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國產(chǎn)鍋爐四管漏泄原因分析及解決措施
 1概況
隨著現(xiàn)代電站的不斷發(fā)展，電站鍋爐越來越更加龐大而復(fù)雜，任何一個零部件的損壞，特別是承壓部件的損壞都可能導(dǎo)致機組停運。尤其是國產(chǎn)機組整體設(shè)計大部分是引進技術(shù)，在設(shè)計上存在著技術(shù)上的領(lǐng)會不透，系統(tǒng)考慮不**等等原因，而在制造上要求上又不能達到設(shè)計標準，導(dǎo)致運行中的鍋爐水冷壁、過熱器、再熱器和省煤器（以下簡稱鍋爐四管）等部位漏泄約占鍋爐全部事故的40--60%，甚至達70%，因此減少鍋爐四管漏泄次數(shù)，降低鍋爐強迫停運時間是提高鍋爐運行可靠性和經(jīng)濟性的關(guān)鍵因素。
鐵嶺發(fā)電廠一期工程4×300MW發(fā)電機組，發(fā)電鍋爐配哈爾濱鍋爐廠引進美國CE公司**技術(shù)制造的亞臨界自然循環(huán)汽包爐，型號為HG-1021/18.2-YM4，鍋爐按CE公司傳統(tǒng)的單爐膛П型布置，燃燒器采用四角布置的擺動式，假想切圓逆時針旋轉(zhuǎn)，切向燃燒。燃燒器可上下擺動±30度。爐膛斷面尺寸為14048×11858mm。

2 四管漏泄情況統(tǒng)計分析
鐵嶺電廠4臺鍋爐自投入運行以來，截止到2005年12月底的四管漏泄情況統(tǒng)計分析（含水壓滲漏）結(jié)果如下：
(1)按漏泄原因性質(zhì)分類
各類原因漏泄次數(shù)比例  表1
原因 次數(shù) 比例
過熱 26 31.33%
原始缺陷 23 27.71%
磨損 4 4.82%
焊接缺陷 21 25.30%
吹灰器 8 9.64%
其它 1 1.20%
合計 83

3 漏泄原因分析
從上面統(tǒng)計中可以看出，過熱、原始缺陷、焊接質(zhì)量、磨損、吹灰器故障等是導(dǎo)致四管漏泄的原因，而過熱超溫、原始缺陷、焊接缺陷是導(dǎo)致四管漏泄的*主要原因。發(fā)生的部位集中在工質(zhì)溫度和金屬溫度*高的再熱器和過熱器上。
3.1 過熱超溫
從表1中可以看出共有26次由于管材過熱超溫造成的漏泄，占數(shù)的32.14%，過熱器和再熱器是工質(zhì)溫度和金屬溫度*高的部件，受熱面過熱超溫后，管材金屬溫度超過允許使用的極限溫度，發(fā)生內(nèi)部組織變化，降低了許用應(yīng)力，管子在內(nèi)壓力下產(chǎn)生塑性變形，*后導(dǎo)致爆破。
3.2 原始缺陷
    共有23次由于管材原始缺陷造成的漏泄，占總數(shù)的27.38%，由于各種原因，鋼鐵廠鋼管制造質(zhì)量不能得到完全保證，管材在制造時發(fā)生的缺陷與鋼鐵鍛壓、延時的缺陷，即氣泡、夾層、折疊、壁厚不均、退火**、晶粒度等加工誘發(fā)了其缺陷的發(fā)展。
3.3 焊接缺陷
從表1可以看出，由于焊接缺陷造成漏泄共有20次，僅后屏再熱器夾屏管下彎頭焊口熱影響區(qū)裂紋共發(fā)生4次（其中3次為運行后的檢修焊口，另1次為制造焊口）。這是四管漏泄主要原因之一，鍋爐本體是由焊接安裝在一起的，受熱面的每一根管子都有很多焊口，整臺鍋爐四管焊口近7萬余道，受熱面是承受高溫、高壓設(shè)備，因此焊接質(zhì)量對鍋爐**經(jīng)濟運行有著重大的影響，焊口漏泄和結(jié)構(gòu)應(yīng)力、坡口形式、焊接材料、焊接參數(shù)、熱處理工藝和焊工技術(shù)水平有關(guān)。

4 趨勢及預(yù)防
