鍋爐高溫省煤器出口管超溫原因分析及處理措施

王曉明 ， 李 琦 ， 韓元培 ， 何志強 ， 劉 相 ， 潘景福 ， 葛沛沛

(1.開封龍宇化工有限公司 ， 河南 開封 475200 ； 2.河南省聚甲醛基新材料工程技術中心 ， 河南 開封 475200 ； 3.鶴壁龍宇新材料有限公司 ， 河南 鶴壁 458000)

鍋爐在運行中，高溫省煤器部位靠近鍋爐煙道后側的省煤器管超溫發(fā)紅，使用便攜式遠紅外測溫儀測量其溫度520 ℃，相鄰管溫度320 ℃左右，其他各管道溫度175～187 ℃，在正常范圍。鍋爐面臨停爐的窘迫局面。省煤器高溫段超溫曝管是鍋爐運行中的一個常見問題，嚴重影響了鍋爐的安全運行。

1 鍋爐概況

本鍋爐是太原鍋爐集團制造的TG-45/1.27-M型高溫分離、低循環(huán)倍率循環(huán)流化床鍋爐，單鍋筒、自然循環(huán)、∏型結構。省煤器分低溫省煤器和高溫省煤器兩部分，均為臥式支撐，沸騰式。省煤器管徑Φ32 mm×3 mm，材質20G。其中高溫省煤器受熱面積198.9 m2，管子18排。

2 運行情況

2.1 鍋爐現(xiàn)場情況

前期鍋爐給水溶解氧超標，出現(xiàn)氧腐蝕，造成省煤器彎頭，特別是高溫省煤器出口彎頭處沖蝕穿孔。2018年底，彎頭泄漏，對高溫省煤器靠近煙道后側3根省煤器管進行了切斷封堵。緊鄰封堵管的兩根高溫省煤器管依次出現(xiàn)520 ℃高溫和320 ℃的超溫。

2.2 鍋爐運行數(shù)據(jù)

通過查閱事故爐的前期數(shù)據(jù)，對相近似負荷狀態(tài)下，與原始開車期間的事故前數(shù)據(jù)相比，高溫省煤器出口煙溫升高，溫差也由原133 ℃減少至71 ℃左右。

表1 事故前后鍋爐參數(shù)對比

2.3 鍋爐給水參數(shù)

對當前給水水質和近一年來給水水質進行確認(見表2)。符合給水指標，給水溶解氧符合指標，管內無結垢現(xiàn)象。

表2 事故前后水質參數(shù)對比

2.4 停爐后的內部檢查情況

停爐后對鍋爐進行檢查，發(fā)現(xiàn)高溫省煤器靠近煙道后側的3根已封堵的省煤器管被燒蝕蠕變，塌向爐墻前側。高溫省煤器與煙道后墻間距明顯增大，平均間距25 cm左右，最大間距已超過30 cm，且上下貫通。通過對省煤器管進行切管確認，管內壁無結垢現(xiàn)象。

3 原因分析

根據(jù)停爐檢查情況，結合鍋爐運行時的現(xiàn)象，可以得出如下結論：前期因省煤器彎頭泄漏而進行了切斷封堵的3根煙道后側省煤器管因長期處于高溫環(huán)境中，產生蠕變，且向前側倒塌，與煙道豎井后墻間距逐漸拉大且上下貫通，形成明顯的煙氣走廊[1]。大量的高溫煙氣使煙氣走廊處省煤器內給水特別是高溫省煤器處給水處于過沸騰狀態(tài)，產生“氣阻”現(xiàn)象而使高溫省煤器管過熱。其過程分兩個階段。

3.1 切斷封堵的3根煙道后側產生蠕變而倒塌

20G試驗鋼在550 ℃時效754.75 h后，試驗鋼中的珠光體已經出現(xiàn)球化現(xiàn)象，但仍以片狀為主。而在550 ℃蠕變后，片狀結構消失，珠光體主要為球狀，在750 ℃時效0.18 h后，碳化物主要沿鐵素晶界呈彌散分布，珠光體與鐵素體的邊界不明顯，在750 ℃蠕變后，沿晶界仍可見少量珠光體組織。試驗鋼的Ac1(加熱時珠光體向奧氏體轉變的開始溫度)為722 ℃，在Ac1附近保溫過程中，片狀碳化物會發(fā)生球化。在750 ℃下試驗鋼會發(fā)生奧氏體相變。結合企業(yè)鍋爐情況可知，該鍋爐高溫省煤器入口煙溫770 ℃，被封堵的省煤器管溫度高于發(fā)生奧氏體相變溫度750 ℃，蠕變長時間積累，造成嚴重塌縮形變，與煙道后墻之間形成較大間隙。

3.2 煙氣走廊使高溫省煤器管過熱

煙氣走廊一般出現(xiàn)在鍋爐尾部煙道中，在尾部煙道中，布置的過熱器、省煤器等受熱面在與尾部煙道墻之間或者其內部間隙不均勻，造成煙氣形成短路，直接通過較大間隙間流通。這種導致煙氣短路的區(qū)域叫做煙氣走廊。

當受熱面中橫向間距不均勻時，個別蛇形管片間或與尾部煙道墻之間有較大的煙氣流通截面積，就形成了煙氣走廊[2]。煙氣走廊阻力小，煙氣流速快，加強了對流換熱，而且還具有較大的煙氣輻射層厚度，也加強了輻射傳熱。因此，煙氣走廊也加大了省煤器管壁超溫的可能性[3]。依據(jù)省煤器壁溫計算模型，省煤器管壁外表面溫度高于工質溫度，40～50 ℃，波動范圍較小，處于安全狀態(tài)。而根據(jù)現(xiàn)場檢測結果可以判斷，省煤器管壁外表面溫度高于工質溫度(330 ℃以上)，省煤器管處于非安全狀態(tài)。

