90t/h煤氣鍋爐省煤器泄漏分析及改進

劉 浪

（攀鋼釩公司能源動力中心，四川攀枝花 617062）

1 前言

攀鋼能源動力中心有一臺型號為CG-90/3.82-Q、自然循環、膜式壁單爐膛、全鋼架懸吊結構“п”型布置的全燒煤氣鍋爐。該鍋爐于2006年1月投產。

1.1 鍋爐主要參數參數

額定蒸汽流量：90 t/h

額定蒸汽壓力：3.82 MP（表壓）

額定蒸汽溫度：450℃

給水溫度：140℃

冷空氣：20℃

鍋爐出口煙氣設計溫度：≤150℃

鍋爐設計效率：≥87.5%

燃料結構：焦爐煤氣：高爐煤氣=1:9（體積比）

設計燃料成分見表1，鍋爐設計熱力計算數據匯總見表2。

1.2 鍋爐省煤器概況

鍋爐省煤器為上下級布置，與煙氣流向呈逆流方式的水平管圈組成，置于主煙道的低溫過熱器下方。一、二級均為焊接鰭片式省煤器，一級省煤器沿煙道寬度共有73排蛇形管，二級省煤器沿煙道寬度共有53排蛇形管，平行于側墻順列布置；蛇形管為φ32×3mm，材質為 20/GB3087-1999，焊接式鰭片為扁鋼20×3，材質為Q235-A.F；一級省煤器橫向管排間距35 mm，縱向間距120 mm，二級省煤器橫向管排間距45 mm，縱向間距120 mm。

該鍋爐自投產以來，省煤器頻繁泄漏，截止到2012年12月，其中一級省煤器泄漏11次，二級省煤器泄漏16次，共堵管36根。對省煤器的泄漏位置、時間進行統計，未發現規律。

2 煤氣鍋爐省煤器泄漏原因分析

煤氣鍋爐省煤器泄漏的原因是多方面的，下面對可能因素逐一進行分析：

2.1磨損

該鍋爐的燃料為高爐煤氣與焦爐煤氣，煤氣已經過嚴格除塵處理，煤氣中的粉塵濃度小于5 mg/m3，煤氣燃燒后生成的煙氣大致是煤氣體積的2倍，所

表190t/h鍋爐設計燃料成分

以煙氣中的粉塵濃度大致在2～3 mg/m3，根據：

表290t/h鍋爐設計熱力計算數據匯總表

式中：K—磨損特性系數，與灰的成分及管道的構造有關；

μ—飛灰濃度；

w—飛灰的速度，近似取煙氣速度；

n—冪指數，一般取3.3；

δ—飛灰顆粒當量直徑；

D—管道直徑。

所以煙塵對省煤器管子磨損較小，且從省煤器管子的泄漏地點看，管子沒有磨損的痕跡。

2.2 省煤器過熱、超壓

泄漏的省煤器管子進行取樣檢查，未發現管內結垢及管外積灰的情況，而且對省煤器泄漏的地方進行查看，未發現爆口的跡象。從運行記錄中的給水壓力、蒸汽壓力、一級省煤器和二級省煤器的煙溫，都未出現過超溫、超壓現象。所以過熱及超壓不是省煤器泄漏的原因。

2.3 省煤器腐蝕

2.3.1 省煤器的低溫腐蝕

使用的焦爐煤氣中H2S含量約為3000 mg/m3，H2S經燃燒后形成SO2或SO3，焦爐煤氣燃燒后形成大量的水蒸汽，鍋爐煙氣中的水蒸汽含量約10%～12%（燃煤鍋爐一般在2%～5%），為硫酸的生產創造了條件。設計給水溫度為140℃，實際給水溫度只有96～100℃，導致一級省煤器下段煙氣溫度低，管壁溫度僅有120～130℃，此溫度恰好位于凝結酸量與腐蝕速度最大范圍內，出現嚴重的低溫腐蝕，當管子腐蝕到一定程度時，就會漏水。從現場查看一級省煤器下段管子的情況：管子上粘附有大量的積灰，用水沖洗后，其背風面露出厚度約為1.5 mm的硬質灰層，這是煙氣中的硫酸蒸汽凝結發生腐蝕時伴生的低溫粘結性積灰【1】，在硬質灰層覆蓋的管壁上，管子被腐蝕得坑坑洼洼，腐蝕最深有1.52 mm，背風面腐蝕最為嚴重，管壁厚度僅有0.81 mm。測得沖洗管子排出的水的pH值為2～3，說明，煙氣中含有腐蝕性極強的酸性物質。