從1993年—2005年，我廠受熱面漏泄次數(shù)的整體趨勢是逐步下降的。首先，鐵嶺電廠自96年開始針對受熱面因為管子氧化、變形、膨脹受阻等情況而頻繁發(fā)生四管漏泄等問題，對受熱面逐步采取提高材質(zhì)改造措施，取得非常好的成效。其次，逐步提高了運行水平，嚴格控制受熱面溫度，避免過熱超溫,同時對燃燒器上部反切風噴口及防止結(jié)焦采取預(yù)防措施。第三，廠部制定了積極的受熱面檢查的考核和獎勵制度，獎罰分明，既加強了檢修工作的責任心，又調(diào)動了積極性。使鍋爐四管漏泄明顯得到了控制，穩(wěn)定了機組的生產(chǎn)運行。
4.1 過熱超溫
從1993年—2005年，我廠受熱面由于過熱引起漏泄的整體趨勢是逐步下降的。我廠對受熱面進行了提高材質(zhì)的改造，主要是高溫再熱器和過熱器。提高受熱面材料等級，是行之有效的預(yù)防措施。另外，還要加強鍋爐運行水平，在運行中加強燃燒擺動調(diào)節(jié)，防止爐內(nèi)火焰偏斜，水冷壁結(jié)渣、爐膛出口溫度偏高、過熱器和再熱器積灰，加強水、汽化學監(jiān)督，避免受熱面內(nèi)的結(jié)垢，在結(jié)構(gòu)上避免吸熱和流量不均，在檢修中避免出現(xiàn)錯用鋼材和焊接材料及異物堵管。
4.2 原始缺陷
從1993年—2005年，我廠受熱面由于原始缺陷引起漏泄的整體趨勢是不確定的。原始缺陷的產(chǎn)生是由多種因素造成的，在制造安裝時埋下隱患，具有不可預(yù)知性和不確定性，屬于歷史**問題，隨著鍋爐運行小時數(shù)的不斷增加可能會逐漸凸顯出來。但是通過對受熱面進行**、細致的檢查，能夠盡量避免或減少因為原始缺陷而造成的漏泄。這從鍋爐分廠近幾年大修全優(yōu)可以體現(xiàn)出來。
4.3 焊接缺陷
    從1993年—2005年，我廠受熱面由于焊接缺陷引起漏泄的整體趨勢是逐步下降的。為防止由于焊接缺陷引起受熱面漏泄事情的發(fā)生，繼續(xù)加強對焊工的培訓(xùn)力度，改善焊接工藝，讓每名焊工都詳細了解缺陷性質(zhì)，發(fā)生的部位、方向、尺寸、材料，然后進行判斷分析，包括母材質(zhì)量、熱影響區(qū)、焊縫金屬、接頭形狀、焊接條件、有無消除應(yīng)力，加強各道工序的質(zhì)量檢驗。
4.4  磨損及吹灰器故障
    從表1中可以看出，從1993年—2005年，我廠受熱面由于磨損引起漏泄共4次。為了防止在形成煙氣走廊地帶的彎頭及邊排管磨損，加裝護瓦和刷涂防磨料，效果明顯。在平時大、小修和停爐臨檢時，及時對煙氣走廊等易磨損部位進行檢查，發(fā)現(xiàn)缺陷馬上處理，基本能夠解決磨損引起漏泄的問題。
    從1993年—2005年，我廠受熱面由于吹灰器故障引起漏泄共2次。2005年3月8日1號爐水冷壁爆管和2005年4月25日1號爐水冷壁爆管的原因就是吹灰器發(fā)生故障，伸縮不到位，旋轉(zhuǎn)不到位，造成對水冷壁定點直吹而爆管。同時，對其他吹灰器附近水冷壁管進行檢查發(fā)現(xiàn)，多處吹灰器將臨近的水冷壁管吹薄，*薄處為3.6mm（水冷壁管為Ø63.5×8mm）。這說明因為吹灰器發(fā)生故障而引起受熱面漏泄已經(jīng)是目前的突出問題。

5 鍋爐工況的分析
減少和防止四管漏泄要從備件的加工工藝、運行操作和檢修工藝三個*基本方面入手，堅持預(yù)防為主，****的方針。組織由鍋爐檢修、鍋爐運行、熱工、電氣、化學、金屬和熱力試驗人員組成的攻關(guān)小組，集思廣益，做好基礎(chǔ)工作，查找問題，分析原因，提出合理的措施，開展長期、經(jīng)常性的防止受熱面漏泄的工作。2000年鐵嶺電廠與哈爾濱鍋爐廠研究所合作在#2爐上進行了較為**的工業(yè)性試驗。