3.2.1煙氣對流放熱系數(shù)的變化

該鍋爐原設計省煤器煙氣平均流速為8.5m/s，對流放熱系數(shù)為87 W/(m2·℃) ，現(xiàn)場測得煙氣走廊處流速為原設計平均流速的2倍(17m/s)。根據(jù)省煤器煙氣對流放熱系數(shù)的公式計算，煙氣走廊處的對流放熱系數(shù)138.5 W/(m2·℃)，比原設計提高59%。

3.2.2煙氣輻射放熱系數(shù)的變化

鍋爐原設計輻射放熱系數(shù)5.6 W/(m2·℃)。由于該鍋爐煙氣走廊處煙溫的增高，煙氣平均溫度956 ℃，加之煙氣走廊處飛灰濃度的增加，使煙氣中灰粒輻射加大，煙氣走廊處的輻射放熱系數(shù)大幅度增加。據(jù)計算煙氣走廊處的輻射放熱系數(shù)為13.5 W/(m2·℃)，比原設計提高141%。

3.2.3省煤器受熱面污染系數(shù)的變化

該鍋爐省煤器受熱面污染系數(shù)原設計煙氣流速為8.5 m/s時，根據(jù)鍋爐熱力計算標準中的計算圖查得污染系數(shù)為0.004 6 (m2·℃)/W。煙氣走廊處由于高速含灰煙氣的沖刷，使受熱面污染程度降低。煙氣流速為17 m/s時，從計算圖中查得受熱面污染系數(shù)0.003 (m·℃)/W，比原設計降低34.8%，由于污染系數(shù)的降低，將增強煙氣的傳熱過程。

3.2.4煙氣傳熱系數(shù)的變化

影響煙氣對省煤器的傳熱系數(shù)主要因素是對流放熱系數(shù)、輻射放熱系數(shù)以及受熱面的污染系數(shù)。該鍋爐原熱力計算傳熱系數(shù)67.4 W/(m2·℃)，煙氣走廊處的傳熱系數(shù)為104.3 W/(m2·℃)，比原設計值提高54.7%。

3.2.5省煤器出口水焓的變化

該省煤器原設計出口水焓為1 371.1 kJ/kg，但由于整個煙氣走廊處傳熱系數(shù)的大幅度提高，根據(jù)新得出的K值計算煙氣走廊附近的1～2排的省煤器蛇形管的出口水焓為1 652.9 kJ/kg，提高20.6%。

3.2.6省煤器管內工質沸騰度的變化

該鍋爐省煤器為沸騰式省煤器，設計沸騰度在10%～20%，設計極限值為25%。如沸騰度太高，因為流體容積和速度的增大會使流體阻力急劇增加，工質的質量流量大幅度下降，使管壁得不到足夠冷卻，造成省煤器管超溫。該鍋爐原設計沸騰度為15.5%，比原設計值提高108%，已超過設計的極限值，使流動阻力加大，發(fā)生汽塞和汽水分層現(xiàn)象。由于煙氣走廊處高溫爐墻的輻射使鄰近煙氣走廊處蛇形管出口焓大幅度增加，使高溫區(qū)蛇形管內工質的沸騰度大幅度提高，使蛇形管內工質全部蒸發(fā)成蒸汽，傳熱惡化，管壁溫度上升。

3.2.7煙氣走廊區(qū)爐墻及封堵管輻射傳熱系數(shù)的變化

煙氣走廊處省煤器進口煙溫增加，使煙氣走廊處一側爐墻溫度逐步增高，由于輻射傳熱與溫度的四次方成正比，煙氣走廊處輻射傳熱系統(tǒng)發(fā)揮作用，使管內沸騰度接近或到達100%。管內工質由雙相流變?yōu)閱蜗嗔?，甚至由飽和蒸汽變?yōu)檫^熱蒸汽，使傳熱進一步惡化造成省煤器急劇升溫。煙氣走廊處已封堵事故管子在鍋爐運行時處于干燒狀態(tài)，管壁溫度接近煙氣溫度。燒紅的事故管子，加入煙氣走廊輻射傳熱系統(tǒng)，直接輻射鄰近的蛇形管，在不長時間內又使鄰近的蛇形管爆破。如果處理不當，會連續(xù)按遠近順序加快超溫爆管事故的發(fā)生，形成一個逐步擴大的超溫區(qū)。

4 應對措施

在不停爐的情況下，應降低鍋爐負荷，調整一、二次風量等鍋爐工況，降低煙氣溫度，減輕鍋爐負荷，防止省煤器內工質沸騰度大于極限沸騰度。對鍋爐燃煤工況重新核定、調整，消除偏燒、偏磨現(xiàn)象。對超溫管道進行確認，如已發(fā)生熱蠕變就予以更換。對超溫部分省煤器管采用耐高溫不銹鋼防磨瓦卷板，制作隔熱措施，減少吸熱，使之恢復到正常沸騰度范圍內，同時減少煙氣走廊處省煤器管的磨損。對受熱面管排之間的間隙進行調整，對間隙過大部分使用管卡或抱箍進行固定調整。增加溫度測點，加強對高溫省煤器處的溫度監(jiān)控。

5 結論

高溫省煤器壁溫是鍋爐運行和管理技術人員需要關注的一個重要參數(shù)。省煤器沸騰度超限導致省煤器管超溫是一個不易發(fā)現(xiàn)的、而又容易出現(xiàn)的不良現(xiàn)象，對裝置的安全運行影響很大，技術人員需要了解省煤器管超溫的相關因素，采取對應措施，控制省煤器，特別是高溫省煤器運行在極限沸騰度之下，確保設備的安全。