以上情況說明，燃氣中“硫”成分存在，排煙溫度低導致低溫腐蝕是一級省煤器下段泄漏的重要原因。

2.3.2 省煤器的水側腐蝕

90 t/h鍋爐的給水溶解氧基本維持5 μg/L、給水pH值維持在9.0左右，給水電導維持在4.0 μs/cm左右（國家標準要求溶解氧≤15 μg/L，pH值基本保持在8.8～9.3之間，導電度在10 μs/cm以下）。從以上的給水指標看，省煤器水側腐蝕不易發生。

2.4 省煤器吸熱面積大，沸騰率高

由表2可以看出一級省煤器設計受熱面積為1437 m2，二級省煤器設計受熱面積為553.3 m2，而根據省煤器的實際圖紙（如圖1）進行核算：

二級省煤器沿煙道寬度共有53排蛇形管，平行于側墻順列布置，蛇形管規格為φ32×3mm，焊接式鰭片為扁鋼20×3，則根據上圖可計算出二級省煤器光管面積為：

32/1000×3.14×5420/1000×16×53＝461m2

由于該省煤器為鰭片式省煤器，根據擴展受熱面計算公式：

式中：L—管子長度；d—管子直徑（一般取外徑），0.032 mm；h—鰭片高度，0.02 mm。

同長度的光管受熱面積：

圖1 二級省煤器蛇形管布置及截面圖

由公式（2）÷（3）可以得出鰭片管與光管的受熱面積比

K=L[πd+4（h-0.002）]/Lπd=1.72

考慮到省煤器管子彎頭處沒有鰭片，所以取K=1.7，所以二級省煤器的實際受熱面積為：

S=461×1.7=783.7 m2

同理：一級省煤器的實際受熱面積為2027.5。

實際受熱面積與設計值相比較，一級省煤器實際受熱面積比設計面積大590.5 m2，二級省煤器實際受熱面積比設計面積大230.4 m2，省煤器受熱面積增大，吸熱增多，導致省煤器的沸騰率升高，原省煤器設計沸騰率為10.8%，根據省煤器的實際受熱面及排煙溫度可以算出省煤器的實際沸騰率達到24.39%（一般鍋爐省煤器沸騰率不超過20%），由于沸騰率高，省煤器局部蛇形管發生膜態沸騰，導致傳熱惡化，蛇形管局部過熱，使管子出現裂紋或爆管泄漏。

2.5 省煤器的制造缺陷

原為了擴展省煤器受熱面，選擇了縱向鰭片式，鰭片材質選擇的是Q235-A.F，省煤器管子材質為20#G鋼，這兩種材料含碳量及雜質含量低，焊接性好，因此鰭片管焊接內在質量容易保證，但構成鰭片管的管子及鰭片有長度大、壁厚小的特點，焊接后焊縫部位會產生很大的縱向殘余拉應力，所以對焊接要求高。經查，制造該臺鍋爐省煤器的過程中，焊接人員多，焊接順序不合理，焊接電流大小不等因素，導致管子縱向產生殘余應力【3】，在省煤器受熱或冷卻后，部分應力表現尤為明顯，引發泄漏；同時，經檢查發現，焊縫收口處存在多處咬邊現象，這也是省煤器泄漏的誘因；另一方面，鰭片省煤器蛇形管與鰭片較長（5 m）焊成一個整體，受熱時鰭片和管子的溫升不同，膨脹量不等，本身內部存在一個很復雜的熱應力狀況，運行中對管子撕裂。

