末级过热器管（共3篇）
末级过热器管 篇1
1 概述
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]潘军光.梅县发电厂3号锅炉对流过热器爆管分析[J].电力设备,2006,7(11):80-82.
锅炉高温过热器管爆管事故分析 篇2
某公司一台CSG—75/3.82-M循环流化床锅炉于2007年11月投入运行。其高温过热器安装在水平烟道内, 烟气横向冲刷通过高温过热器, 烟气流速20m/s, 烟气温度950℃, 共有58排蛇形换热列管, 管束为顺列布置横向节距90m m, 纵向节距120m m。列管材质为15Cr Mo G合金钢管, 规格φ42mm×3.5mm, 高温过热器出口工作压力3.82M P a, 出口工作温度450℃。
2010年5月13日在运行中爆管, 现场水平烟道内有明显的刺汽声。工况同时恶化, 炉膛出现正压, 锅炉补给水量增大, 汽包液位下降, 引风机电流增加, 被迫紧急停炉, 待锅炉冷却后检查发现爆管破口位于过热器管迎风面第3排, 南侧起第10、11、12根列管 (下面分别以10#、11#、12#管表示) , 破口在向火侧, 断面粗糙, 边缘较钝, 管径有明显的胀粗。
2 检验
2.1 爆管宏观分析
2.1.1 爆管破口粗糙, 边缘较钝, 不锋利。破口附近管壁壁厚减薄, 呈脆性断裂。 (见图1)
2.1.2 爆口内外壁上均有一层较厚的氧化层, 内外壁氧化层均呈黑褐色, 内壁无结垢, 破口处管壁因内外氧化腐蚀有明显的减薄, 最薄处1.7mm, 破口对面壁厚2.2mm, 内壁氧化层厚约0.5m m, 割管发现爆管内有厚约1mm的剥落氧化皮。经微观x射线衍射分析为Fe3O4。 (见图2)
2.1.3 爆管宏观 (外壁) 图片 (见图片1)
2.1.4 爆管宏观 (内壁) 图片 (见图片2)
爆管内有厚约1 mm的剥落氧化皮
2.2 管子的化学分析
2.2.1 对2010年5月的爆管管子和新管子进行材质化学分析对比, 分析结果见表1。
新管元素含量符合标准要求, 爆管中C、C r元素含量比新管偏低, 但根据材质化学成分分析结果表明爆管的材质没有用错。
2.3 管子的机械性能试验
对爆管管子和新管子进行机械性能试验, 试验结果见表2。
新管的屈服强度、抗拉强度合格, 伸长率符合标准要求, 合格。爆管的屈服强度、抗拉强度均不合格, 伸长率合格, 破口附近材料强度急剧下降。
爆管材料强度明显下降, σs=230~290 (MPa) , σb=320~415 (MPa) 。
2.4 金相分析
2.4.1 对爆管管子及新管进行金相对比分析
(1) 新管内、外边缘及中部组织为铁素体+珠光体, 晶粒度为8级, 材料组织正常, 未见其他异常组织。
新管表面金相 (在450×下观察)
新管中心部位金相 (在200×下观察)
新管内壁金相 (在100×下观察)
2.4.2 爆管金相组织分析
爆管中心部位、外表面:铁素体、沿晶界析出的碳化物颗粒, 珠光体基本消失, 晶界已产生微裂纹, 晶粒度:6~7级。组织有明显的过热现象, 从理论来说材料长期在高于450℃的温度下工作, 钢中渗碳体会分解, Fe3C→3Fe+C, 钢中珠光体会部分或全部消失, 材质发生了蠕变, 导致材料强度、塑性、冲击值明显下降。
爆管内壁:铁素体, 沿晶界、晶面析出的碳化物颗粒, 珠光体基本消失, 管子内外壁上有许多沿晶分布的蠕变裂纹及蠕变孔洞。
(1) 爆管中心部位金相 (在500×下观察)
组织:铁素体、沿晶界析出的碳化物颗粒, 珠光体基本消失, 晶界已产生微裂纹。晶粒度:6~7级
爆管表面金相 (在500×下观察)
