某600 MW 超临界机组高温过热器失效原因分析及改造措施

付 弢，辛长春，王 兴

（1.国网山西省电力公司电力科学研究院，山西太原 030001；2.山西国峰煤电有限责任公司，山西汾阳 032200；3.国家能源集团科学技术研究院有限公司，江苏南京 210023）

0 引言

近年来，火力发电厂由于电煤供应持续紧张、火电机组投运自动发电控制运行模式，以及机组频繁参与电网深度调峰，锅炉“四管泄漏”问题突出[1-3]。山西某电厂600 MW 超临界机组，多次发生机组启动后短期内高温过热器（以下简称“高过”）爆管事件，严重影响机组运行的安全可靠性。本文对最近一次高过泄漏原因进行了深入分析，并提出了小流量过热器减温水的改造方案，改造后上述问题得到了有效控制，可为存在类似问题的机组提供借鉴。

1 设备概述

某电厂2×600 MW 燃煤汽轮发电机组，锅炉型号为DG2030/25.4-II9（锅炉主要参数如表1 所示），超临界参数变压直流锅炉，一次再热、单炉膛、尾部双烟道结构，采用烟气挡板调节再热汽温，固态排渣，全钢构架、全悬吊结构，平衡通风、露天布置，前后墙对冲燃烧，设计煤种为霍州当地煤种。汽轮机为东方电气集团东方汽轮机有限公司引进日立技术生产制造，型号为NZK600-24.2/566/566，超临界压力、一次中间再热、单轴、三缸四排汽、直接空冷凝汽式汽轮机。设计额定出力600 MW，最大出力（阀门全开工况）664.827 MW，最大连续出力638.746 MW，寿命不少于30 a。

表1 锅炉主要参数

2019 年1 号锅炉C 级检修结束，于2019-04-01T17：50 开始启动1 号锅炉，用A 磨点火成功，23：57 主、再热蒸汽参数满足汽轮机冲转条件，汽机开始冲转，2019-04-02T4：02 冲转至3 000 r/min，汽轮机做主汽门、调门严密性及超速试验，试验结束后，7：24 机组与系统并网。2019-04-05T11：00 时1 号机组负荷380 MW，巡检员巡回检查中发现锅炉11 层右侧汽水分离器出口去顶棚过入口管道保温接口处有蒸汽外漏，右侧高过出口附近也有蒸汽外漏且有凝结水下滴，锅炉11 层西北角处也有漏烟现象，就地聆听泄漏声音不明显，四管泄漏无报警，锅炉给水和主蒸汽流量偏差不明显，机组补水无明显增大现象，通知相关专业人员到场检查，经过就地检查分析，确认锅炉大包内有泄漏点。2019-04-06T17：45 经手动降负荷至400 MW，22：15 时1号机组打闸停机，2019-04-19 锅炉冷却至满足检修工作条件。

进入炉顶大包内检查确认泄漏部件是高温过热器，泄漏位置为炉右第4 屏从前至后第19 根管出口段顶棚上部大约1.2 m 左右由下到上的第一个弯头。泄漏管材质SA-213T91，规格d45×8.5 mm。高温过热器蛇形管屏位于炉膛折焰角上部，沿锅炉宽方向布置了31 片，管排横向节距S1=609.6 mm，管子纵向节距S2=57 mm，每一片管屏都由20 根管子并联绕制而成，炉内入口段上部的最外圈管为d50.8×7/9 mm，其余为d45×7/8.5 mm，材料为SA-213T91，异种钢接头布置在每屏入口段标高63～64 m 之间，呈阶梯布置，其余炉内受热面管子的材质均为SA-213TP347H。炉外出口管子材料为SA-213T91，最外圈管子规格为d50.8×10/9 mm，其余为d45×8.5 mm。

2 高温过热器失效原因分析

对爆破泄漏管（编号4-19）割管取样做金相组织和常温机械性能试验分析，同时对相邻的第18根管（编号4-18）一并割管取样做金相组织和常温机械性能试验分析，对2 组试验数据做分析对比。

2.1 爆口宏观分析

爆破泄漏管的材质为SA-213T91，其规格为d45×8.5 mm，爆口位于弯头背弧。爆口长度28 mm，最宽处2.5 mm，弯头有明显的胀粗现象，最大直径48 mm，爆口边缘减薄不明显，最薄处壁厚6.5 mm，在爆口附近肉眼可见多条平行于爆口的表面蠕胀裂纹，爆口两侧的裂纹有明显的弯曲变形，说明在爆破以前表面蠕胀裂纹已经生成。根据爆口的宏观形貌，初步分析爆破泄漏具有长期过热的特征。

