锅炉过热器泄漏原因分析

锅炉过热器泄漏原因分析（共8篇）

1.锅炉过热器泄漏原因分析 篇一

对流过热器爆管原因分析及治理对策

摘 要：针对某电厂高温对流过热器爆管检查情况，进行爆管原因分析;提出了治理对策，制订了锅炉高温对流过热器检查、处理计划，强化了“防止锅炉四管爆漏管理”工作;对于锅炉四管爆漏治理工作，具有一定的借鉴意义。

关键词：高温对流过热器 爆管 原因分析 治理

概况

某电厂装机容量2台125MW机组，采用上海锅炉厂生产的 SG420/13.75-M418型锅炉，额定蒸发量420t/h，主蒸汽压力13.7MPa，主蒸汽温度 540℃，于1999 年04月投产发电。

高温对流过热器布置于折焰角的斜坡上方，共104排，每排由外、中、内三圈共计312 根蛇形管，顺烟气流动方向布置，每排蛇形管有三个下弯，由3根管子套弯而成。蛇行管束的横向节距为 90mm，纵向节距为77mm。进口段管子材质为12Cr1MoV，出口段为钢102，管子规格均为Φ38mm×6mm，泄漏处管子材质为12Cr1MoVG。

2015年02月26日，#2 机组点火启动，03月13日发现对流过热器发生泄漏，3月18日泄漏加剧，#2炉停运。

现场检查情况

2.1对流过热器北向南数第24排内管圈、中管圈吹损泄露，外管圈吹损刷薄。

2.2对流过热器北向南数第25排内管圈、中管圈、外管圈有多处爆管破口

对流过热器北向南数第25排中管圈下部有一处纵向“爆口1”，“爆口1”呈粗糙脆性断面的张口，管壁减薄不多，管子蠕胀也不甚显著。第25排外管圈上部呈现点状吹蚀“爆口2”，“爆口2”由多个小孔组成，爆口周边管壁减薄不明显，呈深坑状。

2.3对流过热器北向南数第26排中管圈、外管圈吹损泄露，内管圈吹损刷薄

2.4对流过热器北向南数第27排内管圈、中管圈、外管圈吹损刷薄

2.5对流过热器北向南数第28排外管圈吹损刷薄

2.6确定此次对流过热器泄露的第1漏点

通过检查分析，确定第1漏点位于对流过热器北数第25排，前数第2组中圈后弯下部，开口朝下，具体泄漏位置见(图1)。试验分析情况

3.1宏观检查情况

第 1 漏点位于前数第 2 组下弯、北数第 25 排中圈后弯弯管外弧处，此漏点处于弯管下部，见(图2)。爆口长约 39mm、宽约 3mm，开口较小，爆口边缘未减薄，无明显胀粗现象，爆口附近外壁有密集的纵向开裂现象，外壁有较厚氧化皮、颜色发黑，见(图 3)。北数第 25 排外圈和北数第 26 排中圈两根对流过热器管外壁氧化皮也较厚经测量，3根管内、外壁氧化皮厚度均达到 0.3mm。

3.2材质合金成分分析

对第 25 排中圈、第 25 排外圈、第 26 排中圈 3 根管进行了合金成分分析，合金成分分析结果见(表1)。3 根对流过热器管合金成分符合标准要求。

部件位置材质CrMoVMn

北数第 25 排下弯外圈12Cr1MoVG0.980.280.210.61

北数第 25 排下弯中圈(爆管管段)12Cr1MoVG0.990.290.230.59

北数第 26 排下弯中圈12Cr1MoVG0.970.310.220.62

GB 5310-200812Cr1MoVG0.90-1.200.25-0.350.15-0.300.40-0.70

表 1 对流过热器管合金成分分析结果

3.3力学性能检测情况

对 3 根对流过热器管进行了拉伸性能检测，检测结果见(表2)。

部件位置抗拉强度(MPa)

Rm下屈服强度(MPa)

Rel

北数第 25 排下弯外圈(水平直管部分)504、531、475 343、366、316

北数第 25 排下弯中圈(垂直直管部分)488、486、479 336、339、331

北数第 26 排下弯中圈(垂直直管部分)509、554、526 336、380、359

GB 5310-2008 12Cr1MoVG 470～640 ≥25表 2 对流过热器管拉伸性能结果 根对流过热器管的力学性能均在标准要求的范围内。对流过热器下弯中圈部分无法加工拉伸试样，故拉伸试样取在出口段的直管部分。北数第 25 排下弯中圈(泄漏管段)部分抗拉强度值已接近标准下限;北数第 25 排下弯外圈以及北数第 26 排下弯中圈试样抗拉强度不均，最小值偏下限。

3.4微观检查情况

在北数第 25 排下弯中圈(泄漏管段)泄漏处取一环形管样进行微观检测，发现爆口附近外壁有较为密集的纵向裂纹，裂纹附近有呈链状蠕变孔洞，基体组织已达到5级严重球化，见(图 4)。

爆管管段迎烟侧与背烟侧组织照片见(图 5)、(图6)，(图 5)组织中有蠕变孔洞，组织 5 级严重球化，(图6)组织中未见蠕变孔洞，组织球化3级，迎、背烟侧组织球化级别差距较大。

分别在北数第 25 排下弯外圈、北数第 26 排下弯中圈后弯处取一环形管样进行微观检测，其迎烟侧组织球化均已接近或达到5级，组织照片见(图7)、(图8)。

4泄漏原因分析

通过第一时间对泄漏现场进行调查取证，对泄漏部位对流过热器受热面管材试样进行材质、力学性能和微观检测，在此基础之上进行泄漏原因分析工作。

从对流过热器爆口宏观来看，爆口开口较小、边缘较钝，外壁氧化皮较厚、有大量纵向裂纹;从微观组织来看，基体中有众多纵向从外壁沿晶间发展的蠕变裂纹，属于长期过热泄漏的特征。

从3根对流过热器管的金相组织和力学性能来看，组织已达5级严重球化、力学性能偏下限。3根管组织均球化严重，可排除异物堵塞的可能性。泄漏发生第2组下弯，此处烟温相对高，容易发生爆管。

查阅 #

1、#2 炉历次爆管记录发现，2003年3月至2007年5月期间，#

1、#2 炉高温对流过热器频繁发生爆管，并且爆管均发生于机组启动后短时间内。其中：#1炉发生8次爆管，11个爆口有10个位于第一组U形弯，1个位于第二组U形弯，集中于南数22排—37排(北数28 排1个)，中圈6个，外圈5个;#2炉发生6次爆管，10个爆口有9个位于第一组，1个位于第二组，集中于南数22排—29 排和北数35排—52排，中圈U形弯3个，内圈7个(U形弯1个，直管段管卡处6个)。经分析，由于启动时减温水投放的不规范，导致对流过热器多次发生水塞爆管泄漏。在规范了减温水投放，并对两台锅炉对流过热器前数第1组下弯和附近管材进行局部升级，大幅度降低了爆管次数。

此次爆管位于前数第2组下弯处，以前因水塞导致的爆管频繁发生，水塞时管内介质通流不畅导致后面管子超温运行、第2组下弯又处于烟气温度较高区域，此处材质仍为 12Cr1MoVG，当累计到一定程度后就发生了长期过热爆管(爆口1)。

第25排中管圈下部长期超温爆口1泄漏蒸汽量较小，细小的蒸汽流对第25排外管圈上部呈现点状吹蚀，形成爆口2，爆口2由多个小孔组成，爆口呈深坑状。爆口2泄漏的蒸汽，造成第25排中管圈吹损减薄爆破，形成爆口3。

在这3个爆口泄漏蒸汽的吹蚀作用下，造成第24排内管圈、中管圈吹损泄露，外管圈吹损刷薄;第25排内管圈、中管圈、外管圈吹损多处泄露;第26排中管圈、外管圈吹损泄露，内管圈吹损刷薄;第27排内管圈、中管圈、外管圈吹损刷薄;第28排外管圈吹损刷薄。处理情况及治理计划

5.1处理情况

2015 年03月21日至2015年03月23日，安排进行#2炉对流过热器共13根泄露、吹损减薄的受热面管子更换工作;乙侧从北向南数第24、25、26、27排内圈、中圈、外圈、第28排外圈，新更换管子型号：φ38*6，材质T91，更换高度1.5米。

