐漸老化、硬化、脆化，內(nèi)壓蠕變斷裂強度降低，產(chǎn)生氧化皮，高溫硫腐蝕等影響鍋爐運行安全的問題，提高了鍋爐運行的安全性及經(jīng)濟性。此改造方案對解決鍋爐類似問題可提供一定的參考。