组织:铁素体, 沿晶界、晶面析出的碳化物颗粒, 珠光体基本消失, 晶界已产生微裂纹。晶粒度:6~7级
爆管内壁金相 (在500×下观察)
组织:铁素体, 沿晶界、晶面析出的碳化物颗粒, 珠光体基本消失, 管子内壁表面氧化裂纹沿铁素体晶界向中心发展, 伴有晶粒脱落现象。晶粒度:6~7级
(4) 爆管内壁边缘金相 (在100×下观察)
组织:铁素体, 沿晶界、晶面析出的碳化物颗粒, 珠光体基本消失, 管子内壁表面氧化裂纹沿铁素体晶界向中心发展, 伴有晶粒脱落现象, 晶粒度:6~7级
(5) 爆管内壁边缘金相 (在200×下观察)
组织:铁素体, 沿晶界、晶面析出的碳化物颗粒, 珠光体基本消失, 管子内壁表面氧化裂纹沿铁素体晶界向中心发展, 伴有晶粒脱落现象, 晶粒度:6~7级
2.5 微观x射线衍射分析报告
2.5.1 对内壁去除水垢后的不明附着物进行微观x射线衍射分析。
2.5.2 内壁附着物经x射线衍射分析为Fe3O4。附着物为棕黑色氧化层。
2.5.3 管内壁形成的氧化层会直接影响介质的热传导和热交换, 从而使氧化层附着部位的金属发生局部超温, 导致金属材料性能发生劣化。
3 爆管原因分析
(1) 从外观及断口检查可知, 爆管破口粗糙, 边缘较钝, 不锋利, 管径有明显的发红涨粗现象, 而15Cr Mo G钢在500℃以下抗氧化性能良好, 其设计寿命为10万h, 此过热器管运行时间仅为3年, 显微分析, 爆管内壁铁素体, 沿晶界、晶面析出的碳化物颗粒, 珠光体基本消失, 管子内壁表面氧化裂纹沿铁素体晶界向中心发展, 伴有晶粒脱落现象, 晶粒度局部已达到6级, 说明过热器管金属实际所受的温度已超过设计使用温度。由于温度的提高, 钢的基体组织球化和蠕变速度加快, 组织严重老化, 致使蠕变极限下降, 从而产生了蠕变孔洞, 随着运行时间的增加, 蠕变孔洞也增加, 这些蠕变孔洞逐渐扩大并连结成串, 形成微裂纹, 然后又形成较大的裂纹, 最终导致爆管。
(2) 由于在炉子刚投用时, 由于对循环流化床锅炉操作缺乏经验, 水质分析指标没有严格的考核, 多次发生超标现象, P H值得不到有效的调整, 致使给水P H不稳定 (要求PH指标为8.4~9.0) , 加速了高温蒸汽管道中的F e和水蒸汽发生发应, 生成氧化铁系列如Fe3O4、Fe2O3、Fe O, 并放出氧气, 3Fe+4H2O→Fe3O4+4H2, 最初生成的氧化铁主要是Fe3O4, 这层氧化层较为致密, 且晶格缺陷较多, 管内壁形成的氧化层会直接影响介质的热传导和热交换, 从而使氧化层附着部位的金属发生局部超温, 超温又导致氧化层厚度不断增厚, (爆管时内壁氧化层厚0.5 mm, 同时割管发现爆管内还有厚约1m m的剥落氧化皮) , 又进一步加剧了内部介质流动不畅, 导致介质对该处管壁冷却作用大幅度降低, 同时管壁长期被外部烟气加热, 温度长期处在较高的状态下, 导致爆管外壁有明显的发红过热, 涨粗等现象, 组织有明显的过热现象, 长期运行导致爆管材质发生蠕变 (见3.1金相分析) , 并产生蠕变裂纹及蠕变孔洞, 导致爆管材质机械性能明显降低 (见4.2管子的机械性能试验) , 是引起爆管的主要原因。
(3) 从厂方的生产运行记录看, 该锅炉经常长时间的低负荷运行, 设计额定负荷75t/h, 实际运行负荷都低于70t/h, 有时运行负荷在45t/h~55t/h之间, 低负荷运行时, 过热器中流通的蒸汽量不足, 工质流速底, 传热恶化, 致使管壁换热冷却不够, 引起长期慢性过热疲劳, 导致爆管管子比新管子的机械性能明显降低见 (表二) , 爆管管子的金相组织也发生了明显变化。是引起爆管的原因之一。