5.2治理计划

由于送检的3根对流过热器管子组织最差处均已达到 5级严重球化，计划利用2016年检修机会对高温对流过热器第 2组下部弯头和附近12Cr1MoVG管材进行割管检测，评估材质劣化情况，依据评估结果确定第2组下弯附近12Cr1MoVG管段升级改造方案。

结论

总结处理经历，得出如下结论：#2炉对流过热器泄漏的原因是由于管子长期超温，造成金属基体组织长期过热老化、性能下降而发生泄漏。为了避免对流过热器管子长期超温，要加强运行人员培训;在机组启动初期，应通过燃烧调整来控制主汽汽温，规范减温水投用，避免在对流过热器内形成水塞;建全锅炉四管运行台帐(或数据库)，包括锅炉运行时间、启停次数、超温幅度及时间、汽水品质不合格记录等数据，严格落实超温考核制度，防止发生受热面管子长期超温。

通过对高温对流过热器爆管原因进行认真分析，制定治理计划;总结经验教训，加强运行、检修管理，严格贯彻执行《防止电力生产重大事故的二十五项重点要求》、《火电机组防止锅炉受热面泄漏管理导则》等有关规程、规定;将“检查” 和“预测” 有机地结合起来，通过检查，掌握规律，从而预测四管的劣化倾向、检查重点、修理方法，经验值得借鉴。

2.锅炉过热器泄漏原因分析 篇二

某发电厂1号机组自2007年7月26日通过168 h满负荷试运行后投入商业运行以来,在锅炉累计运行至8 700 h,末级过热器受热面管连续发生3次爆管。首次发生爆管在2008年8月17日16:16分,当时机组负荷为601 MW,经停炉检查发现高温段(前屏,下同)13-4号(固侧炉前起数,下同)下弯头上约1 400 mm处直段(T91/7.14 mm),以及低温段(后屏,下同)17-1号下弯头处(T91/5.59 mm)向火面发生爆管。第二次发生爆管在2008年8月21日17:10分,机组负荷为550 MW,经停炉检查发现高温段12-2号下弯头上约1400 mm处直段(T917.14 mm),以及低温段58-1号下弯头上约5 035 mm弯头处(T91/5.59 mm)向火面发生爆管。第三次发生爆管在2008年8月27日14:30分,机组负荷600MW,经停炉检查发现低温段6-1号下弯头处(T91/5.59mm)向火面发生爆管。

2 试验分析

2.1 锅炉系统

该发电厂1号锅炉为上海锅炉厂有限公司引进美国ALSTOM技术生产的单炉膛、一次中间再热、四角切圆燃烧、平衡通风、全钢架悬吊结构、Π型露天布置、固态排渣超临界参数变压运行螺旋管圈直流炉,锅炉型号为SG-1913/25.42-M967,蒸汽温度571℃/569℃,蒸汽压力25.4 MPa/4.35 MPa。锅炉末级过热器共计82排,布置于水平烟道中,为逆流布置,每排受热面由12根管子组成。每排管屏均由直径为D38.1 mm的多种壁厚规格的3种材料所组成,其中T23材料有6.36 mm、7.14 mm、7.96 mm3种规格;T91材料有5.59 mm、7.14 mm、7.96 mm、9.03 mm 4种规格;TP347H材料有7.06 mm、7.96mm 2种规格。

2.2 宏观检查

本次试验分析管样主要为电厂所送第一次爆管管样,其爆口形貌见图1。

13-4号管样爆口呈鱼嘴形,爆口横向最大张口长度约为42.0 mm,轴向最大张口长度约为77 mm(包括两端各10 mm裂纹),爆口边缘较锐利,减薄较明显。在紧邻爆口边缘位置测量管径胀粗,垂直于爆口方向上直径约为D 45.3 mm,该方向上胀粗18.9%;平行于爆口方向上直径约为D 40.5 mm,该方向上胀粗6.3%,平均胀粗12.6%。爆口附近的内外壁均可见有一定厚度的氧化层,外壁氧化层厚度在0.15~0.20 mm、内壁氧化层厚度在0.10 mm左右。爆口外壁有呈纵向分布的树皮状微小丛裂。

17-1号管样在爆破冲击作用力下,管样向爆口侧弯曲呈90o形态,爆口位置的管材几乎呈现扁平形态。爆口横向最大张口长度约为107 mm,轴向最大张口长度约为49 mm(另外两端裂纹长分别为30 mm和40 mm),爆口边缘较锐利,减薄明显。在紧邻爆口边缘位置测量管径胀粗,垂直于爆口方向上直径约为D40.1 mm,该方向上胀粗5.24%;平行于爆口方向上直径约为D 38.8 mm,该方向上胀粗1.83%,平均胀粗3.54%。

2.3 管材成分分析试验

经对13-4号、17-1号管样打磨预处理后,用SPECTOR定量光谱仪进行化学成分分析,结果见表1。由表1试验结果可看出,钢管的化学成分符合ASME SA213标准中对T91材料成分的规定。

Wt%

2.4 管材强度试验

割取前屏爆管附近邻屏14-2号、15-4号管样材料,进行了室温下的强度试验,结果见表2。试验结果表明,除断后延长率指标外,材料室温下的屈服强度和抗拉强度指标均符合规范要求。

2.5 金属组织分析

13-4号管样:样面上未见异常夹杂物,割管端部材料组织为索氏体(见图2);爆口处组织为碳化物+铁素体+少量索氏体(见图3),管样爆口部位组织中的沉淀相已发生严重粗化。

17-1号管样:样面上未见异常夹杂物,割管端部材料组织为索氏体;爆口处组织为碳化物+铁素体+少量索氏体,管样爆口部位组织中的沉淀相已发生粗化。

2.6 显微硬度试验

在13-4号、17-1号管样的爆口和管子端部取样进行了显微硬度试验,结果见表3。试验结果表明,组织发生明显球化的爆口部位硬度已出现一定程度的下降。

3 分析与结论

(1)从爆管的宏观形貌和金相组织变化看,17-1号管样爆口边缘较锐利,减薄较明显,具有典型的短时(此时不考有无相变因素,下同)过热爆管特征,沉淀相在晶界聚集长大并呈链状分布;13-4号管样爆口边缘锐利、减薄明显,同样具有短时过热爆管特征,沉淀相在晶界聚集长大严重并呈链状分布,若从沉淀相颗粒尺寸的大小及管径胀粗情况来判断,13-4号管比17-1号管在爆管前壁温温度更高。

(2)从图1中看出13-4号管样在爆破后其内壁仍保留有少量的氧化层,若该段管氧化层按0.1 mm厚度、12.4 m长计,则其内壁约共计产生有94.19 ml氧化层。假定该管爆管段下弯头部位有氧化层堆积,并处于半堵塞自然堆积状态,那么需要氧化层15.93 ml,约占0.1 mm氧化层厚度情况下爆管段内总量的16.9%。也即在内壁产生0.1 mm厚氧化层情况下只要该管段内氧化层脱落达17%以上,即可造成受热面管处于半堵塞状态。如果氧化层增厚,因工况变化引发氧化层脱落堵管的比例将迅速降低,造成堵管的几率将大大上升,见图4。

(3)受热面管在高温下与水蒸汽反应生成的氧化层氧的主要成分是Fe3O4和Fe2O3。据资料介绍:蒸汽管道运行后所形成的氧化层是由水蒸汽和铁形成的双层氧化膜,内层称为原生膜(Fe3O4),外层称为延伸膜(Fe2O3)。氧化层性质硬而脆、无塑性,膨胀系数与基体钢材差别很大,尤其与奥氏体钢差异更大(见表4)。在机组运行工况发生变化时,尤其是机组启停过程中温度变化范围宽、速率变化快,热应力大,非常容易造成内壁氧化层的大量脱落。尤其是在停炉过程中脱落的氧化层在底部堆积,在遇有蒸汽冷凝等因素管内存有积水情况下,氧化层粘结在一起,在下次锅炉启动时锅炉蒸汽流量不大,流通蒸汽很难将其带走,极易引发受热面管过热爆管。

(4)理论上讲材料抗氧化性能TP347H>T91>T23,从经验上看T91材料在内壁氧化层厚度不超过0.15 mm时其内氧化层与钢管基体结合紧密而多孔的外氧化层厚度不高时是不易剥落的。TP347H抗氧化性能虽然优于T91,但是其热膨胀系数要比T91大许多,在温度发生波动时其氧化层要比T91易于脱落。T23材料抗氧化性能劣于T91,其内壁氧化层厚度可能较大,在温度发生波动时其氧化层也可能要比T91易于脱落。另外,同屏管因各管膨胀不同步而发生弯曲变形时,更易造成严重弯曲变形的管段内壁氧化层的脱落。

