大型电站锅炉分隔屏过热器超温爆管原因的分析

第21卷 第3期 2001年6月 动 力 工 程 POW ER EN GI N EER I N G Vol . 21 No. 3 June 20011229 文章编号: 100026761(2001)0321229204 大型电站锅炉分隔屏过热器超温爆管原因的分析 匡江红1, 陈端雨2, 史平洋2 (1. 上海工程技术大学机械工程学院,上海200336; 2.上海发电设备成套设计研究所,上海200240) 摘 要:在试验数据的基础上,通过理论分析和编程计算,对某电厂分隔屏过热器超温爆管的原因进行了分 析,并提出了相应的改进措施,以确保电厂安全运行。图3表2参2 关键词:电站锅炉;屏式过热器;爆管;热偏差;壁温计算 中图分类号: TK 223. 3+2 文献标识码 :A 收稿日期: 2000202214 作者简介:匡江红(1967- ),女,现为上海工程技术大学 机械工程学院热力与动力系教师。1990年毕业于清华大 学, 1993年在上海发电设备成套设计研究所获硕士学位。 0 前言 某台配300 MW机组的亚临界压力U P型直 流锅炉,出力为1025t? h, 炉型为传统的 型布 置,四角切圆燃烧粉煤固态排渣炉,燃烧器共5 层,炉膛上部布置分隔屏过热器,共有4片,平行 于侧墙,沿炉宽对称分布。由炉前看:从左至右分 别为左一屏、 左二屏、 左三屏、 左四屏(图 1) 。每片 分隔屏由前、 后2个回路组成,分别称为前回路和 后回路。 每个回路由25根管子并联组成。 这25根 管子自内圈向外圈分别编号为第1根、 第2根 第25根管子(图 2) 。分隔屏所用材料大部分 为12Cr1M oV ,个别管段采用了TP304H2SA 213。 各回路的第25根管子(外圈管)管径为 57mm 7mm ,其余管子管径为 51mm6mm。 该炉1994年3月投运至今,其分隔屏多次发 生爆管。尤其是在1999年间,接连发生3次爆管 事故。2000年5月,分隔屏再次爆管。 这4次爆管 的位置分别位于:左二屏后回路第19根管子出口 段、 左一屏后回路第24根管子出口段、 左二屏后 回路第25根管子出口段、 左二屏后回路第1根管 子出口段。 几次爆管的相同之处是:都是左侧屏后 回路的出口段管子发生爆管。 分隔屏的频繁爆管给电厂安全经济运行带来 了不利影响。为此,必须尽快找出分隔屏爆管原 因,提出短期应急措施及长期整改措施,以确保当 年夏季用电及今后电厂的安全运行。 图1 屏式过热器布置图 1 试验结果 为全面摸清分隔屏过热器爆管的原因,在分 隔屏进、 出口炉外管段上加装了温度测点,在不同 工况下测量了分隔屏各片管屏前、 后回路中单管 的进、 出口工质温度。将测量结果分析整理后,发 现有如下特点: (1)在300 MW、220 MW和150 MW工况下, 左侧分隔屏内工质的温升均大于右侧分隔屏内工 质的温升,即左侧分隔屏内工质的吸热量大于右 侧分隔屏内工质的吸热量(表 1) 。其中尤以左二 屏内的工质温升最大。 (2)试验中测得的分隔屏单管出口工质最高 图2 分隔屏结构图 表1 各工况下分隔屏的吸热量 单位: kcal?s 负荷左一屏左二屏左三屏左四屏 300MW3561 360929472610 250MW25202643 26372175 220MW2697 272924242229 温度范围在490C506C间(按设计,分隔屏出 口工质平均温度为460C476C)。 (3)在试验中测得的分隔屏入口温度范围在 400C410C之间(设计参数为402C404 C)。 (4)各片分隔屏同一回路中并联着的25根 管子内工质的温升不等,存在着同屏热偏差。 所谓 热偏差,是指并联管组中各根管子内工质的焓增 与管组平均焓增的比值。 通过计算发现:在同一片 屏中,热偏差系数大于1的管子有:第1、17、18、 19、20、21、22、23、24、25根管子,其中尤以第1、 19、23、24、25根管子的热偏差系数较大。 2 爆管原因分析 根据试验结果,我们按下式计算了各工况下 分隔屏单管出口段的炉内管壁温度: tbw=tgz+qmax?m (1 + ) + 1? 2 式中tbw计算点的管壁平均温度,C tgz管件计算截面上管内工质平均温度 管壁热漫散(或均流)系数 管子外径与内径的比值 qmax计算点管壁上的热负荷 管子壁厚 2管壁向工质的放热系数 m管壁金属导热系数 计算结果表明:左二屏后回路相应单管出口 处 的 炉 内 管 壁 温 度 最 高。 