600MWe超临界锅炉末过氧化皮脱落爆管原因分析及对策

Electric Power Technology

Vol.19 No.9May.2010

第

19 卷　第 9 期2010 年 5 月600 MWe 超临界锅炉末过氧化皮

脱落爆管原因分析及对策

陈良峰

（广东珠海金湾发电有限公司，广东　珠海　519050）

0　前言

2009年7月10日和12月14日，金湾公司4号锅炉发生末过爆管，其主要原因为末过管内壁的氧化皮脱落，聚积在U 型弯底部，减少了管道的通流截

项目20090710

20091214

爆管时间

2009 年 7 月 10 日 3：19

2009 年 12 月 14 日 1：19

爆管部位#4 炉末级过热器左侧数第 18 屏前数第 12 条管#4 炉末级过热器左侧数第 14 屏前数第 12 条管

检查情况

原始爆口位于左数第 18 屏管前数第 12 根，爆管材料为 T23，爆口距离下部弯头 185 mm ，原始爆口长为 50 mm ，宽为 10 mm ，爆口内外表面存在平行于管轴线多条宏观蠕变裂纹；内外表面有明显氧化皮，爆口呈鱼嘴状，边缘较锋利，呈撕裂爆裂。

爆口吹穿左数第 18 屏前数第 11 条管，同时吹穿左数第 17 屏前数第 10 条管，对左数第 17、18、19 屏有较多吹薄，共 20 条管。其中最薄一处为 3.3 mm 。

原始爆口位于左数第 14 屏管前数第 12 根，爆管材料为 T23，爆口距离下部弯头 245 mm ，原始爆口长为 60 mm ，宽为 23 mm ，爆口内外表面存在平行于管轴线多条宏观蠕变裂纹；内外表面有明显氧化皮，爆口呈鱼嘴状，边缘较锋利，呈撕裂爆裂。

爆口吹坏左数第 14 屏前数第 14、15、16 条管，同时吹薄左数第 13 屏前数第 2、3、4、5、6、7、8、9、10、11 条管，共 19 条管。其中最薄一处为 2.1 mm 。

处理情况1、更换左数第 17 屏前数第 8、9、10、11 根管弯管，第 18 屏前数第 7、8、9、10、11、12 根管弯管，第 19 屏前数第 3、4、5、6、7、8、9、10、11、12 根管弯管。2、由于超温严重，对第 18 屏前数第 12 根管的直段及后弯上部直段 T23 材质管进行了更换，长度约 6 m 。3、所有的焊口进行了 RT 检查，T91 材质管的焊缝进行了热处理。处理工作于 7 月 13 日 12：00 结束。13：00 锅炉点火升炉。1、更换左数第 13 片屏前数第 2、5、6、9、10、11 根管弯管，前数第

4、7、8 根管底部弯管加一段直管；更换第 14 片屏前数第 10、11 根管 U 型弯管，前数第 16 根管 300 mm 直段、前数第 12 根管底部 U 型弯管和两侧 6 m 长直管段。

2、由于爆管引起的超温过热碳化和弯曲，对第 14 屏前数第 12 根管的上部直段及后部上段直段 T2

3、TP347H 材质管进行了更换，每侧长

度约 6 m 。

3、对左数第 5 屏、第 8 屏、第 11 屏的 11 号管下部弯头进行了割管清

理氧化皮处理。焊口数量共 38 个，所有的焊口进行了 RT 检查，T91 材质管的焊缝进行了热处理。处理工作于 12 月 16 日 23：50 结束。12 月 17 日 2：46 锅炉点火升炉。爆口照片

爆管原因超温爆管超温爆管

表1

2次爆管情况比较

面，增加了蒸汽的流通阻力，管子蒸汽流量相对减少，严重减弱了对管子的冷却效果（见表1）。从3、4号锅炉检修时对末过氧化皮清理来看，有必要采取相应的技术措施防止末过氧化皮脱落。

1　简介

1.1　锅炉简介

金湾公司#3、#4机组工程2×600 MWe超临界锅炉是在引进ALSTOM美国公司超临界锅炉技术的基础上，由上海锅炉厂有限公司结合自身技术生产的超临界锅炉，型号为SG-1913/25.4。该锅炉为超临界参数变压运行螺旋管圈直流炉，单炉膛、一次中间再热、四角切圆燃烧方式、平衡通风、全钢架悬吊结构Π型露天布置、固态排渣。炉后尾部布置两台转子直径为Φ13492 mm 的三分仓容克式空气预热器。该炉设计煤种为神府东胜煤，校核煤种为晋北烟煤。锅炉出口蒸汽参数为25.4 MPa/571 ℃/569 ℃，锅炉最大连续蒸发量为1913 t/h。