(5)三次爆管基本均位于固定侧端。另据调查,其他电厂同型号锅炉也在类似位置多次发生爆管情况,说明该型号锅炉内两侧温度场可能存在一定的较大温度偏差,也说明存在共同不完善之处。

(6)末级过热器热段出口按571℃,那么热段出口处的管壁理论计算最小壁厚为4.65 mm,现实际取用壁厚为7.14 mm,富余2.49 mm;冷段出口按535℃,则冷段出口处的管壁理论计算最小壁厚为3.85 mm,现实际取用壁厚为5.59 mm,富余1.74mm。如果热段出口按监控温度601℃校核,那么热段出口处的管壁理论计算最小壁厚为6.29 mm,只富余0.85 mm;冷段出口按565℃,那么冷段出口处的管壁理论计算最小壁厚为4.46 mm,只富余1.13mm。如果把管子制造公差、腐蚀余量以及弯管的减薄量等因素考虑进来,那么受热面管的实际取用壁厚富裕不大,尤其是冷段管。

(7)同一排管子长度差别较大,另外2-1号管子弯头过多,这些均可能对工质流动产生一定的阻力影响,尤其在机组启动过程中以及低负荷时蒸汽流量较小的情况下这些因素会对受热面管产生显著影响。现场检查发现绝大多数4-1号管子均发生了变形,2-1号管子也有部分管子发生了变形。同一管排的各根管子长度情况统计见表5。

(8)末级过热器由于采用逆流设计布置,其传热温压大,传热强度高,但在其出口侧管壁温度也最高。因此,受热面管此时对超温运行也极为敏感,尤其是对壁面热负荷比较高的迎火面几根管子。

综合上述分析,3次爆管是综合不利因素叠加的管子内壁氧化层厚度较厚,在机组启停过程中由于温度的急剧变化,导致其内壁氧化层的脱落,并使工质流通截面有效减小,造成管子超温过热、致使受热面管强度下降而引发的爆管失效。

4 建议

(1)先期失效的几根管子均选择在综合不利因素叠加的管子部位,根据我省亚临界机组运行经验,该现象会蔓延到其他部位管子上和其高温受热面管部件上,应及早做好机组优化运行和技术改造准备。

(2)避免快速启停炉,尤其是停炉要缓冷,避免高温受热面管温度的急剧变化所带来的热应力变化,利用热炉将立式受热面内的可能积水烘干。

(3)在锅炉启动初期受热面管内蒸汽流量偏小的情况下,可利用打开向空排汽门或旁路阀门的方法,使蒸汽流速增加,增加末级过热器管内蒸汽动能,将可能存在的氧化层等管内异物带出。

(4)优化锅炉运行、平衡投用减温水、减小锅炉两侧温度偏差。在末级过热器上增加壁温测点,尤其是固定端侧,以全面监测炉管运行情况。定期做好运行温度比较高的高温受热面管的割管检查,及时掌握其内壁氧化层的脱落情况。

(5)利用一切停炉机会,加强对高温受热面,尤其使末级过热器的宏观检查,发现有变色、胀粗,外壁氧化层与周围管子比较明显增厚,均要进行更换处理。

(6)鉴于末级过热器管安全裕量偏低情况,建议对壁面热负荷较高等综合不利因素叠加的管段进行材料更换,进一步提高材料等级或管材壁厚,以提高末级过热器受热面管的安全可靠性。

参考文献

[1]束国刚.超临界锅炉用T91/P91钢的组织性能与工程应用[M].陕西:陕西科学技术出版社,2006.

[2]史志刚.T91钢长期运行过程中微观组织老化研究[J].热力发电,2006,(4):54-58.

3.电站锅炉过热器管爆管原因分析 篇三

【关键词】电站锅炉；过热器；爆管；超温过热

前言

随着锅炉容量的增大，炉内燃烧及气流情况对过热器和再热器系统的影响就相应增大。如果运行中炉内烟气动力场和温度场出现偏斜，则沿炉膛宽度和深度方向的烟温偏差就会增加，从而使水平烟道受热面沿高度和宽度方向以及尾部竖井受热面沿宽度和深度方向上的烟温和烟速偏差都相应增大；而运行中一次风率的提高，有可能造成燃烧延迟，炉膛出口烟温升高。如美国CE公司习惯采用，也是我国大容量锅炉中应用最广泛的四角布置切圆燃烧技术常常出现炉膛出口较大的烟温或烟速偏差，炉内烟气右旋时，右侧烟温高；左旋时左侧烟温高。有时，两侧的烟温偏差还相当大，因而引起较大的汽温偏差。

1.过热器爆管的原因分析

一般情况下，在发生过热器爆管时，为尽快恢复正常生产，尽量减少经济损失，我们一般采用快速维修法，如更换新管段、堵管、补强等措施，可是往往运行一段时间后又发生爆管。并且非常巧合的是爆管在同一根管子、同一种材料或锅炉同一区域的相同断面层次上反复发生，这一现象充分说明过热器管爆破的根本原因未被查清，根本问题还未被解决，那么过热器管爆破的根本原因是什么呢？

从技术分析的角度看，引起过热器爆管的根本原因有：过热、磨损、腐蚀、焊接质量等。

从我厂热电站锅炉高温过热器爆管情况看，其中由于金属过热造成的爆管约占30%，磨损约占15%，腐蚀约占10%，管材质量差或焊接质量差约占30%，其它原因占15%，因此受热面超温和焊接质量差是造成我厂热电站过热器爆管的主要原因。下面我们主要从这两方面来分析过热器爆管原因。

1.1受热面超温造成过热器爆管

金属超过其额定温度运行时，有短期超温和长期超温两种情况，因此造成受热面过热爆管有短期过热和长期过热两类现象，受热面过热后，管材金属超过允许使用的极限温度，内部组织发生变化，降低了需用应力，管子在内应力作用下发生塑性变形，最终导致超温爆管。

1.1.1受热面短期过热

锅炉受热面内部工质短时间内换热状况极其恶化时，壁温急剧上升，使钢材强度大幅度下降，会在短时间内造成金属过热引起爆管。短期过热引起爆管具有以下特征：爆破时张口很大，成喇叭状，破口边缘锐利，减薄较多，破口断裂面较为光滑，成撕裂状，破口附近管子涨粗较大。导致短期过热的原因有：管内汽水流量分配严重不均；炉内局部热负荷过高；管子内部严重结垢；异物严重堵塞管子等。

1.1.2受热面长期过热

锅炉受热面管子由于热偏差、水动力偏差或积垢、堵塞、错用钢材等原因，管内工质换热较差，金属长期处在幅度不大的超温状态下运行，管子金属在应力的作用下发生蠕变（管子涨粗），直至破裂。长期过热具有以下特征：破口并不太大，破口的断裂面粗糙而不平整，破口边缘为钝边，并不锋利，破口附近有众多平行于破口管子的轴向裂纹。由于长期处于高温下运行，所以长期过热的破口外表面上会出现一层较厚的氧化皮，这些氧化皮很脆，容易脱落。长期过热主要发生在高温过热器的外圈向火面。

从我厂电站高温过热器爆管情况来看，因超温过热造成的爆管共有8起之多，全部是长期过热所致。

1.2管材质量差或焊接质量差造成过热器爆管

1.2.1管材质量差

如果管子本身存在分层、加渣、重皮等缺陷，运行时受温度和压力影响，缺陷扩大就会导致过热器爆管。例如2000年10月，洛阳分公司热电站1#锅炉高温过热器在运行中发生爆管，爆管开裂口成桃形，开口处由于爆裂已明显减薄。取爆口部位作金相分析，发现样品存在大量的显微孔洞，管材金相组织为铁素体+珠光体，部分区域存在过热的魏氏组织以及正火不完全组织。由金相分析可知：过热器爆裂是由于炉管材质较差，组织不均匀，为不完全正火组织，母材基体存在大量微观孔洞，这些缺陷影响材料的强度，最终导致过热器管爆裂。