2.2 常温拉伸试验

对编号4-19 样管弯头的上部和下部加工取样2 组(每组2 个），对编号4-18 管弯头下部加工取样1 组（每组2 个），做机械性能试验。所有试样沿管子纵向方向截取长度150 mm，试验结果如表2 所示。

表2 常温拉伸试验结果

依据《高压锅炉用无缝钢管》GB 5310—2017标准评定，编号4-19 管爆口取样的表面硬度值不合格，明显低于标准的下限值；其他试验数据除2个试样的延伸率略低于标准值外，全部合格。

2.3 金相组织分析

T91 钢是一种马氏体耐热钢，不仅具有高的抗氧化性能和抗高温蒸汽腐蚀性能，而且还具有良好的冲击韧性和高而稳定的持久塑性及热强性能。作为锅炉受热面使用时金属壁温不超过650 ℃。在标准中的牌号是10Cr9Mo1VNbN，金相组织应为回火马氏体或保持马氏体位相的回火索氏体。根据《火力发电厂金属技术监督规程》DL/T 438—2016 中的9.3.18.a 规定T91（10Cr9Mo1VNbN）钢管的组织老化评级和金相组织分析评级，依据《火力发电厂金相检验与评定技术导则》DL/T 884—2019 执行。

依据《火力发电厂金相检验与评定技术导则》DL/T 884—2019 中评判规则，编号4-19 爆口处金相组织中碳化物颗粒弥散明显，晶界碳化物颗粒增多，马氏体位相明显分散，达到中度老化3 级。

依据《火力发电厂金相检验与评定技术导则》DL/T 884—2019 中评判规则，编号4-18 爆口处金相组织中碳化物颗粒有弥散趋势，马氏体位相分散不明显，评定为老化2 级。

2.4 氧化皮检测分析

根据编号4-19 弯头爆口的宏观形貌、拉伸试验数据、表面硬度测试数据、金相组织老化评级，结合炉内材质SA-213TP347H 钢管割后内壁氧化皮堆积量、炉内直管变形情况的综合分析，编号4-19弯头爆破泄漏的主要原因是长期过热引起的。炉内材质为SA-213TP347H 的钢管，其特点就是在蒸汽温度大于570 ℃的时候容易在内壁生成疏松的氧化皮，这种氧化皮通常附着在管壁上。氧化皮的剥落一般具备2 个条件：一是氧化皮要达到一定厚度；二是管子温度变化频繁，且幅度较大。由于氧化皮的线膨胀系数（0.9×10-5）与SA-213TP347H 钢金属的线膨胀系数（2.1×10-5）相比差别很大，温度变化时就会引起氧化皮破裂并从金属表面剥离，因此在机组停机和启动以及负荷、温度和压力变化较大时，SA-213TP347H 钢管达到剥离条件的氧化皮开始逐渐剥离下来，造成管排弯头堆积堵管，通流冷却蒸汽减少，引起钢管超温爆破。

依据《火力发电厂金属材料选用导则》DL/T 715—2015 的相关规定可知：T91（10Cr9Mo1VNbN）钢过热器炉外非受热管子金属壁温≤630 ℃，SA-213TP347H（07Cr18Ni11Nb）钢管烟气侧金属壁温≤670 ℃。当氧化皮开始逐渐剥离下来，造成管排弯头堆积堵管，通流冷却介质减少的时候管内的蒸汽温度会升高，同时SA-213TP347H 钢管烟气侧金属壁温也会升高，这2 个温度叠加后造成大包内T91（10Cr9Mo1VNbN）钢过热器炉外非受热管子金属壁温升高，根据爆口处金相组织的变化、表面硬度值的降低和弯头蠕胀裂纹的产生及爆口形貌综合分析判断，大包内T91（10Cr9Mo1VNbN）4-19 管金属壁温达到650 ℃以上，由于弯头背弧残余应力比直管段高，所以首先在弯头部位表现金属材料失效，产生高温蠕胀裂纹后爆破，同时试样的金相组织表明编号4-18 管也有超温的情况。

2.5 历史运行情况分析

对600 MW 超临界机组历次“四管”泄漏原因进行统计发现，多次发生机组检修启动后较短运行周期内出现高过爆管现象，查看机组历史运行数据，本锅炉由于启动初期产汽量少，过热器等受热面壁温需通过减温水进行辅助调节，但过热器减温水规格相对较大，不利用启动初期汽温和金属壁温的调节，造成汽温和金属壁温的大幅波动，加剧了金属氧化皮的生成和脱落。另外，对机组历史运行数据进行分析发现，在正常运行过程中，高温过热器金属管壁的历史超温情况并不多，未见金属长期超温的情况。考虑到高温过热器壁温测点相对较少，本锅炉过热器壁温测点布置方案如下：左数第2 至第5 屏和右数第2 至第5 屏均全屏加装壁温测点，其余每屏第2 根布置测点，高温过热器金属壁温测点合计31 个，高温过热器金属壁温测点较少，不排除由于监控不到，部分金属管材长期超温的可能性。