图3为150 MW、 220 MW、300 MW这3个试验工况下左二屏后回 路的工质出口温度测量值和计算壁温值。由图3 可看出:在300 MW负荷下,分隔屏左二屏后回路 第25根管子出口壁温为最高,达到550 C, 该管 管径为 57mm7mm。而 51mm6mm管子的 最高壁温为536C。 图3 在各工况下分隔屏左二屏后回路出口处工质温度 (测量值)和炉内管壁温度(计算值) 表2列出了按照GB9228288水管锅炉受压 元件强度计算 标准计算得到的12Cr1 M oV锅炉 钢管在各工件温度下的最小需用壁厚。由表2,通 0321 动 力 工 程第21卷 过插值可知,对管径 57mm的管子,当其管壁温 度达到555C的情况下,管子壁厚负偏差为5% 时,管子的最小需用壁厚应为7. 26mm;当管子壁 厚负偏差为10%时,管子的最小需用壁厚应为7. 64mm ,而管子的实际取用壁厚仅为7mm ,小于计 算需用值。对管径为 51mm的管子,当其管壁温 度为536 C, 且管子壁厚负偏差为10%时,最小 需用壁厚为6mm管子,其实际取用壁厚为6mm , 刚好满足计算值。 而实际上,我们所取的试验工况还未捕捉到 实际运行中较恶劣的温度工况。因为查阅运行纪 录,发现该炉在运行期间,有三分之一以上的时 间,分隔屏工质的入口温度在415C425C之 间,最高曾达到428 C, 而在试验工况下,分隔屏 工质的入口温度仅为405C。 这样可推断,该炉在 平时运行中,约有三分之一以上的时间,对于 57mm7mm管子,其最高壁温在565C575 C之间;对于 51mm6mm管子,其最高壁温可 达546C556C。在上述工作温度下的管子最 小需用壁厚均大于管子的实际壁厚。 可见:在设计 分隔屏时,壁厚取得薄了些。 表2 各温度下管子的最小需用壁厚 管子材料12Cr1MoV ,57mm7mm12Cr1MoV ,51mm6mm 计算压力(M Pa)17. 2717. 27 计算壁温(C)520530540550560570510520530540550560 许用应力(M Pa)9886777165571109886777165 理论壁厚(mm)4. 625. 205. 756. 186. 687. 503. 714. 134. 655. 145. 535. 98 C10. 50. 50. 50. 50. 50. 50. 50. 50. 50. 50. 50. 5 负偏差 0% A10. 000. 000. 000. 000. 000. 000. 000. 000. 000. 000. 000. 00 C20. 000. 000. 000. 000. 000. 000. 000. 000. 000. 000. 000. 00 最小壁厚(mm)5. 125. 706. 256. 687. 188. 004. 214. 635. 155. 646. 036. 48 负偏差 5% A10. 050. 050. 050. 050. 050. 050. 050. 050. 050. 050. 050. 05 C20. 230. 260. 290. 310. 330. 370. 190. 210. 230. 260. 280. 30 最小壁厚(mm)5. 355. 966. 536. 997. 528. 374. 404. 845. 395. 906. 316. 78 负偏差 10% A10. 110. 110. 110. 110. 110. 110. 110. 110. 110. 110. 110. 11 C20. 510. 570. 630. 680. 740. 820. 410. 450. 510. 570. 610. 66 最小壁厚(mm)5. 626. 276. 887. 367. 928. 824. 625. 085. 676. 216. 647. 14 为此,查阅了锅炉的强度计算书和热力计算 书。 在热力计算书中,分隔屏出口工质平均温度设 计值为470C左右,而在强度计算书上计算管子 的需用壁厚时所依据的计算壁温为530 C, 仅在 出口工质平均温度 (470 C)的基础上加了60C。 但按照GB9228288水管锅炉受压元件强度计算 标准要求,在计算管子的最小需用壁厚时,其计算 壁温应在出口工质平均温度的基础上加100C。 由于在设计分隔屏时,计算壁温取值偏低,因此使 得设计壁厚偏薄。