1.2.1焊接质量差

在制造或维修中由于焊材选型不对，焊接质量不过关，焊道中存在气孔、夹渣、焊瘤等或未焊透會导致频繁爆管。2001年洛阳分公司热电站2#炉高温过热器在运行过程中发生泄露，从爆管处宏观检验表明，焊缝的焊接质量较差，焊缝的根部存在大量的焊瘤，泄露点大多分布在焊道融合线及热影响区内，金相检验结果表明，管束的金相组织是正常的。焊道、融合线、热影响区的金相组织为粗大魏氏体组织+铁素体，组织极为粗大，是不正常组织。经以上分析可知，爆管是由于管材焊接质量差，在焊缝融合区内存在粗大魏氏体组织、大量非金属夹杂等缺陷造成的。

2.防止过热器爆管的预防措施

从制造、安装和检修上，首先严把材料质量关，避免管材本身存在分层、加渣、重皮等缺陷；其次要严把焊材及焊接质量关，避免焊材选型错误或焊接质量不过关，出现焊道中存在气孔、夹渣、焊瘤等现象；第三严把制造质量及施工质量关，避免出现管内异物堵塞，造成工质流动不畅、短路、断路等情况，引起受热面超温导致过热器爆管。

从运行上，首先严格按照锅炉运行规程操作，锅炉启停时严格按照启停曲线进行，控制过热器管壁温度和锅炉参数在允许范围内，并严格监视及时调整，严防超温、超压、满水、缺水事故发生；其次加强锅炉炉膛、过热器吹灰和吹灰器的管理，防止受热面严重积灰，确保受热面清洁，避免过热；第三加强加药管理，确保定人、定量、定时根据化验结果及时加药，保证锅炉给水品质正常及运行中汽水品质合格等，避免因给水品质不良，引起管内结垢、积盐，影响传热，造成过热器超温导致的过热器爆管。

定期做好金属监督工作，防患于未然。主要包括以下几方面：1）、对受热面进行蠕胀、变形、磨损等情况的定期检查；2）、对长期存在过热问题的受热面，加装热工温度测点进行监督；3）、定期进行割管检查，对高温过热器、低温过热器管子做金相检验。

3.总结

4.锅炉过热器泄漏原因分析 篇四

随着国家电力工业的迅猛发展, 大容量火电机组不断涌现, 锅炉的结构更加趋于复杂, 锅炉参数也逐步向超临界、超 (超) 临界扩展, 其压力等级和温度等级进一步提高, 各管内的流量与吸热量产生差异不可避免。当承压受热部件的工作条件与设计工况偏离时, 就容易造成锅炉爆管。锅炉四管爆漏是造成电厂非计划停运的最普遍、最常见的型式, 一般占机组非计划停运的50%以上, 最高可达80%。在锅炉爆管事故中, 因为过热器爆管造成的事故损失最大, 而且这类事故还有逐年上升的趋势, 是影响机组安全发电的主要因素。

二、过热器爆管事故的锅炉系统特征

(1) 蒸汽流量下降, 蒸汽流量不正常的小于给水流量;

(2) 燃烧室、炉膛内由负压突变为正压, 严重时从人孔门向外喷出炉烟和蒸汽;

(3) 过热器附近有蒸汽喷出的响声;

(4) 过热蒸汽出现温度上升或下降的变化;

(5) 排烟温度降低, 烟气颜色变成灰白色或白色;

(6) 过热器后烟气温度降低, 过热器前后烟气温度差增大;

(7) 引风机负荷增大, 电流增高。

三、过热器管爆管原因分析及对策

1. 运行状况因素

蒸汽品质不良, 使管内结垢严重管壁过热;燃烧煤种与设计不符, 使着火点延迟, 火焰中心上移;吹灰器故障导致管子结渣、积灰, 使管间吸热严重不均;管屏与定位管、夹持管间的碰磨, 使管壁磨损减薄;减温器故障, 使冷却屏式过热器、高温过热器的效果变差, 增加了过热器超温的可能;管子超期服役;管内壁积垢、外面氧化;燃煤灰分高, 长期运行造成管子磨损;高压加热器投入率低, 使给水温度低造成过热蒸汽温度升高, 管壁超温。

2. 长期过热

长期过热是指管壁温度长期处于设计温度以上而低于材料的下临界温度, 超温幅度不大但时间较长, 锅炉管发生碳化物球化, 管壁氧化减薄, 持久强度下降, 蠕变速度加快, 使管径均匀胀粗, 最后在最薄弱的部位脆断的爆管现象, 通常发生在高温过热器外圈的向火面。导致长期过热的原因有:管内汽水流量分配不均、炉内局部热负荷偏高、管子内部结垢、异物堵塞管子、材料错用、原始设计不合理。

爆口一般为粗糙脆性断口, 边缘粗钝, 爆口较小, 呈鼓包状, 外表面有较厚的氧化皮, 内外壁形成许多纵向裂纹, 但破口不明显张开。组织结构明显发生变化, 碳化物明显球化, 珠光体石墨化, 有时向晶界偏聚, 合金元素由固熔体向碳化物转移, 在晶界处萌生蠕变孔洞, 蠕变使材料断裂韧性下降, 塑性降低。

避免管子长期过热可以通过改进受热面使介质流量分配均匀, 改善炉内燃烧防止燃烧中心偏高。进行化学清洗, 去除异物、沉积物。防止材料错用, 更换接近设计寿命的管子。

3. 短期过热

短期过热是指管壁温度超过材料的下临界温度时, 材料强度明显下降, 在内压力的作用下发生胀粗和爆管的现象, 通常发生在过热器的向火面直接和火焰接触及直接受辐射热的受热面管子上。导致短期过热的原因有:管内汽水流量分配严重不均、炉内局部热负荷过高、管子内部严重结垢、异物严重堵塞管子、材料错用、原始设计不合理、炉内烟气温度失常。

爆口塑性变形大, 管径有明显胀粗, 管壁减薄呈刀刃状;一般情况下爆口较大, 呈喇叭状;爆口呈典型的薄唇形爆破;爆口的微观为韧窝 (断口由许多凹坑构成) ;爆口周围管子材料的硬度显著升高;爆口周围内、外壁氧化皮的厚度, 取决于短时超温爆管前长时超温的程度, 长时超温程度越严重, 氧化皮越厚。

避免管子短期过热可以通过改进受热面, 使介质流量分配合理;稳定运行工况, 改善炉内燃烧防止燃烧中心偏高;进行化学清洗, 去除异物、沉积物;对材料错用的要及时采取措施。

4. 磨损

磨损包括吹灰磨损、飞灰磨损、煤粒磨损、落渣磨损等。磨损通常发生在过热器烟气入口处的弯头、出列管子和横向节距不均匀的管子, 会造成管壁减薄, 最终导致爆管。导致磨损的原因有:燃煤含灰量高, 飞灰中夹带硬颗粒;烟速过高或局部烟速过高;烟气含灰浓度分布不均, 局部灰浓度过高。

爆口管壁减薄, 呈刀刃状;磨损表面平滑, 呈灰色;金相组织不变化, 管径一般不胀粗。

防止磨损通常在易吹损管子表面加装防磨瓦;减少飞灰撞击管子的数量、速度或管子表面采取喷涂;杜绝局部烟速过高;加装炉内除尘装置;改善煤粉细度、调整好燃烧、保证燃烧完全。

5. 汽侧的氧腐蚀

汽侧氧腐蚀主要发生在停炉时, 过热器管弯头内壁在腐蚀介质和循环应力的共同作用下, 管内的介质由于水中氧的去极化作用, 发生电化学反应, 在管内壁的钝化膜破裂处发生点蚀, 然后扩散到外表面。导致氧腐蚀的原因有:弯头的应力集中, 促使点腐蚀产生;下完头停炉时积水;装置启动和化学清洗次数过多。

在过热器的管内壁产生点状或坑状腐蚀, 典型的腐蚀形状为贝壳状;运行时腐蚀疲劳的产物为黑色磁性氧化铁, 与金属结合牢固;停炉时, 腐蚀疲劳的产物为砖红色氧化铁;点状和坑状腐蚀区的金属组织不发生变化;腐蚀坑沿管轴方向发展, 裂纹是横断面开裂, 相对宽而钝, 裂缝处有氧化皮。

防止氧腐蚀应注意停炉保护;新炉起用时, 应进行化学清洗, 去除铁锈和脏物, 在内壁形成一层均匀的保护膜;使水质符合标准, 适当减少pH值或增加锅炉中氯化物和硫酸盐的含量。

6. 应力腐蚀裂纹

应力腐蚀裂纹通常发生在高温区域的过热器管和取样管, 在介质含氯离子和高温条件下, 由于静态拉应力和残余应力作用产生的管子破裂。导致应力腐蚀裂纹的原因有:介质中的氯离子、高温环境和拉应力;在湿空气的作用下;在启动和停炉时, 可能有含氯和氧的水进入钢管;加工和焊接引起的残余应力产生热应力。