(4) 通过对机组运行超温记录的查阅, 发现该炉在启停炉过程中时常有主汽参数异常升高情况, 使管壁金属受到长期的热应力而发现微观变化, 加速导致蠕变产生, 并产生晶界微裂纹, 晶界微裂纹持续聚集并扩大宏观纵向裂纹, 是引起爆管的原因之一。
(5) 爆管只在10#、11#、12#3根管发生, 这主要是横向热偏差所致, 有关资料表明, 过热器宽度方向的热偏系数可达1.4, 横向热偏差包括蒸汽偏流和烟气偏流, 过热器进出口等位置不当等各种原因引起的阻力偏差, 均可导致蒸汽偏流, 布风板横向布风不均匀, 燃烧调整不当等均可引起烟气偏流, 其中对这3根管冲击较为集中, 在以上5条的长期共同作用下, 最终导致爆管事故的发生。
4 预防措施
(1) 更换爆管周围胀粗的列管, 对10#、11#、12#3根管采取堵死和切割以维持锅炉运行, 其余列管待大修时全部更换。
(2) 加强培训, 严格机组运行过程中的超温监督, 防止主汽温度指标超标, 督促运行人员控制汽温变化并作好鉴证记录, 防止金属长期过热提前发生。
(3) 启停炉过程中严格控制升温速度, 避免升降温速度过快, 尽量避免紧急停炉, 强迫快速冷却, 防止管壁金属承受不必要的交变应力而提前发生材质劣化。停炉后应尽量延长锅炉保温时间。
(4) 控制局部烟温, 防止低熔点腐蚀性化合物贴附在金属表面上, 使烟气流程合理, 发生高温腐蚀的区域采用表面防护层或设置挡板, 除去管子表面的附着物, 尽量减少热偏差。
(5) 加强锅炉用水及冷却水的分析, 保证最终水质符合GB/T 12145-2008火力发电机组及蒸汽动力设备水汽质量及国家其他相关标准的要求。
5 结束语
锅炉安全运行关系到人民群众的生命财产安全, 我们要把锅炉安全运行工作真正重视起来, 注意每一个细节, 消除每一个隐患, 并落实到实处, 才能避免事故的发生, 才能保证锅炉长期、安全、稳定运行。
摘要：本文通过对锅炉高温过热器管爆管的检验与分析, 找出爆管原因, 提出防止锅炉高温过热蒸汽管爆管的措施。
关键词：锅炉,检验,爆管,措施
参考文献
[1]蒸汽锅炉安全技术监察规程[S]
[2]DL/T438-2009火力发电厂金属技术监督规程[S]
[3]GB5310-2008高压锅炉用无缝钢管[S]
[4]刘粤惠, 刘平安.X射线衍射分析原理与应用[M].化学工业出版社, 2003年
末级过热器管 篇3
佛山市顺德区某印染公司一台型号为YG-35/2.45-M的35t/h循环流化床锅炉, 燃烧系统由炉膛、惯性分离器、旋风分离器和返料器组成, 炉膛四周由膜式水冷壁组成。过热器分高低两级, 由3 0根Φ38×3.5mm管组成, 高温过热器管选用了15CrMoG的低合金无缝钢管, 低温过热器管采用20号无缝钢管, 布置在旋风分离器之后的斜烟道之内。该锅炉设计参数如下:额定蒸发量35t/h, 额定过热蒸汽压力2.45MPa, 额定过热蒸汽温度400℃, 排烟温度155℃, 热效率85.73%, 燃料颗粒度要求≤13mm, 石灰石颗粒度要求≤2 m m。
该锅炉2003年10月出厂, 于2005年4月正式投入运行, 至今已累计运行约22040h。2007年12月某日锅炉运行中, 司炉工发现该炉过热器烟温监控仪表显示值由平时的805℃左右降至710℃, 蒸汽流量不正常地小于给水流量, 燃烧室负压不正常地减小, 判断为过热器管发生泄漏事故。停炉检查发现确为过热器管泄漏。由于当时正处于生产紧张时期, 该公司仅对泄漏管进行了堵管处理, 于2008年1月进行了停炉大修。
2 磨损情况