5.1 穩(wěn)定工況試驗
(1)熱力參數(shù)比較
在不同負荷下鍋爐熱力參數(shù)試驗值與設(shè)計值的比較。機組出力和熱力參數(shù)都可達到設(shè)計值，但也存在著以下一些問題：
 主蒸汽壓力偏低，再熱蒸汽壓力偏高
在100%ECR負荷下，主汽壓力偏低0.5MPa，隨著負荷的降低，差值見效，在50%ECR下，試驗值稍高于設(shè)計值。再熱蒸汽壓力在高負荷下偏高0.3MPa，在低負荷下偏高更多。
 高缸排汽壓力和溫度偏高
在100%負荷下，高缸排汽壓力偏高0.5MPa，排汽溫度偏高13.6℃，隨著負荷的降低，壓力偏高的幅度略有減小，而溫度偏高的幅度明顯增大，在50%ECR下，達到57.7℃。
 排煙溫度偏高
在100%負荷下，排煙溫度偏高17.2℃，隨著負荷的降低，偏高幅度增大，在50%ECR下，達到41.4℃。
 風量控制偏大
在100%負荷下，煙氣中氧量偏高1.8%，在低負荷下偏大更多，在50%ECR下，過?？諝庀禂?shù)達到了1.72。
此外，氣輪機背壓高，特別在夏季，這意味著發(fā)出相同的功率，需要更多的進汽量。這些問題的存在對機組運行的經(jīng)濟性和可靠性都不利。
 過熱器焓增
過熱器總焓增在50%，70%，100%ECR工況下，比設(shè)計值分別高出14.7%，9.8%，16.2%，但隨著符合變化的趨勢與設(shè)計值是一致的。焓增超出設(shè)計值的主要原因是火焰中心偏高，導(dǎo)致分隔屏和后屏過熱器吸熱量增加，末級過熱器吸熱量相對減少。在低負荷下風量偏大的因素起主導(dǎo)作用，末級過熱器的吸熱相對增大。
 再熱汽焓增
除再熱器總焓增在100%ECR工況下比設(shè)計值高出13.5%外，在50%，70%ECR工況下，比設(shè)計值低10%和1%。由于高缸排汽溫度偏高（在5.%ECR高出設(shè)計值近50℃），為維持再熱蒸汽出口溫度，只能增加噴水量以降低再熱氣系統(tǒng)的入口溫度，同時風量又偏大，致使再熱氣系統(tǒng)的各段吸熱量分配發(fā)生變化。墻再和屏再焓增的變化趨勢呈對流特性，與設(shè)計相反，末再的對流特性更強。
(2)爐內(nèi)壁溫
爐內(nèi)壁溫隨負荷的變化。從爐內(nèi)壁溫曲線上可以看出，爐內(nèi)壁溫隨著負荷的增加而增加，同時總體壁溫水平偏高。處于水平煙道右側(cè)和入口在三通渦流區(qū)中的屏再B5管壁溫水平*高，這是熱偏差與水利偏差相疊加的結(jié)果，實際運行證明了這一點，該管在管材提**次前常發(fā)生爆管。爐內(nèi)壁溫測點采用金屬噴涂法安裝熱電偶，測量值是正誤差，曾做過標定，試驗值偏高10℃——15℃。
熱偏差
(3)爐內(nèi)煙風流動場分析比較
屏再出口沿爐寬方向的氣流分布。右側(cè)氣流速度明顯高于左側(cè)氣流速度，右側(cè)*高達到11~12m/s，左側(cè)為2~3m/s，右高左低的趨勢與西安交大空模實驗結(jié)果基本一致。左側(cè)在5~6屏區(qū)域有一峰值，右側(cè)在26~27屏區(qū)域*高。從冷態(tài)流速的分布中可以得出結(jié)論，四角切圓燃燒方式在水平煙道內(nèi)存在著較大的流速偏差。帶來如下幾種情況：
 煙溫偏差
從不同負荷下的屏再出口煙溫分布來看，兩側(cè)煙溫的偏差不大，不超過70℃。隨著負荷的聲高，出口煙溫逐漸升高，兩側(cè)偏差則越來越小。沿眼到的寬度方向，煙溫總體呈現(xiàn)“W”形分布。
從氣流偏差和煙溫偏差的分析中可以得出，水平煙道的兩側(cè)熱偏差，氣流偏差是主要影響因素。