事实上,由这次试验的数据可 知,如在300 MW工况时,当分隔屏出口的工质平 均温度为456C时,单管出口工质温度最高为 498 C, 此时管壁温度达555 C, 比出口工质平均 温度高出99 C, 证实GB9228288上所要求的计 算壁温的计算方法是合理的。 由此,可以认为该炉分隔屏爆管的原因如下: (1)首先是由于锅炉的四角切圆燃烧存在残 余旋转,造成了沿炉内的宽度方向烟温分布不均, 各屏间存在着吸热偏差,产生了偏差屏(左二屏 ), 再加上分隔屏同屏各管之间存在着流量偏差、 结 构偏差以及接受屏前、 屏间烟气辐射角系数不同, 使得各管吸热不均匀。 一些管子吸热较多,温升较 大,这些管子的炉内壁温会较高,如左二屏后回路 中的第1、19、23、24、25根管子。一旦运行中出现 温度偏高的情况,比较容易发生爆管。 (2)分隔屏的管子壁厚裕量不大,在平时运 行时,部分偏差管的壁温已达到并超过了在该壁 厚下管子的许用壁温。 管子长期超温疲劳受损,容 易发生爆管。 (3)从运行纪录看,通常二级减温水的减温 幅度在20C左右,而一级减温水的降温幅度不到 10 C, 说明在平时运行时二级减温水用量常常较 1321 第3期动 力 工 程 大。 而在稳态运行时,二级减温水的大小直接影响 着分隔屏的入口汽温,二级减温水量大,分隔屏的 入口汽温就高,相应的,分隔屏的出口温度也高。 因此,在平时运行时二级减温水量大也是造成分 隔屏超温的原因之一。 (4)另外,分隔屏发生爆裂后,由于设备噪音 等因素,不太可能及时发现泄流,不能及时采取停 炉措施,而是延迟了一段时间后才停炉。这样,在 短时间内,由于大量蒸汽从爆口处流出,使得同屏 内其他管子内的蒸汽流量减少,管子汽温和壁温 升高,使管子使用寿命减短。 3 整改措施 根据上述分析,要避免分隔屏再次发生爆管 事故,建议采取下述措施: (1)建议对分隔屏各管作蠕胀和金相分析, 对胀粗和球化严重的管子进行更换,或将热负荷 高的部分和出口段的管子材料提高一个档次,改 用T91。 (2)由于直流炉的受热面温度对运行工况较 敏感,运行人员在操作时应多加注意。 分隔屏的爆 管与分隔屏入口温度有关,因此在平时运行中要 尽量减少二级喷水量,应通过调节煤水比将分隔 屏入口温度控制在400C左右。 (3)建议在分隔屏各回路的部分管子(壁温 较低)的入口处加装不同口径的节流圈,重新分配 工质流量,使同屏各管工质出口温度趋于平均,这 样可使原本温度较高的偏差管的温度下降20C 左右,不易超温;而由此增加的阻力估计不到 0. 02M Pa。 (4)建议对屏过热系统加装在线检测故障诊 断系统,从而可在监视屏上即时显示受热面的壁 温整体分布情况,便于进行运行调整,避免发生超 温爆管事故。 上述(1)、(2)条是为确保锅炉安全渡过夏季 用电高峰期而采取的短期应急措施。 第(3)、(4)条 措施则可彻底消除分隔屏爆管隐患,确保锅炉长 期安全经济运行。 参考文献: 1上海发电设备成套设计研究所.屏式过热器同屏热偏差的成 因和计算方法R . 1984, 9. 2上海发电设备成套设计研究所,江苏省机械工业锅炉科技情 报网.电站锅炉水动力计算方法J . JB?Z201283. An Analaysis on Tube Explosion in D ivision Panel for Power Station Boiler KUA N G J iang2hong 1, CH EN G D uan2yu 2, SH I P ing2yang 2 (1. M echanical Engrg. College, ShanghaiU niv. of Engrg.Science, Shanghai 200336, China; 2.Shanghai Pow er Equipment Research Institute, Shanghai 200240, China) Abstract: A n analysis in made on the basis of experi mental data to find the causes of tube explosion in division panel of a pow er plant, and retrofitting measures are introduced to ensure safe operation of the pow er plant.Figs2, tables 2 and refs