爆口一般为穿晶应力腐蚀断口, 爆口上可能会有腐蚀介质和腐蚀产物, 裂纹具有树枝状的分叉特点, 裂纹从蚀处产生, 裂源较多。

防止氧腐蚀应注意停炉保护;新炉起用时, 应进行化学清洗, 去除铁锈和脏物, 在内壁形成一层均匀的保护膜;使水质符合标准, 适当减少pH值或增加锅炉中氯化物和硫酸盐的含量。

7. 热疲劳

热疲劳通常发生在过热器高热流区域的管子外表面, 管子由于锅炉启停引起的热应力、汽膜的反复出现和消失引起的热应力、振动引起的交变应力作用而发生的疲劳损坏。导致热疲劳的原因有:炉膛使用水吹灰, 管壁温度急剧变化, 产生热冲击;超温导致管材的疲劳强度严重下降;机组类型的改变, 如基本负荷设计的机组改为调峰机组。

防止热疲劳产生的方法有改变交变应力集中区域的部件结构;改变运行参数以减少压力和温度梯度的变化幅度;设计时应考虑间歇运行造成的热胀冷缩;避免运行时机械振动;调整管屏间的流量分配, 减少热偏差和相邻管壁的温度;适当提高吹灰介质的温度, 降低热冲击。

8. 高温腐蚀

高温腐蚀通常发生在过热器及吊挂和定位零件的向火侧外表面, 低熔点化合物破坏管子外表面的氧化保护层, 与金属部件相互作用, 在界面上生成新的松散结构的氧化物, 使管壁减薄, 导致爆管。导致高温腐蚀的原因有:燃料中的V、Na和S等低熔点化合物;局部烟温过高, 腐蚀性的低熔点化合物粘附在金属表面;腐蚀区的覆盖物、烟气中的还原性气体和烟气的直接冲刷, 将促进高温腐蚀。

防止高温腐蚀的方法有控制局部烟温, 防止低熔点腐蚀性化合物粘附在金属表面上;使烟气流程合理, 尽量减少热偏差;在燃煤锅炉中加入CaSO4和MgSO4等附加剂;易发生高温腐蚀的区域采用表面防护层或设置挡板。

9. 异种钢焊接

焊接接头处因两种金属的蠕变强度不匹配, 使异种钢焊接界面断裂失效。在过热器出口两种金属的焊接接头处, 当焊缝的蠕变强度相当于其中一种金属的蠕变强度时, 断裂就会发生在另一种金属的焊缝界面上。

防止异种钢焊接失效最有效的方法是稳定运行;两种金属焊接时, 在其中加入具有中间蠕变强度的过渡段, 使焊接界面两侧蠕变强度差值明显减少;在过渡段的两侧选用性质不同的焊条, 使其分别与两种金属的性质相匹配。

四、典型案例分析

1. 高温过热器下弯管开裂泄漏

600MW超临界机组过热器蒸汽出口压力25.4MPa, 过热器蒸汽出口温度571℃。高温过热器材料为TP347H, 规格Φ51×6mm。锅炉运行2500h, 已发生4次高温过热器下弯管开裂泄漏。对部分爆破管子取样进行实验分析。

爆破管子外表面光滑发黑未见有明显的腐蚀垢层, 爆破部位均在弯头的内弧侧, 裂纹比较平直沿管子周向扩展且沿壁厚方向已裂透。对爆破管进行几何尺寸测量、壁厚测量、化学成分及拉伸性能试验, 结果均符合标准对新管的要求。

对爆破管样的弯管部位和直管段进行维氏硬度试验。弯管部位维氏硬度值最高达230HV, 远高于直段180HV, 说明弯管部位形变硬化严重。对爆破管样进行金相组织分析, 管样组织具有相同特征:组织均为奥氏体+孪晶+滑移线+析出物, 裂纹为沿晶开裂而且有分叉, 裂纹中有灰色腐蚀产物存在, 有典型的沿晶氧化腐蚀特征。对爆破弯管的弯管部分及直管部分均取样进行晶间腐蚀试验, 试验表明管样存在明显的晶间腐蚀倾向性。

爆破弯管晶内析出物较多, 组织中有明显的滑移线、晶间腐蚀倾向严重, 这说明锅炉管供货状态的热处理不规范, 固溶处理不充分, 而这就使管子轧制加工过程中的加工应力无法完全消除;弯管弯制后未进行固溶处理, 这样就将存在弯管时因局部塑性弯曲变形而造成弯管残余应力;运行时, 由于管圈两边直管的温度差异造成的膨胀量差异将形成热膨胀应力, 由于出口段温度大于进口段, 因此热膨胀造成进口段内弧有拉应力。这三种应力叠加, 形成了开裂的应力因素。

由分析可以看到:弯管爆破是在锅炉管供货的热处理状态不规范的前提下, 运行时受管子加工残余应力、弯管残余应力及热膨胀应力共同作用造成的晶间应力腐蚀开裂。供货状态热处理不规范, 固溶处理不充分是开裂的主要原因。

2. 高温过热器出口集箱与管屏对接的焊缝热影响区附近爆破

600MW超临界机组主蒸汽额定压力25.4MPa, 温度571℃。锅炉运行4000h, 高温过热器爆管, 爆管材料为T91, 规格Φ45mm×8mm, 炉膛内受热面管材料为TP347。爆口位于出口集箱与管屏对接的焊缝热影响区附近 (约焊缝融合线上10mm) 。爆口处管材脱落了1块, 有胀粗, 爆口呈长期超温过热特征, 附近有密集的纵向蠕变裂纹。对炉膛内爆口所在管的下弯头、大罩内异种钢接头进行射线检查发现弯头处有部分氧化皮堆积。爆口焊缝外观无异常。爆口管进口段联箱管孔进行内窥镜检查, 未发现杂物堵塞。

对爆破管子取样进行实验分析, 爆破的管子化学成分符合要求。在爆破管子不同位置取样进行金相组织检验, 结果表明T91中的回火马氏体出现分解, 马氏体形态不明显, 碳化物已经聚集长大, 并且在原奥氏体的部分晶界位置出现孔洞, 组织有明显过热老化现象。对爆口附近管子进行硬度分析表明, 爆口处的平均硬度值在130HB, 往出口方向材料的硬度值逐渐增加至正常范围。开裂的T91管子抗拉强度和屈服强度都有所下降。

5.锅炉过热器泄漏原因分析 篇五

关键词：过热器 爆管 浅析

大唐太原第二热电厂8#锅炉为东方锅炉厂DG670／13.7-8自然揗环锅炉。锅炉设计参数为：最大连续蒸发量670t／h；过热蒸汽出口压力13.7MP，出口温度540℃，1994年9月投产，从投产至今运行约14万小时。高温过热器出口管段规格为φ42×5mm，材质为12Cr1MoVG，最高使用温度为565℃。第一次泄漏为左数第24排第3根穿出炉墙上来第一个弯头；第二次泄漏为右数第3排第3根穿出炉墙上来第一个弯头。两次爆管都为炉外管，高温过热器炉内管管材为钢102。

1 爆管的勘测

8#炉高温过热器两次爆管的位置很类似，考虑到现场测温点数不足以反映爆管区的受热状态，经与厂金属组联系，决定对类似的部位，邻近两次爆管的左右位置再取样分析，并取两次爆管中间位置的两根管进行分析，进一步可以判断爆管是个案还是整体性能的下降。

2 试验仪器设备

本次试验，宏观观察使用放大镜和肉眼目视，尺寸测量选用游标卡尺，测厚仪。合金成分分析选用尼通直读光谱仪XLT898，力学性能试验选用SANS/CMT5105材料试验机，WE-1000型万能试验机；维氏硬度试验选用型号VH3-30719维氏硬度仪，金相试验选用PMG3奥林巴斯显微镜。