 屏間偏差，管間偏差
    在過熱器和再熱器中，所謂的熱偏差，即是偏差管的焓增與平均焓增的比值。壁溫計算中，工質(zhì)側(cè)和煙氣側(cè)的熱偏差系數(shù)。各級受熱面的管間偏差和屏間偏差都高于壁溫計算選取值。處于水平煙道入口的后平過熱器的屏間偏差*大，因為這里沿爐寬方向上的熱偏差*大。管間偏差以末級再熱器*大。
5.2不穩(wěn)定工況
(1)冷態(tài)啟動
為冷態(tài)啟動過程中，爐膛出口煙溫及過熱器、再熱器的壁溫變化曲線。在汽輪機沖轉(zhuǎn)、升速、并網(wǎng)階段，爐膛出口煙溫均不超過538℃，爐內(nèi)壁溫不超過450℃，證明再熱器在關(guān)旁路氣輪機掛閘后的“干燒”狀態(tài)下是**的。投一臺磨，煙溫迅速上升，過熱器和再熱器壁溫亦隨之升高。
 定壓升降負荷
在定壓升降負荷過程中分隔屏和低過的壁溫變化曲線。定壓升降負荷時，過熱器和再熱器壁溫波動幅度較小，且均在報警值以下。以分隔屏和低過壁溫為例，負荷從280MW降到240MW，再升回到280MW時，整個降升過程分隔屏和低過壁溫的平均值為448℃和438℃，*高溫度452℃和450℃，整個過程壁溫是**的。
 滑壓升降負荷
壓升降負荷過程中分隔屏和低過的壁溫變化曲線。在滑壓過程中，主汽壓力隨符合的變化而變化。當氣壓降低時，汽化潛熱增加，產(chǎn)氣量減少，而熱負荷的減小相對緩慢，故不僅過熱器并且再熱器亦有壁溫升高現(xiàn)象。致使再熱器的幅度較小。仍以分隔屏和低過為例。在滑降過程中，壁溫逐漸升高，但均在報警值以下。在滑升初期較易超溫，幅度為25℃~30℃，時間約持續(xù)15—20分鐘。這是由于滑升初期，燃料量增加，煙溫和煙氣量較快發(fā)生變化，而過熱器內(nèi)工質(zhì)流量的變化有一延遲過程，在這段時間差內(nèi)，壁溫容易超溫。所以在滑升初期，要降低燃料量的增加速度。
 停高加
    給水溫度的降低使省煤器和水冷壁吸熱量增加，需投入更多的燃料，極易造成過熱器、再熱器超溫。本次試驗負荷在250MW時，各級受熱面的壁溫在報警值以下。在280MW負荷下停高加時，過熱器超溫嚴重，只能降負荷試驗。因此在停高加時應(yīng)嚴格控制運行工況，適當降負荷。

6 四管爆管原因分析
6.1切園燃燒方式的固有特點
四角切園燃燒方式所造成的爐膛出口和水平煙道內(nèi)的兩側(cè)熱偏差問題，是切園燃燒方式的固有特點。由于爐膛出口氣流參與旋轉(zhuǎn)強度的影響，使得位于爐膛上部的輻射受熱面（分隔屏、后屏過和壁再）工質(zhì)溫度呈現(xiàn)左高右低的特性，而位于水平煙道中的屏再、末再、末過及低過的工質(zhì)溫度的分布特性為左低右高。由于偏差管壁溫長期超過材料的極限使用溫度而引起蠕變破壞爆管。并且這種問題多發(fā)生于屏式再熱器及末級再熱器熱負荷較高的下完頭向火面上。
6.2煙道高度方向熱偏差增大
由于末級再熱器布置在水平煙道上半部，造成下半部煙氣短路，不僅增大了沿水平煙道高度方向上的熱偏差，也使末級過熱器入口煙溫增高。
6.3 三通渦流區(qū)的影響
300MW鍋爐受熱面入口集箱的引入管，采用連T型三通，在三通附近的集箱中存在著二次渦流，使得集箱中的靜壓分布在徑向和軸向上都發(fā)生了顯著的變化。同時渦流影響區(qū)中的支管入口阻力也發(fā)生了很大的變化，結(jié)果就造成了該區(qū)域管組中的流量分配極不均勻，使得某些支管中的流量嚴重偏小，若該區(qū)域熱負荷亦較大，極易導(dǎo)致管壁溫度超過許用溫度而發(fā)生爆管。
6.4 不穩(wěn)定工況下的瞬時超溫
不穩(wěn)定工況下的瞬時超溫，只要超溫幅度不大，也不會對運行造成大的危害。
