電站鍋爐二級過熱器水塞爆管原因分析

黃權浩，何朋非，龍會國，3

(1． 廣東電力發展股份有限公司沙角A 電廠，廣東 虎門523061;2． 湖南省湘電鍋爐壓力容器檢驗中心有限公司，湖南 長沙410004;3． 國網湖南省電力公司電力科學研究院，湖南 長沙410007)

某電廠1 號鍋爐為某公司B＆WB－2028/17.4－M 型鍋爐，型式為亞臨界、自然循環、一次中間再熱、擋板調溫、平衡通風、固態排渣、露天布置、全鋼構架、“W”火焰燃燒方式鍋爐，過熱器出口壓力為17.4 MPa，過熱器出口溫度為541 ℃。某次啟動前該機組剛進行了汽機側試驗，停爐后一直未開啟排汽及疏放水，當過熱器出口集箱出口壓力為6.16 MPa、溫度為318.4 ℃時，鍋爐點火按溫態啟動方式啟動，約8 h 后，負荷達到500 MW(滿負荷600 MW)、主汽溫度達到538 ℃時，運行人員發現鍋爐負壓波動大、排煙溫度升高，現場發現二級過熱器爆管，二級過熱器材質為T91，規格為Φ42 mm×6.5 mm。

1 試驗方法與分析

1.1 宏觀及內窺鏡檢查

二級過熱器出口管組34－1，36－1 和39－1(管子編號方式:X－Y，其中X 表示爐左向右數的屏數，Y 表示爐前向爐后數的根數，下同)直管下彎頭向上約4.5 m 處均有喇叭狀爆口，二級過熱器管屏布置及爆口位置示意圖如圖1 所示。3 根爆管宏觀形貌類似，外壁呈黑灰色，爆口處開口較大，呈喇叭狀開裂，邊緣有明顯減薄現象，爆口一側呈脆性撕裂，爆口內壁比較光滑，整個爆管在管子爆裂過程中受反作用力沖擊，嚴重彎曲變形，36－1 爆管宏觀形貌如圖2 所示。

圖1 二級過熱器管屏布置及爆管位置示意圖

圖2 36－1 爆管宏觀形貌

對34－1，36－1 和39－1 爆管相對應的3 個不同的入口聯箱進行內窺鏡檢查，未發現異物。對爆管附近的35－1，37－1 和38－1 管下部彎頭割管進行氧化皮檢查，未發現明顯堵塞跡象。

1.2 二級過熱器脹粗測量

對二級過熱器爆管附近管屏進行脹粗測量，均選取3 個明顯脹粗部位進行測量(見表1)，從表1可知，爆管附近管屏的迎風面第1 根管均存在不同程度的脹粗，說明二級過熱器出口管存在規律性的過熱現象。

表1 二級過熱器爆管及附近管脹粗測量

1.3 啟動曲線核查

鍋爐啟動前曾進行汽機側相關試驗，在未排汽和疏水的情況下采用溫態啟動方式直接啟爐，核查本次機組啟動運行曲線發現鍋爐運行存在如下問題:

1)過熱器出口溫度變化趨勢異常。在23:11—23:36 之間，溫度從431.0 ℃驟升至543.8 ℃，局部階段溫升達8 ℃/min，遠高于該公司《集控運行規程》規定的1.5 ℃/min;

2)集控運行規程規定在負荷升至180 MW 和300 MW 時應保壓20 min，而實際運行時，在2 個時間節點均沒有保壓時間;

3)鍋爐溫態啟動曲線規定過熱器出口溫度達到額定出口溫度541 ℃時的升溫時間為220 min，此時對應的機組負荷為總負荷的50%(即300 MW)，而此次啟動，過熱器出口溫度于23:36 達541 ℃時，升溫用時約160 min，比鍋爐啟動要求的220 min 提前了約60 min，并且此時機組的實際負荷僅161.7 MW。

1.4 元素分析

采用ARC－MET930 便攜式定量光譜儀和高速紅外碳硫分析儀對3 根爆管進行材質分析，分析結果見表2，符合ASTM A213/213M－07a 《無縫鐵素體和奧氏體合金鋼鍋爐、過熱器和換熱器管》標準要求。

表2 爆管化學成分分析 %

1.5 室溫力學性能試驗

對爆管試樣進行室溫拉伸試驗，試驗結果見表3，取樣管的延伸率符合ASTM A213/213M－07a《無縫鐵素體和奧氏體合金鋼鍋爐、過熱器和換熱器管》標準要求，抗拉強度除34－1，35－1 取樣管外，其余均符合要求。

表3 取樣管母材力學性能

1.6 金相組織檢驗

對爆管取樣做金相分析，試樣經常規試驗方法制成，用FeCl3鹽酸溶液侵蝕，在蔡司Axio oberver ALm 金相顯微鏡下觀察。39－1 遠離爆口和爆口處的金相顯微組織分別如圖3(a)，(b)所示。圖3(a)金相組織為回火索氏體，組織正常;圖3(b)為回火索氏體，但組織形態不明顯，存在碳化物聚集現象，晶界上有孔洞出現，晶粒沿爆破方向存在明顯拉長變形。

