大型电站锅炉再热器爆管原因分析及对策.pdf

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1、故障分析 大型电站锅炉再热器爆管原因分析及对策 A nalysis and Solution for Tube Explosion of Boiler Reheater on L arge Pow er Station 华 北电力大 学(保定071003) 严 立 杨建蒙 大同第二发电厂(大同037043) 智 关 文 摘 针对HG1025?18122PM 2型锅炉,从设 计和运行等方面分析了再热器爆管的多种原因, 并且提出了预防措施,具有一定的参考价值。 关键词 电站锅炉 再热器 爆管 当前,大型电站锅炉爆管事故已成为威胁发 电设备稳定运行的突出矛盾,此间除过热器事故 频繁发生外,再热器爆管

2、事故有时也成为焦点。 以 山东某电厂为例, 4台燃煤亚临界自然循环炉,型 号为HG1025?18122PM 2,运行后,其屏式再热器 高温区管排外圈管经常发生爆管。为提高外圈管 的耐热程度,电厂利用锅炉检修机会,逐步将外圈 管由钢102换成TP304H,但运行实践表明,这种 措施并没有显著成效,高温区管排外圈管爆管现 象仍屡屡发生。其统计数据如表1所示。 表1 屏式再热器TP304H管爆管统计表 炉 号 爆管时间 位置 排数根数 部 位 更换为TP304H 管的时间 1 199510311551弯头向火面1991111128 1995111103121弯头向火面1991111128 19951

3、1112151弯头起弧向火面1995103115 199610613031弯头向火面1991111128 199710810671弯头向火面1991111128 2199710610251弯头向火面1993112102 4199511112151弯头起弧向火面1995108123 为解决这一问题,本文分析了后屏再热器(下 称屏再)爆管的原因,并进行了专门的试验研究, 从而提出改进措施。 1 再热器爆管的原因分析 111 管材因素 11111 材质 屏再TP304H不锈钢管长期在高温下运行,使 其组织内已有大量的碳化物和 相在晶界上析出, 晶内也有碳化物析出,因此造成了晶界的贫铬。 而由 于TP

4、304H不锈钢为CrN i奥氏体不锈钢,其抗 腐蚀性随含Cr量的变化呈阶梯状变化,所以,晶界 一旦Cr量减少,对晶界的抗腐蚀性影响极大。实际 上,屏再各区域的运行温度不同,使TP304H不锈 钢管产生了不同程度的敏化状态。下弯头向火面直 接与烟气接触,因而弯头向火面处在高温区。同时, 由于四角喷燃锅炉所具有的烟气分布特性,造就了 B侧的最高温度区域,因而这一区域的TP304H不 锈钢管处于最严重的腐蚀敏感状态。 11112 应力 屏再工作过程中的应力情况: (1)运行时的内压应力; (2)管排自重应力; (3)冷弯的残余应力; (4)运行时不均匀膨胀所造成的热胀应力, 这种应力在下弯头处较为严

5、重。 运行时的内压应力,在所有的管排管子中均 存在,而且,只要管径和壁厚相同,所产生的折算 应力大致相等。 但在下弯头处,冷弯等引起的制造 残余应力、 管排的自重应力和不均匀膨胀造成的 热胀应力,则较其他地区管子要大得多。 这些应力 的存在足以造成应力腐蚀。 112 设计与运行因素 11211 燃烧切圆大 该炉直流燃烧器的设计切圆采用大直径设 计,其直径为1 04418 mm及1 04116 mm ,它虽 然具有火焰充满度好,扰动强烈,利于着火、 燃烧 和燃尽,以及加强水冷壁传热效果等优点,但同时 也带来火焰易贴墙结渣,水冷壁工作可靠性下降, 喷燃器易变形烧坏以及炉膛残余旋转动量大等问 题。

6、这一较大的残余旋转动量在炉膛出口表现为: B侧烟道烟气流速高,烟气流量大,因而传热效果 加强,导致此处再热器爆管。 11212 制粉乏气同向切入炉膛 由于制粉系统为热风送粉的中间储仓式,制 粉乏气在离最上层火嘴约116 m处与一、 二次风 31No. 10 1999 华北电力技术 NORTH CH I NA EL ECTR IC POW ER 同向切入炉膛。由于乏气中含有15%左右的煤 粉,在制粉及燃烧工况不佳的情况上,如果制粉系 统运行套数增加,大量煤粉随乏气喷入炉膛,引起 火焰拉长或上移,造成炉膛出口烟温升高。同时, 由于乏气与主火嘴旋向相同,在一定程度上增强 了炉膛出口的残余旋转动量,这