2.6 省煤器的安裝缺陷

按照省煤器的安裝標準【4】及圖紙，對省煤器的聯箱標高、水平度及膨脹間隙，蛇形管間距及水平度、管夾位置及間隙、吊架等情況進行復查，未發現超出安裝標準及設計規范要求的情況，所以省煤器不存在安裝缺陷。

3 改進措施及實施

針對上述原因，根據鍋爐現有煙氣的露點及鍋爐效率，重新設定排煙溫度為155±5℃、給水溫度為130±5℃，按照現有鍋爐的實際結構型式，過熱器及空氣預熱器結構及面積（實際面積）不變，省煤器采用光管對省煤器的面積進行校核，經過上述校核后，確定為一級省煤器的面積為940 m2，二級省煤器面積為455 m2。按照參燒90%（體積比）高爐煤氣的燃料進行校核計算，其熱力計算匯總如表3。

按照以上確定的省煤器的面積對省煤器進行改造：取消省煤器的鰭片，完全采用光管，省煤器的管徑及壁厚不變，將一級省煤器縱向排數由原來的73排減少至60排，二級省煤器縱向排數不變，各進出口聯箱的標高不變，蛇形管彎頭不變。

省煤器的受熱面積減少，煙氣阻力與原來比略微減小，故煙風系統其他設備不需要改造；另一方面，由于省煤器的面積減小，省煤器的自重也減小，故原系統設計的載荷也能滿足改造要求。

表3 校核改造熱力計算數據匯總表

2013年6月停爐對以上方案進行實施，將原省煤器及聯箱、一級空氣預熱器進行拆除，按照新設計的省煤器及聯箱進行安裝，對一級空氣預熱器進行了原樣更換。

4 改進效果

按照相應措施改進施工后，于2013年8月10日點爐運行，通過調試，改造后高爐煤氣燒量為8.22萬m3/h、焦爐煤氣燒量為2.49 km3/h、給水溫度為138.2℃、蒸汽負荷90t/h的運行參數，見表4。

表4 改造后實際運行數據

從表4可以看出：鍋爐在接近于設計工況下運行，鍋爐負荷可達到90t/h，排煙溫度能控制在150℃左右，二級空預器出口風溫基本達到設計要求。運行至2014年4月（連續運行8個月），未出現過省煤器泄漏現象，停爐對一級預熱器及省煤器進行檢查，未發現預熱器及省煤器管道上有結露及積灰現象；另一方面該鍋爐連續運行8個月后，一級預熱器及省煤器煙氣差壓基本未發生變化，說明省煤器及預熱器不再發生低溫腐蝕。

5 結束語

鍋爐縱向鰭片式省煤器雖然可以擴展受熱面，減少省煤器鋼材消耗，降低排煙溫度，但擴展受熱面不是越大越好，必須根據吸熱量的需求、排煙溫度要求、省煤器沸騰率等因素確定受熱面面積；且縱向鰭片式省煤器加工過程要求高，質量難以控制，會帶來焊接收口咬邊、焊接殘余應力等缺陷，引發省煤器的泄漏。通過對省煤器結構型式進行改造，減小受熱面積，使省煤器沸騰率在合理范圍內，在一定范圍內提高給水溫度及排煙溫度，能有效防止省煤器的泄漏。

[1]樊泉桂等.鍋爐原理[M].北京:中國電力出版社，2004.8

[2]王賀軍等.WG670/13.72-1型鍋爐采用H型鰭片式省煤器的設計和運行[J].電力科學與工程.2008.6.第24卷第4期

[3]鄭德升，電站鍋爐省煤器暴漏原因分析及解決措施研究[J]，華北電力大學，2004.5.

[4]高強，鍋爐壓力容器安裝標準規范[M].吉林:吉林人民出版社，2001.7