3 金属检验

3.1 宏观分析 第一次爆管（3月份）爆口呈现条形状，管弯头外弯处，爆口两尖端长61.23mm，爆口中间宽度5.34mm。爆口尖端最小厚度2.3mm，最大厚度4.8mm。爆口中间部位（弯头处），最小厚度2.5mm,最大厚度4.7mm。爆口位置内外管面存在不同程度氧化层和纵向蠕胀纹，有明显氧化和胀粗现象，内壁氧化皮厚度为0.25mm，外壁氧化皮厚度为0.196mm,表现为长期过热特征。第二次爆管（5月份）爆口呈现横向宽幅度展开状，爆口尖端之间距离为16.58mm，爆口横向展开宽度113.42mm，爆口展开面纵向最大长度77.64mm。爆口尖端最小厚度2.0mm，最大厚度4.66mm；爆口展开区最小厚度2.10mm，最大4.90mm.爆口尖端处管壁减薄量不大，呈现较脆的断裂特征；管壁展开部位尖端减薄量不大，爆口内外表面也存在不同程度的氧化层和纵向蠕胀纹，表明该管段在爆管前存在明显氧化和胀粗，管破口内壁氧化皮厚度为0.19mm，外壁氧化皮厚度为0.17mm，宏观分析表明该断口呈脆性特征，具有长期过热的特征。

3.2 化学成分分析 为了验证管材的材质为12Cr1MoVG，我单位要求金属组对所取样的管材合金含量进行了光谱分析取证。见表1

从分析结果可看出，所取试样管材质为12Cr1MoVG，各取样管的合金元素含量满足GB5310-2008标准要求。

3.3 机械性能试验 在直管段上取样，加工成条状试样，按GB T228.1-201标准进行拉伸试验结果如下。

从机械性能的试验结果分析，可看出12Cr1MoVG材质的屈服强度、延伸率尚满足要求，但抗拉强度低于GB T228.1-201标准要求。

3.4 硬度试验 对所取管样按DL/T438-2009标准进行维氏硬度试验。

试验结果表示管材硬度符合工况使用要求

3.5 金相试验 爆口管尖端金相显示存在蠕变微裂纹及孔洞，组织存在明显的脱碳及碳化物聚集，珠光体形态已经消失，组织球化达4级以上，爆口纵向取样金相显示晶粒有轻微变形，说明在爆管瞬间存在短时间过热，具有超温幅度不高的短时间过热特征，管子内外壁氧化皮较厚，有明显脱碳，金属组织已有变质现象。

4 记录分析

4.1 管件外径测量 经过对8#炉高温过热器炉外管管径测量发现，所有被测管件外径都有不同程度的胀粗现象，有的管径胀粗达43mm(1.024%)，外壁氧化皮厚度达0.18mm，接近管件更换43.05mm（1.025%）的边缘。

4.2 管壁内部氧化层的检查 12Cr1MoVG最高使用温度为565℃，管材介质温度540℃。运行温度记录显示，管壁温度常达550℃左右，而管材介质温度在标准温度范围内。通过对割取管件试样检查发现，管壁内部氧化层厚度最高达0.20mm，已严重影响管件的导热。通过分析可知，氧化皮的绝热作用会引起管壁温上升影响管材寿命，同时还会阻碍管内蒸汽流动使壁温大幅升高引起金属蠕变胀粗，导致炉管爆管泄漏。氧化皮的不断脱落与生成循环使管材变薄大大缩短金属的使用寿命，还会造成汽水污染影响汽水品质。剥落的氧化皮有可能在管件的弯头部位聚集，阻碍介质的流动，造成爆管。

4.3 起、停炉对管材的影响 通过对检修台帐查阅，发现除正常起停炉外，发生非正常起停炉抢修12起，其中在10～3月期间停炉7起。由于高过出口管段在炉外，管材的快速升温与冷却引起金属材质的热胀冷缩，也是引发金属组织疲劳，性能下降的一个原因。

5 建议

5.1 建议对高温段过热器出口管段增加温度测点数量，认真检测、记录好每点的温度变化，严禁管材在介质温度及压力超标的工况下运行。

5.2 对管外壁氧化严重的管段及胀粗明显的管段重点检查，及时更换不良管段。

5.3 在停炉检修时，对该区域管段按检修规程进行取样，并进行化学及金相分析，如果管段内壁结垢严重要及时进行酸洗。

5.4 检修测量数据的记录整理，认真对比分析。

5.5 在起、停炉时要严格按照检修及运行规程进行操作，防止管材温度变化太快。

5.6 条件允许的情况下升级管材材质。

5.7 建议运行调整运行方式，防止过热，使锅炉达到良好的运行状态，利用机组检修加强监测，更换受损的过热器。

6 结论

通过对比两次爆管原因的分析，结合其它取样管的检测结果，本人分析认为此处爆管主要原因是由于在材质老化、管材组织发生变化的情况下，长期过热运行造成的。

参考文献：

[1]GB T228.1-2010金属材料.拉伸试验.

[2]GB5310-2008高压锅炉用无缝钢管.

[3]DL/T438-2009火力发电厂金属技术监督规程.

[4]DL/T773-2001火电厂用12Cr1MoV钢球化评级标准.

6.锅炉过热器泄漏原因分析 篇六

某电厂安装有5台UG-75/3.82-M/2循环流化床电站锅炉,布置有高温、低温两级蒸汽过热器,蒸汽采用表面式减温器进行温度调节。该型号5台锅炉自投入运行以来,都相继出现高温过热器部分管段过烧爆管现象,过热器爆管,迫使锅炉故障停炉,且停炉后锅炉维修工作量大、费用高、时间长,直接影响电厂的生产成本和发电量,造成的经济损失相当大。

2 采取对策

2.1 改装过热器出口蒸汽测温电偶位置

如图1所示,锅炉出口蒸汽在控制盘上的测温热电偶设计安装在向空排汽阀B与电动主汽阀C之间,蒸汽系统采取母管制运行,锅炉在启动过程中,蒸汽的压力和温度低,锅炉与蒸汽母管的隔离汽门A必须关闭,只有在蒸汽压力和温度接近额定参数时,才能开启隔离汽门A,通过蒸汽母管向汽轮机输送蒸汽。在此之前必须将参数达不到要求的蒸汽排掉。排汽方式:一是通过主蒸汽管道疏水管排至蒸汽扩容器,同时起到暖蒸汽管道的作用;二是开启向空排汽电动门,直接排向大气。

如图1蒸汽系统图,锅炉在启动时,蒸汽主要通过向空排汽排向大气,而通过主蒸汽管道的汽量很小,蒸汽测温装置在向空排汽门后,锅炉在启动时测出的汽温不能正确的反映蒸汽的真实温度比实际的过热器出口蒸汽,汽温偏低30～40℃使监测到的蒸汽温度达不到并炉需要的参数。在控制盘上显示的蒸汽温度为420℃实际的蒸汽温度已达450～460℃,汽温高限超出了过热器正常允许的工作温度。运行人员根据表盘显示的蒸汽温度进行并炉操作那么过热器,已经处于过烧的状态。

改造过热器的蒸汽测温点,可在向空排汽管上加装一个蒸汽测温点,与原测温点同时监测,运行时进行比较,监测出真实的蒸汽温度值,既要保证蒸汽温度达汽轮机的用汽需要,防止水冲击事故的发生,又要保证过热器不被过烧。

2.2 整体改造锅炉主蒸汽疏水管道

在锅炉启动时,加大过热器出口集箱与隔离汽门A这一段管道的疏水量,保证通过管道的蒸汽温度接近过热器出口的蒸汽温度,确保蒸汽测温点能真实反映过热器的实际汽温。系统原设计安装的锅炉疏水为两路疏水管,管径均为DN25,向空排汽管径为DN100,相比较,向空排汽量是疏水管排汽量的16倍,加上疏水管道长阻力大,实际疏水排汽量更小。由于设计时各炉的蒸汽疏水管与主蒸汽母管疏水管道相连接,并炉前,汽轮机运行工按操作规程要开启汽轮机前蒸汽母管疏水,其压力高于启动锅炉疏水压力,造成启动锅炉疏水不畅,甚至启动炉在蒸汽压力低于蒸汽母管疏水压力时,蒸汽母管疏水会进入启动炉的蒸汽管道,堵塞启动炉正常疏水。

为改变这种疏水设计安装不合理的现象,可采取两点对策:一是将锅炉的蒸汽疏水与蒸汽母管的疏水分开,锅炉的蒸汽疏水自成一母管,由于锅炉在正常运行不需要进行疏水,疏水管道阀门都在关闭状态,启动锅炉的疏水进入疏水母管,不会受到高压力的疏水影响而疏水不畅;二是将锅炉疏水管道管径改为DN32,可使通汽量增加到原来的1.6倍,保证锅炉蒸汽管道的疏水能及时排掉,同时也能保证这一段蒸汽管段得到充分的暖管,减少锅炉蒸汽管道在启动过程中产生过大的热应力。