6.5 鋼102的性能問題
鋼102（12Cr2MoWVTiB）是我國在60年代研制的鋼種。該鋼材屬珠光體型的耐熱鋼，具有良好的組織穩(wěn)定性和熱強性，抗氧化性和工業(yè)性能均較優(yōu)良，可以用于工作溫度在600~620℃的鍋爐受壓部件。
在300MW鍋爐中，管子計算壁溫在600℃左右的部分過熱器受熱面及再熱器受熱面，設(shè)計采用了鋼102材料。運行中300MW鍋爐的過熱器、再熱器受熱面在高熱負荷區(qū)域的102鋼管普遍發(fā)生爆管事故，宏觀檢查均發(fā)現(xiàn)存在嚴重的表面氧化，實際情況說明，鋼102材料的高溫抗氧化性較差，不宜用于600℃的工作溫度。

7 超溫的改進措施
通過不斷的技術(shù)改進，取得了良好的運行業(yè)績，出力和參數(shù)都能達到設(shè)計值。機組投運初期暴露出來的主要問題是四管嚴重漏泄和運行中出現(xiàn)大量結(jié)焦等不穩(wěn)定因素，在治理鍋爐四管泄漏問題上，鐵嶺發(fā)電廠從幾個方面投入了技術(shù)和資金，使設(shè)備能夠達到設(shè)計能力，在東北地區(qū)發(fā)揮了主力機組的作用。
7.1 頂部反切風
鑒于沿爐寬度方向上的熱偏差是引起受熱面超溫爆管的主要原因，2000年#3機大修中啟動將鍋爐的頂部風和上一層輔助風噴口反切16°角的技術(shù)措施]，型式為同心圓，期望通過反切來削弱旋流強度，消除或減輕爐膛出口及水平眼到中煙氣流場的偏置。頂部風改成反切型式證明，它對降低水平煙道中的熱偏差有顯著效果，鍋爐水平煙道兩側(cè)煙風溫差從45--75℃減少到15--35℃。以減少鍋爐運行中產(chǎn)生熱偏差造成的局部超溫，并且使動力場偏差得到調(diào)節(jié)。
7.2 受熱面材料升級
利用電除塵改造機會對后屏、末級再熱器采用0Cr18Ni10Ti不銹鋼取代鋼102、12Cr1MoV珠光體型耐熱鋼，提高了受熱面耐高溫檔次，奧氏體不銹鋼的抗氧化溫度為704℃，比鋼102及12Cr1MoV的610℃、580℃高出許多。實踐證明：采用材料升級的方法來避免過熱器、再熱器受熱面爆管是切實有效的改進措施。
7.3  恢復(fù)燃燒器的擺動功能
燃燒器擺動，通過調(diào)節(jié)爐膛火焰中心位置以達到調(diào)節(jié)再熱氣汽溫的目的。燃燒器下擺，爐膛出口煙溫下降，各級受熱面的壁溫也隨著下降，對改善對流受熱面的運行條件，作用是非常明顯的。調(diào)整好噴嘴角度，由于噴嘴角度檢修不當，使火焰沖刷水冷壁及爐墻而結(jié)焦。應(yīng)根據(jù)結(jié)焦規(guī)律和爐膛結(jié)構(gòu)調(diào)整噴嘴方位，一般是將火焰盡可能調(diào)向爐膛中心中心切圓附近以減少結(jié)焦。
7.4 采用鍋爐壁溫在線監(jiān)測
4臺機組全部為國產(chǎn)機組，但是控制系統(tǒng)是比較先進的，但鍋爐壁溫監(jiān)測報警控制是落后，不能一次性隨機組記錄打印、輸出、調(diào)整先后與西安熱工院材料室，東北電力學院協(xié)作，利用鐵嶺電廠原壁溫檢測的實際位置，對4臺鍋爐加裝鍋爐壁溫在線監(jiān)測儀，記錄數(shù)據(jù)輸入DcS，實現(xiàn)超溫報警、記憶、儲存、記錄超溫時間與數(shù)據(jù)等項目，直接進行在線控制，促使運行人員精心調(diào)整，減少了因操作不當造成的超溫，由于燃煤、磨煤機帶來的不利運行問題出現(xiàn)時及時進行調(diào)解，使超穩(wěn)控制在*小時間段上。
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