圖3 39－1 爆管金相組織

2 爆管原因分析

宏觀檢查發現爆口處開口較大，呈喇叭狀開裂，邊緣有明顯減薄現象，具有短期過熱器爆管特征〔1－3〕。

通過比較各爆管兩處金相組織可知，原材料組織正常，爆口處的組織在管子爆裂之前發生過組織轉變，而T91 在升溫過程中發生組織轉變的臨界溫度約為856 ℃〔4－5〕，說明管子在運行過程中曾大幅超溫。超溫管道在介質壓力的作用下發生塑性變形，造成管子管徑脹大、管壁減薄，隨后發生剪切斷裂而爆管〔6〕。

對相對應的入口聯箱內窺鏡檢查未發現異物，爆管臨近管子的割管檢查未發現下彎頭處存在明顯氧化皮堆積現象，且現場爆管和存在過熱脹粗現象的管子數量多，管子大面積過熱不是常規異物堵塞所致。

機組在啟動前進行過汽機側試驗，停爐后未開啟排汽及疏放水，采用溫態啟動方式直接啟動。啟動時過熱器出口集箱出口壓力為6.16 MPa、溫度為318.4 ℃，而后對36－1 根管爐膛內下部彎頭處加裝溫度測點，經驗證，相同狀態下36－1 根管爐膛內下部彎頭側溫度約為240.2 ℃，可見，啟動時，二級過熱器下部彎頭內積水。且二級過熱器迎風面第一根管均處于聯箱正下側，在未排汽、未疏水直接啟動的情況下相對同屏其它管子而言，彎頭處更容易聚集來自二級過熱器出口集箱的凝結水。鍋爐啟動過程中，過熱蒸汽溫度達額定溫度時溫升速度、時間及其對應的負荷與《集控運行規程》規定不符。局部溫升率過快，達8 ℃/min;過熱蒸汽溫度達額定溫度的時間提前60 min，并且此時相對應的負荷僅為規定負載的54%。機組在啟動過程中升溫過快，在機組負荷較低的情況下汽包與過熱器出口壓差小，不利于鍋爐受熱面管中的汽水循環，在汽水循環不暢的情況下受熱面管冷卻不充分，造成管壁嚴重超溫。

3 結論

綜上可知，停爐后未進行排汽及疏放水，造成二級過熱器下部彎頭積水，尤其是位于中間聯箱及二級過熱器出口聯箱正下方的受熱面管積水更為嚴重，而這些管恰好是迎風面的第一根管，受熱環境更為惡劣。在運行啟動過程中，為嚴格執行啟動曲線，啟動快、溫升時間短、局部溫升率大，造成二級過熱器迎風面的第一根管下部彎頭內積水未完全蒸發，使蒸汽流通受阻，管壁冷卻不充分，導致二級過熱管壁超溫導致脹粗，最終導致短期過熱爆管。

4 建議

1)加強停爐過程管理，當鍋爐停止運行后，應進行鍋爐排汽及疏放水，并利用停爐后預熱烘干受熱面管內積水。

2)加強運行管理，嚴格按規程規定啟動方式及啟動曲線進行，防止升溫升壓速度過快;加強減溫水系統運行管理，防止過早使用減溫水，并監視減溫水流量，防止減溫水流量超標。

3)在鍋爐啟動初期，可采用對空排汽或開大旁路閥門的方式，加大過熱器進、出口壓差，使過熱器管內蒸汽流量增加，將水塞排出;或延長啟動時間，使爐膛內熱負荷分布均勻，在低負荷及材料允許溫度狀態下，盡可能使過熱器內積水蒸發完全，以防止積水造成過熱器管內形成水塞。

〔1〕裴玉巖． 受熱管件短時過熱爆管的宏觀形貌與原因分析〔J〕．東北電力技術，1997(1):37-39．

〔2〕龍會國，龍毅，陳紅冬． 300 MW 機組鍋爐“四管”泄漏檢修分析〔J〕． 熱力發電，2010，30(4):46-48．

〔3〕龍毅，彭欣． 異物堵塞造成的高溫過熱器爆管分析〔J〕． 熱力發電，2009，38(4):89-91．

〔4〕肖東東，劉立斌，易丹青，等． T91 鐵素體耐熱鋼相變行為和微觀組織研究〔J〕． 材料熱處理技術，2012，41(22):96-103．

〔5〕寧保群，嚴澤生，付繼成，等． 冷卻速率對T91 鋼相變過程及組織的影響〔J〕． 鋼鐵，2009，44(7):71-75．

〔6〕王金星，劉天模，馮大碧，等． 熱電廠鍋爐高溫過熱器管爆管原因〔J〕． 機械工程材料，2009，33(4):67-69．