2.3 杜绝减温器运行中泄漏

该锅炉采取面式减温器,在锅炉的启动过程中,由于控制盘上显示的蒸汽温度比实际的蒸汽温度偏低,运行人员如果只根据仪表显示的汽温来调整减温水量,那么在开启启动炉的隔离汽门A进行并炉过程中,控制盘上监测到的汽温值会迅速上升并超过正常值,此时迅速开大减温水量来降低汽温,使减温器产生较大的热冲击,影响到减温器的使用寿命。另外运行中由于锅炉负荷不稳,频繁调整减温水量,对减温器的冲击力也较大。减温器在运行一段时间后,出现泄漏现象,泄漏出的水直接与过热器接触,使过热器管产生交变热应力,蠕变变形;在锅炉启动时,过热器通汽压力低,减温器泄漏出的水,会造成过热器部分管段水柱塞,使这部分管段运行中不能得到充分的冷却,在高温烟气的冲刷下同样产生过烧。根据运行中锅炉负荷和投用的减温水量的关系,正确判断减温器是否泄漏,停炉检查减温器的严密性,及时更换泄漏的减温器蛇形管管,杜绝减温器的泄漏。

2.4 运行中保证蒸汽参数稳定

锅炉出口的蒸汽额定参数为压力3.82MPa,温度450℃,此参数对应过热器的材质,属于合理运行范围内,但如果超出此参数,就会伤害过热器,影响其使用寿命。钢材设计运行时间,与工作温度T相关,其关系式一般套用拉尔森--米列尔公式:

式中C取决于钢材材质,该循环流化床锅炉过热器材质为钼钢,C=20,由上式可知,在相同的工作应力下,钢材的工作温度越高,则运行时间越短,按过热器正常工作温度为450℃计算,如果汽温长期超出10℃,则有:

计算得:т2/т1≈0.52

可见长期运行中超温10℃后过热器的寿命几乎降到一半,所以运行中保持参数稳定在额定范围内,杜绝超温现象,是防止过热器过烧减少使用寿命的重要对策。

3 结束语

对于锅炉过热器的过烧爆管,只要进行认真的分析总结,找出问题的源头,并加以解决;运行中加强分析判断,操作防止大起大落,平稳运行,杜绝超温,过热器过烧爆管终能得到有效的控制。

参考文献

7.利用锅炉余热解决过热器爆管难题 篇七

1 锅炉结构及使用情况

某造纸企业用芦苇作原料, 碱法连续蒸煮工艺, 随着产能规模的扩大, 响应国家节能减排号召, 新上一台中温中压碱回收蒸汽锅炉。该锅炉由燃烧室、黑液喷管、水冷壁、对流管束、锅筒和位于锅筒内的汽水分离器组成。尾部烟道设有高低温过热器, 三级省煤器和两级空气预热器。该空气预热器热风出口与炉膛相连, 能使45%浓度的黑液在炉内不用油助燃, 且燃烧稳定, 碱液排出流畅, 日处理能力300t。锅炉汽包中产生的饱和蒸汽经过过热器后温度达到435℃, 蒸汽压力3.5MPa。

由于供热的需要, 经过减温减压器后, 压力降到1.3 M Pa、18 0℃、15~20t/h的蒸汽量供制浆工序连续蒸煮。使用半年后, 过热器频繁爆管, 1年内出现爆管间隔 (次数) 由半年一次逐渐缩减到3月1次, 然后1月1次, 甚至10天1次。锅炉不能正常运行, 环保不能达标排放。

2 原因分析

(1) 过热器冷却不良, 产汽量不足。过热器布置在炉膛出口烟高温段, 钢管采用G32#, Ф3 5×4弯制成蛇形竖排置于烟道井中, 烟道出口温度9 0 0~9 5 0℃, 过热蒸汽温度达到435℃, 蒸汽压力3.5M Pa。设计额定通汽量35t/h, 而实际运行中, 仅满足连续蒸煮用蒸汽量为15~20t/h, 没有达到额定出力。

经过对比历次运行过程中出现的爆管现象, 割管后进行的材质检验分析, 结果为高温蠕变。判断为过热器冷却不良, 产汽量不足。

(2) 蒸汽管线设置不合适。由于供热网管线存在设置缺陷, 使得碱回收锅炉蒸汽经过减温减压器供出以后与管网上的热电厂主供热管道相连, 由Ф185并接入Ф300管道。运行中, 经常出现两供热源蒸汽压力相同时, 碱回收锅炉产汽量下降, 过热蒸汽压力升高, 甚至安全门经常动作。若降低热电厂供汽压力又会直接影响到连续蒸煮工序的产品质量, 甚至出次品。

(3) 生产工艺以燃烧黑液, 回收碱为主, 产汽量为次。碱回收锅炉是造纸行业废液处理的再生利用设备, 是以产碱量设计燃烧条件和蒸汽量的。降低炉膛温度, 可以降低过热器段的烟气温度及过热器温度, 同时减少蒸汽产量, 均可造成黑液处理能力随之下降, 影响整个生产装置链的不平衡, 最终导致产碱量和商品浆的产量双双减产, 均不可取。

3 改进措施

针对可能存在的过热器冷却不良情况, 结合冬季室外防冻的安全需要, 先后采取了多项改进措施。

(1) 加大过热器的疏水, 冷却过热器。

(2) 对于频繁爆管, 采用对爆管管段两端封堵的办法。随着停炉次数增加, 累计封堵管段的数量也随着增加, 运行中爆管次数相对减少, 延长了运行周期。

(3) 针对过热器管束已经存在的不同程度过热现象, 夏季实施改造时, 对过热器进行了整体更换。

(4) 改变供汽方式, 提高综合效益。新增加800 m, Ф350×4的20 G管道, 接入电厂运行的6M W背压式汽轮机组发电供汽, 6 M W背压式汽轮机从蒸汽母管制中隔离出来, 单独使用碱回收锅炉的蒸汽, 碱炉原经过减温减压器供制浆连蒸的方式作为备用。

4 结束语

8.锅炉过热器泄漏原因分析 篇八

1 过热器再热器爆管的原因

影响过热器爆管的根本原因有:过热、磨损、腐蚀、焊接质量等,结合某厂4台锅炉过热器再热器爆管实际可以看出,过热器爆管中由于金属过热造成的爆管约占35%,磨损约占10%,腐蚀约占10%,焊接质量约占30%管材质量占15%,因此受热面超温和焊接质量差是造成过热器再热器爆管的主要原因。下面主要从这两方面来分析爆管原因。

1.1 管材质量差或焊接质量差造成过热器再热器爆管

(1)管材质量差。如果管子本身存在分层、加渣等缺陷,运行时受高温和高压影响,缺陷扩大就会导致过热器管爆管。

(2)焊接质量差。在安装或维修中由于焊接质量不过关,焊缝中存在气孔、夹渣、焊瘤等会导致频繁爆管。

1.2 受热面超温造成过热器再热器爆管

金属超过其额定温度运行时,有短期超温和长期超温两种情况,因此造成受热面过热爆管有短期过热和长期过热两类现象,受热面过热后,管材金属超过允许使用的极限温度,内部组织发生变化,降低了许用应力,管子在内应力作用下产生塑性变形,最后导致超温爆管。

1.2.1 受热面短期过热

锅炉受热面内部工质短时间内换热状况严重恶化时,壁温急剧上升,使钢材强度大幅度下降,会在短时间内造成金属过热引起爆管。导致短期过热的原因有:管内汽水流量严重分配不均;炉内局部热负荷过高;管子内部严重结垢;异物严重堵塞管子;错用钢材等。

1.2.2 受热面长期过热

锅炉受热面管子由于热偏差、水动力偏差或积垢、堵塞、错用钢材等原因,管内工质换热较差,金属长期处于幅度不很大的超温状态下运行,管子金属在应力作用下发生蠕变(管子胀粗),直到破裂。长期过热主要发生在高温过热器的外圈向火面,屏式再热器和低温过热器也可能发生这种情况。