7、更促使B侧传热 进一步加强,导致再热器超温爆管。 11213 再热器结构引起流量不均 设计再热器联箱进出汽方式为4进2出,造 成各屏间压力分布不均,从而引起流量不均, 1 30屏再热器中两边及中间12屏流量最低,这 也会造成再热器超温爆管。 11214 煤粉过粗,均匀性差 粗粉分离器设计不合理,其挡板的开度直接 影响煤粉细度,两者应呈线性关系。 但试验结果证 实:在一定范围内,挡板无论开大关小,煤粉均变 粗。当挡板开度为30 时,R90最小约15% ,但它 仍远大于要求值10%。在实际运行中,R90通常在 15%20%间波动。 检查发现,内锥体四周的锁气 器片多处翘起,不能复位。显然,由于锁气

8、器工作 异常,使磨出口风粉混合物经内锥体短路,直接进 入细粉分离器,造成煤粉变粗。当折向挡板开大 时,经内锥体短路的风粉混合物减少,但重力及离 心分离效果削弱,煤粉细度同样增大;当挡板开度 小于30时,随挡板关小,正常通流部分流动阻 力增加,短路进入内锥体的风粉混合物量增加,使 煤粉变粗。 经过调试,发现内锥体内经惯性分离出 的煤粉均为合格煤粉,内锥体的分离是不必要的。 另外,制粉系统回风门即排粉机入口风门属 全开全关,当制粉系统启动时,回风门一度全开, 使制粉通风量加至最大。由此,使得煤粉变粗,均 匀性差,三次风量增大。 由于以上原因造成的过粗煤粉,使得炉内燃 烧、 燃尽速度减慢,火焰拉长,

9、火焰中心上移,炉膛 出口烟温升高以及两侧烟温偏差增大,从而引起 热力不均,导致管子超温。 11215 一次风速高 本炉采用热风送粉,设计一次风速为2413 m?s。在实际运行中,由于检修遗留或新换装管道 内杂物较多,或管道内壁粗糙,流动阻力增大,加 之给粉机来粉不均,时常造成送粉管道堵塞。因 此,被迫提高一次风速和风压,一次风速曾一度达 到30 m?s以上,再加上二次风配风不足(二次风 率设计值为6117% ,实际工况小于50% ),造成 炉内燃烧工况紊乱,燃烧器着火推迟,火焰拉长, 火焰中心上移,炉膛出口烟温升高,使炉膛出口两 侧烟温偏差明显增大,一侧再热器过热爆管。 11216 冷再入口超

10、参数 冷再入口汽温设计值为314,但在实际运 行中,由于高压缸效率及一、 二段抽汽的影响,冷 再入口汽温经常达330345,超过设计值20 30,再热器减温水量只有3540 t? h, 其大半 用于降低这一温度,因而所剩调节裕度较小,致使 再热器超温。 11217 水冷壁积灰 由于水冷壁积灰过多,造成炉膛出口烟气温度提 高,从而使主汽温和再热汽温均升高 。沾污率每升高 5% ,主汽温及再热汽温分别升高315和2132。 2 预防及减少屏再爆管的对策 211 更换材料 针对TP304H钢管在高温下的腐蚀敏感性, 建议使用对应力腐蚀不敏感的T91马氏体不锈 钢以代替原有的TP304H钢。T91马氏

11、体钢价格 较TP304H不锈钢便宜,其最高使用温度可达 650,能胜任屏式再热器的使用温度。 212 减小应力 根据前面的应力分析,建议采取的措施是: (1)下弯头冷弯及管子焊接后,予以回火,消 除制造残余应力; (2)改进管排设计,使下弯头处柔性增加,避 免过大的热膨胀应力产生。 (3)改进冷弯工艺,使下弯头弯曲后圆度较 好,限制椭圆度在6%以下,减少因椭圆产生的椭 圆附加应力。 如改成T91钢,则热胀应力可由于钢材热膨 胀系数的减小而大为降低。 213 增加涂料 为了减小辐射及对流吸热量,可在屏再管子 上(尤其是向火面)涂以高温隔热涂料。在增加涂 料的过程中,管缝之间受热面被涂料所覆盖,相

12、当 于减少了部分辐射受热面。 另外,涂料凝固后呈灰 白色,且表面光洁度远高于受热面光洁度,因此, 实际受热面黑度降低了,使辐射吸热量减少,从而 降低受热面壁温。 214 调整受热面 电厂与制造厂会同山东电力试验研究所经过 计算及论证,决定调整再热器受热面。此方案在 41 华北电力技术 NORTH CH I NA EL ECTR IC POW ER No. 10 1999 1、2号炉上实施后效果明显。其具体措施为: (1)屏再在前墙及两侧墙割管3542根; (2)将屏再的每屏外数第13根管子割去,共 割30根。 经过上述处理,再热器总焓增减少6% ,再热 器减温水量减少10%以上。同时,对水循环