检查发现, 自炉前数起第六屏高温过热器管炉右数起第1至第9根管发生严重磨损, 其中第3、第5两根管发生磨损穿管导致泄漏, 磨损区为靠近顶棚耐磨耐火浇铸料的位置, 过热器布置及事故发生部位如图1所示。其他管排亦有不同程度磨损。经宏观检查, 磨损管段均发生在向火侧, 管子破口呈不规则形状, 最大尺寸为11mm, 管子破口边缘严重磨损减薄, 实测最小壁厚只有0.3～0.5mm, 远离破口部位管壁厚度为2.5～2.8m m, 肉眼观察无明显过热和胀粗现象。现场切下的过热器管如图2所示, 其横截面如图3所示, 靠炉前半周管子外壁磨损严重, 而靠炉后半周管子外壁完好无损, 管子内壁有0.5mm左右水垢。
3 事故原因分析
3.1 物料循环过程
进入该锅炉内的物料有煤、石灰石等, 其中煤粒为8～10mm, 石灰石粒径为2～3mm, 石灰石粒径高出设计要求。进入炉膛内的煤与石灰石经螺旋给煤机送至燃烧室燃烧, 整个燃烧是在高流化风速下进行, 炉温控制在900℃左右。同时煤和石灰石在900℃左右的最佳温度下发生脱硫反应CaCO3→CaO, CaO+SO2+O2→C a S O4。惯性分离器的截面为2.5×2.2m2, 烟气从炉膛出来以后, 夹带了大量的颗粒物料, 由于截面增大、流速降低和转弯调向等因素, 较粗的颗粒由于惯性作用而分离出来, 并经过返料器送入炉膛循环再燃。烟气从转弯烟室经一个导向烟道进入旋风分离器, 被分离的细颗粒经返料器返回炉膛循环再燃, 离开旋风分离器的烟气直接进入过热器所在的斜烟道, 最后经尾部烟道进入烟囱。
3.2 磨损机理分析
经宏观检查, 由过热器管泄漏点附近外貌特征可以判断出, 飞灰、烟气等的高速撞击、冲刷是导致管束迎风面磨损的主要原因。烟气由炉膛先后经惯性分离器、旋风分离器进入斜烟道。由于离开旋风分离器的烟气未经整流直接进入斜烟道, 惯性作用下烟气被甩向斜烟道的一侧, 对斜烟道而言烟气来流为非均匀来流, 导致斜烟道局部浓度增加, 同时烟气流速上升, 加剧了该区域过热器管的磨损程度。由公式E∝W3D2μ/2g分析可知, 磨损量E与飞灰浓度μ、速度W、粒径D有如下关系:烟气飞灰浓度愈大, 飞灰粒子碰撞受热面机率增加, 磨损量增加。烟气流速愈高磨损愈严重, 磨损量E大约与气流速度W三次方成正比;烟气中飞灰粒径愈大, 磨损量愈大, 磨损量E与粒径D二次方成正比。因此, 导致本次高温过热器管泄漏事故的主要原因是斜烟道前烟气来流不均, 斜烟道局部烟气浓度偏大、烟气流速升高, 导致该侧高温段过热器管发生严重磨损。由于前面5屏高温过热器管向火侧设有防磨片, 而从第6屏高温过热器管开始设计中未设防磨片, 由此导致该区域发生磨损穿管事故。现场发现前5屏过热器管防磨片靠近穿管一侧皆有严重磨损。
此外, 当斜烟道中烟气流场分布发生变化, 烟道内热负荷分布也相应发生变化, 烟气浓度高的一侧热负荷相应高, 热负荷较高的管子工质比容大, 管内工质流量就小, 相应工质焓增增大, 管内工质温度和壁温相应升高, 导致过热器管壁温不均现象进一步恶化, 造成部分过热器管壁温超过设计工况, 材料强度下降, 一定程度上促进了管子磨损。
查阅该公司水质化验报告发现, 该公司水质长期不合格, 过热蒸汽和饱和蒸汽的二氧化硅含量超标, 分别在30.3μg/kg和28.9μg/kg附近徘徊, 而GB/T12150-1989合格标准为≤20μg/kg;过热蒸汽的钠离子含量经常为332μg/kg左右, GB/T12155-1989的合格标准为≤15μg/kg。给水和炉水PH值亦轻微偏高。化验人员对此早有发现, 但未引起足够重视, 继续在这种状态下运行, 致使过热器积垢, 影响了换热, 一定程度也促进了管子磨损。
4 处理措施
结合本次事故原因及特点, 在考虑到磨损速度和经济投入后, 此次事故的处理措施是更换所有已损坏和磨损严重管段, 在该屏过热器烟气迎流面和折流处加设防磨盖板;同时加强锅炉水质管理, 提高水质质量, 使用中做好定期排污工作。
5 结束语