1.3 造成过热器再热器管超温的原因

在设计上,如果存在锅炉炉膛高度偏低,火焰中心偏后、水动力工况差、蒸汽流量偏低和受热面结构不合理等因素都会造成过热器普遍超温或存在较大的热偏差局部超温;在制造、安装和检修中如果出现管内异物堵塞、屏过联箱隔板倒等缺陷,会造成工质流动不畅,引起受热面超温;运行中如果出现燃烧控制不当、火焰上移、火焰偏斜、炉膛出口烟温高风量不足、燃烧不完全引起烟道二次燃烧、蒸汽流量不足、减温水投停不当、高压加热器投入率低等情况,也会造成过热器管超温;另外给水品质不良,引起管内结垢积盐,影响传热,也会造成过热器管在运行中超温。

2 防止过热器再热器爆管的技术措施

(1)为了预防过热器再热器管超温,在运行中,应严格按运行规程规定操作,锅炉启停时应严格按启停曲线进行,控制炉膛出口温度不超过540℃,控制锅炉参数和过热器管壁温度在允许范围内;过热器和再热器出口温度超温,达到545℃以上者,考核值班员300元/次;过热器再热器管壁超温时,考核值班员100元/次。严密监视锅炉蒸汽参数、蒸发量及水位等主要指标,防止超温超压、满水、缺水事故发生;做好锅炉燃烧调整,防止火焰偏斜,注意控制煤粉细度,合理用风,防止结焦,减少热偏差,防止锅炉尾部再燃烧;加强吹灰和吹灰器管理,防止受热面严重积灰;在一个8小时内全面吹灰可能导致汽温偏低,将水冷壁的吹灰任务分成三部分,白班、前夜班、后夜班分工负责,保证24小时内全面吹灰一次以上,维持受热面清洁,保证锅炉给水品质正常及运行中汽水品质合格等。

(2)实行状态机修,保证设备健康可靠运行。利用机组大小修的时间对锅炉各个受热面进行探伤检查,发现个别炉管有缺陷时立即更换,防止炉管在运行中损坏,保证锅炉安全运行。

(3)提供优质的炉管备品,从源头上保证炉管的可靠性。在采购环节选择质量可靠的厂商购买炉管,优质的管材是保证锅炉安全运行的基础。

(4)成立防四管爆破技术小组,加强监督检查炉管的运行情况。对过热器再热器管壁温度加强监督,保持管壁温度计能够准确的反映炉管的壁温情况,对超温现象进行考核。定期检查受热面的清洁情况,有针对性地吹灰,有必要时减负荷吹灰,防止锅炉结焦。

(5)对锅炉吹灰器定期检查维护,保证每个吹灰器能够正常投用。运行中出现吹灰器故障时,立即联系检修并处理好。

(6)提高焊接质量,防止因焊接问题造成爆管。在大小修时锅炉的换管工作承包给有资质的火电安装公司进行焊接,并对焊接部分进行探伤检查,确保可靠。

(7)进行严格的汽水质量监督,保证凝结水、给水、炉水、蒸汽质量合格,防止炉管发生结垢。

(8)大力推进运行值班员的培训工作,提高运行值班员的运行技术水平,防止锅炉发生超温,汽温汽压大幅波动,保证燃料燃烧充分、稳定,减少炉管积灰结焦。

3 结语

该厂认真总结锅炉投产初期屡次爆管的经验,在防止锅炉四管爆破方面,采取一系列积极的措施,取得了良好效果。机组持续高负荷运行极少发生锅炉爆管事故。总装机容量120MW的电厂在2004年发电88亿千瓦时,这样骄人的成绩与锅炉安全运行是分不开的。

作者简介:王继丰,男,1971年生,辽宁新民人,大学专科,助理工程师。研究领域:发电厂机组运行和维护,以及安全生产管

理。(编辑:王智圣)

10-03-91 Machining Accuracy of Two-Dimensiona Parts

ZENG Wen-jian(Guangxi Vocational and Technical College Nanning530226,China)

Abstract:This paper uses the capacitance sensor principle and uses the measurement circuit formed by RC circuit substrate,and the sampling circuit converts two-dimensional space error of the machining parts into a corresponding electrical signal,then the CNC system reads the voltage value of the RC circuit to obtain the error of measurement points in two-dimensional space.This paper uses mathematical modeling approach to make the mathematical treatment of measurement error by the PC,and outputs flatness error of two-dimensional space of the machining parts,thereby it realizes a method of automatic detection of the flatness error in process of machining.

Key words:mathematical modeling;mathematical treatment auto-test;two-dimensional

1 0-0 3-9 4T h e U s e o f S i n g l e-C o m p o n e n Polyurethane Adhesive Glass in the Bus Windows Glass

ZENG Guo-fu(Guangdong Provincial Designing&Research Institute of Electronics&Machinery Industry,Guangzhou510110,China)

Abstract:This paper briefly introduces the usage of onecomponent polyurethane adhesive glass in the bus windows glass installation,explains the entire process specifications and process of the pre-treatment and coating.And the author proves that this technology can effectively improve the coating quality to better meet the quality requirements.

Key words:bus;coating;surface treatment;bonding;sealing caulk

10-03-97"Capacity crisis"Robot Innovative Module in a Simulated Application Processing Center

LIU Kai,DU Yu-hong(Tianjin Polytechnic University,School of Mechanical and Electronic,Tianjin300160,China)

Abstract:The main research topics in robotics developmen platform to build simulation of machining centers,according to design requirements to run simulations.An overall structura design is made and three-dimensional modeling,assembly and movement animation are made by Pro/E.Of its control section a simple analysis,such as control systems,drives and choice,in the end robotics development platform to build innovative applications,a simulation of machining centers,and conduc commissioning and operation.It enhances the practical results of design by motion simulation.Through the entire design process the various components of the machining center and its working principle are understood comprehensively and systematically,and the corresponding modification or argument is made.

Key words:machining center;mechanical design;robot innovative applications

10-03-99 Utilizing the Static Var Compensator fo Solving Wind Electric Field Three-Phase Unbalance Problems

ZHANG Bin,JING Ming-chuan,ZHANG Ji-heng(Beijing

Nankai Automation System Engineering Co.,Ltd.,Beijing100070China)

Abstract:Analyzing several key problems of wind electric field energy in this paper,and based on this,the authors bring up static var compensator for applying to wind electric field power-supply system.According to concrete engineering case,the authors explain the effect of static var compensator in harnessing wind electric field power-supply system electric energy,and briefly describe its economical value.

:static var compensator;three-phase unbalance;wind

electric field;active power;inactive power;electric quality

10-03-104 A New Traction Mechanism for Vertebra Rehabilitation and Its Control

LIANG Han-ji(Shenzhen SED Industry Co.,Ltd,Shenzhen518000China)

Abstract:This article introduces a new traction mechanism applicable for Household Self-Serviced Vertebra Rehabilitation Beds,and elaborates its structural characteristics and control key points that are vital to success.This new traction mechanism is driven by electric motor and it uses screw and nut steering gear to output the pulling force.The characteristics of this mechanism include simple structure,low cost,easy to use,significant performance,and beneficial for popularization,etc.Household Self-Serviced Vertebra Rehabilitation Beds developed with this new traction mechanism make it possible for anapophysis patients to do self-serviced vertebra rehabilitation treatment a home or in office.

Key words:Vertebra rehabilitation;traction mechanism;screw and nut steering gear;household self-serviced vertebra rehabilitation bed;control

10-03-107 The Simple Discussion of the Earth-Faul Protection Applying on the Low-Voltage Distribution Lines

GONG Xin-gen(Electrical and Mechanical Services Department Operations Management Center,G-S-Z SUPERHIGHWAY Co.,Ltd Dongguan 523925,China)

Abstract:A simple analysis of Low-voltage single-phase earth short-circuit protection is made.Analysis of the choice of grounding protection in actual is introduced.

Key words:single-phase earth-fault protection;over-current protection;zero-sequence current protection;residual current protection;equipotential Bonding

10-03-110

Abstract:Analysis of four of a power plant boiler tube HG1021/18.2-YM3 the nature of and reasons for is made,and measures to prevent are introduced.

Key words:boiler tube;cause analysis;preventive measures

10-03-114 The Study on Machining Process o Reducer Box-Body

ZHANG Yu1,ZHANG Xiu-li 2,LI Yan-yuan2(1.Guangdong

P r o v i n c e N a t i o n a l D e f e n s e A d v a n c e d T e c h n i c a l S c h o o l s Guangzhou510515,China;2.Zhengzhou Electric Power College Zhengzhou450004,China)

Abstract:The machining process of reducer box-body was se down through the analysis of their structure characteristic.The clamp was designed correspond to their process.The strongpoin of this clamp was explained.The design could improve the quality and efficiency of machining.The machining cost has been reduced obviously.