2.6 高温过热器失效综合原因分析

通过以上分析，600 MW 超临界机组1 号锅炉高温过热器顶棚弯头爆破泄漏的直接原因是，由于管排弯头氧化皮堆积堵管，通流冷却介质减少造成金属管材长期过热，最后金属材料老化失效。但该问题的根源在于机组运行参数控制不当，造成氧化皮的生成和脱落加剧造成的。氧化皮生成和脱落问题和多种因素有关，如金属材质、是否存在超温运行、金属壁温的大幅度变化、锅炉启动阶段金属壁温变化速率大等原因，但针对本文锅炉，机组启动阶段投运减温水是造成金属氧化皮生成的一个重要因素，亟须进行优化解决。

3 综合治理措施

3.1 小流量过热器减温水改造

考虑到600 MW 超临界机组1 号锅炉启动初期由于产汽量少，高过易超温，需通过投运减温水控制，在一定程度上决定于机组的运行特性，而通过受热面改造来解决上述问题难度较大，还存在很大的不确定性。考虑到本锅炉过热器减温水管道规格相对较大，机组启动阶段使用减温水辅助调温时，极易造成减温水汽化不完全，造成蒸汽带水，金属壁温变化速率大，造成金属氧化皮生成和脱落。针对这一难题，本文提出了过热器小流量减温水改造方案，用于机组启动初期辅助调节过热汽温及过热器金属壁温。锅炉原过热器减温水管道规格为d89×13 mm（材质12Cr1MoVG），本文新增小流量减温水系统控制最大流量不超过10 t/h，小流量减温水管材管径规格优选为d42×8 mm（材质12Cr1MoVG），为了减少对后续管道的冲击，将电动调整门后管道采取增加一个变径的异型变径接管，达到降压目的，变径管最终管径为d89×13 mm，与原减温水管道规格相同，通过三通接入到原减温水系统。本方案改造情况如图1 所示。

图1 小流量过热器减温水改造方案（mm）

3.2 金属壁温测点优化改造

通过上文分析可知，600 MW 超临界机组1号锅炉过热器金属壁温测点较少，不能有效监控过热器的超温情况。参照《国家能源投资集团有限责任公司锅炉“四管”泄漏专项治理措施》中对超（超）临界机组锅炉壁温测点布置方案，对流式高温受热面（位于水平烟道）沿宽度方向每隔1 m装设1 个壁温测点，均装设在每屏壁温分布计算值最高的管子上，预计高温过热器新增壁温测点121 个，改造后高温过热器壁温测点数量达到152 个，这有利于加强对高温过热器壁温的监控，提高金属使用寿命。另外，随着机组参与深度调峰的频次和深度逐年增加，增加壁温测点后，也可在一定程度上提高机组参与深度调峰时运行的可靠性。

3.3 优化运行控制策略

为了提高高温过热器的可靠性，除上述改造措施外，本文还提出了以下几方面的检修和优化运行建议。

a）制定高温过热器管排底部弯头内壁氧化皮检测措施，做到逢停必检。防止氧化皮堆积堵管，造成金属管材长期超温失效。

b）控制锅炉启停过程升降温速率及机组负荷变化速率，机组启动阶段控制金属壁温变化速率不超过5 ℃/min，条件允许的话，尽可能控制金属壁温变化速率不超过2 ℃/min，减缓管子内壁氧化皮生成和脱落现象。

c）机组启动阶段，不建议使用减温水。当锅炉壁温或者汽温难以控制时，通过小流量减温水系统进行控制，但调整过程中，也需控制金属壁温变化速率不超过5 ℃/min。

d）随着机组参与深度调峰的频次和深度逐年增加，当金属材质不能满足安全运行要求时，建议参考DL/T 715—2015《火力发电厂金属材料选用导则》第4.2.6 条中的超临界锅炉高温过热器、高温再热器、屏式过热器的高温段推荐选用SA-213TP347HFG 或内壁喷丸的18-8 奥氏体耐热不锈钢，逐步对目前炉内的SA-213TP347H 钢进行升级改造。只有这样，才能进一步提高高温过热器的可靠性。

4 综合治理效果

600 MW超临界机组1 号锅炉在完成了小流量过热器减温水改造、过热器金属壁温测点优化改造后，结合运行优化调整，机组正常运行时过热器未发现明显的超温现象。优化改造后，截止到目前高温过热器未发生过失效泄漏事故，高温过热器启动后频繁泄漏的现象得到有效控制，机组运行正常。这一优化改造方案，简单易行，效果良好，为同类型机组高温过热器做好运维工作提供了思路，值得大力推广应用。