13、进行 安全校核,结果显示,此方案实施后不影响水循环 安全性。 215 制粉系统三次风反切 为了削弱炉膛出口的残余旋转动量,将三次风 口改为反切16,即以上部三次风顺时针旋转来抵 消一次风逆时针旋转的强度,有效地控制了炉膛上 部的烟气旋流,使水平烟道两侧的烟温偏差进一步 减少。改造后屏再的壁温分布如表2所示。 表2 屏再壁温记录 屏号2581115172023252628 温度487493479 491538 521475 475513 514507 上述数据显示,三次风改造后,原壁温较高的 屏再北侧(B侧)第34屏(改造前壁温为550 580)的温度明显降低,管壁温度最高位置有所 南移,但其温

14、度也远远低于550580,这说明 炉膛上部的烟气旋流通过反切的三次风均流后已 大大削弱。 216 改造粗粉分离器 为了降低煤粉细度,提高均匀性,对粗粉分离 器的结构进行如下改造: (1)将粗粉分离器的内锥体上部的锥帽与锥 体壁的环形间隙采用环形钢板封死,防止内锥体 内积粉自燃; (2)将内锥体下部的草帽式锁气器翻转 180,与内锥体下部对接焊死,其他部位不动。即 将粗粉分离器的内锥体改为空心封闭内胆,只起 导流作用。 改造后的粗粉分离器经运行测试证明,煤粉 细度与折向挡板开度几乎呈线性关系,并可调。 另 外,根据运行统计,在粗粉分离器改造完成后,磨 煤机出入口压差在相同的制粉风量(约75 00

15、0 kg?h)和相同的煤粉细度(R90= 10%12% )下, 由2 kPa可提高至3 kPa,给煤量由30 t?h提高 到40 t? h, 制粉电耗有所降低(约2 kWh?t)。 另外,由于取消了粗粉分离器内筒的回粉,消 除了内筒的风量短路现象,煤粉均匀性有所改善, 平均煤粉均匀性指数由0192提高到1112。 217 运行调整 21711 控制一次风速 按照设计参数,一次风速为2413 m? s, 对应的 一次风压力即母管压力为415 kPa。随着运行时间 的增长,运行人员业务素质的不断提高,以及处理 事故经验的积累,在一段时间逐步试验性地降低一 次风压及风速。一次风压逐步降至3 kPa,

16、并最终 固定在218 kPa左右,此时对应的一次风速约为 23 m? s, 并在煤种变化的情况下及时调整。 21712 控制制粉乏气量 针对存在的问题,将排粉机入口风门解除自保 持作调整门使用。 为了保证制粉系统工作在最佳状 态以及制粉乏气量控制适中,按照规程,制粉系统 排粉机电流应为45 A ,并根据煤种及工况变化及 时做调整。调整风门后的试验结果显示,排粉机电 流由70A降至45A ,单台制粉系统乏气量减小近 一半,即为70 000 kg?h左右,效果十分明显。 21713 控制氧量 设计炉膛出口过量空气系数为1125,氧量约 415%。当燃烧工况较好时,可适当降低氧量。尤 其在一次风速偏

17、高、 煤粉过粗及风粉混合物中煤 粉浓度不合适时,如不严格控制氧量,燃烧将明显 恶化,这时的汽温变得难以控制,而容易造成蒸汽 温度高,管壁超温。 21714 控制减温 设计情况下,再热器汽温调整手段为调整喷 燃器摆角。摆动角度不仅影响了主汽温、 再热汽 温,而且剧烈改变燃烧工况,易危及燃烧安全,因 此喷燃器摆角基本固定,喷水减温成为再热汽温 调整的主要手段。由于减温时滞较大,所以,容易 造成超温。 要求运行人员加强监视,并注意及时调 整,密切配合燃烧情况。 21715 及时吹灰 为防水冷壁积灰过多而使汽温升高,造成管 壁超温,应及时吹灰,这是安全运行的必要手段。 3 结论 综上所述,本文所讨论的HG1025?18122 PM 2型锅炉再热器爆管的原因是多方面的,通过 分析已经采取了一些有效措施,使再热器爆管事 故的频繁发生得到控制,同时,对其它大型电站锅 炉的再热器安全运行提供了有价值的参考。 (收稿日期: 19992072 09) (改回日期: 19992082 03) 51No. 10 1999 华北电力技术 NORTH CH I NA EL ECTR IC POW ER