1.2　末过材质及其规格

末过布置于水平烟道，与烟气成逆流布置，共82片，沿炉膛宽度均布，S1为244 mm，S2为76.2 mm。每片受热面有12根管子组成，总计有984根管子。管子规格为Φ38.1×5.59～9.03 mm，材料为SA213 T23 、T91、TP347H。

管间采用不锈钢板制成的梳形管夹定位，沿高度布置4处，横向定位采用流体冷却定位管的形式将各管屏相连定位，以保持管屏间的横向节距。

末过材质分布图如图1所示。

2　原因分析

2.1　氧化皮生成原因

钢表面氧化皮的生成是金属在高温水汽中发生氧化的结果。在570 ℃以下，生成的氧化膜是由Fe2O3和Fe3O4组成，Fe2O3和Fe3O4都比较致密(尤其是Fe3O4 )，因而可以保护钢材避免进一步氧化。当超过570 ℃时，氧化膜由Fe2O3、Fe3O4、FeO三层组成，FeO在最内层，见图2。

图2　高于570 ℃管内部的氧化膜结构

Fe2O3

Fe3O4

FeO

Fe

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陈良峰：600 MWe 超临界锅炉末过氧化皮脱落爆管原因分析及对策第 9 期图3　T23管氧化物粉末的XRD 谱线

2.2　氧化皮脱落原因

随着机组运行时间的延长，氧化皮厚度增加，在锅炉启动、停炉或升降负荷过程中，管子温度变化幅度很大，由于母材和氧化膜的热膨胀能力不同，基体会对表面的氧化皮产生拉或压的作用，这些作用都会导致氧化膜开裂。钢材的膨胀系数一般在16～20×10-6/℃，而氧化铁的膨胀系数一般在9.1×10-6/℃。由于膨胀系数的差异，在多层氧化层达到一定厚度，加上温度发生变化尤其是剧烈或反复变化，氧化皮很容易从金属本体剥离。

2.3　氧化皮聚积原因

由于机组启动时的蒸汽流量较小，无法将其带走，剥离的氧化皮在U 型弯的底部停滞。脱落的氧化皮不断的积聚，数量较多时，即便机组启动后有了较大的蒸汽流量，也很难对其产生扰动并带走，被堵塞的管子壁温会异常升高，严重时会造成短期超温爆管。锅炉停运冷却过程中，部分蒸汽凝结成水后积于过热器U 型管下部，淹没了剥落的氧化皮，随着U 型管底部积水逐渐的自然蒸发，氧化皮一层紧贴一层，聚积成核状，堵死了末过流通截面。

4号锅炉2次爆管都发生在第l2根管子的弯管内，这是由于此处为整个过热器管屏的最小半径处，有利于氧化皮的阻塞和堆积。弯头如图4

所示。

图4　末过最内圈管下部弯头

2.4　爆管原因

(1) 机组启、停及调峰频繁

金湾发电有限公司3号机组自正式投产至2009年12月31日，共运行22019.21小时，启停过12次；4号机组自正式投产至2009年12月31日，共运行21661.43小时，启停过9次；加上调峰频繁，负荷在45～100%间波动。12月14日，4号锅炉爆管时机组只运行了70多小时，可见机组的频繁启动为氧化皮的剥离创造了条件。

(2) 存在热偏差

3、4号锅炉过热器出口额定设计温度为571 ℃，处于FeO 生成的临界温度点附近。根据日常运行数据统计，锅炉平均主蒸汽温度在565 ℃左右，并未出现超温现象。但由于四角切圆燃烧锅炉出口存在一定的烟气残余旋转，所产生的热偏差致使部分管子内的蒸汽温度远远超过571 ℃ ，为氧化皮的产生创造了温度条件，并加速其形成。根据末过管壁温度绘制图如图5所示，从图中可以看出，第6屏至第l8屏的管壁温度较高。由于壁温测点安装在炉外管道上(测点装在每屏的第6根管上)，根据经验值估算，相应炉内的实际管壁温度在610 ℃以上，存在较大的安全隐患。

图5　末过壁温示意图

(3) 低等级材料

3、4号锅炉末过管屏内圈直管和下弯头部位(第7 ～ l2根)设计使用了抗高温氧化性能等级低的T23材料(与TP347、T91相比)，在长期高温作用下，T23管内壁生成氧化皮，并不断增厚。在锅炉启、停或负荷突变的情况下，由于管材和氧化皮之间热胀差应力作用，致使氧化皮拉裂而发生脱落，顺蒸汽流向出口端下部弯头处堆积，减少了管路流通截面，使管道发生过热而爆管。

3　处理措施

R e l a t i v e I n t e n s i t y

2Theta

2Ă 3119 : 36 24ǖ3: Lj 711!NXfă3Ă 311: 8 25 26ǖ34 Lj 711!NXfă

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620610600590580570560550540530520510500

02 06 10 14 18 22 26 30 34 38 41 42 45 49 53 57 61 65 69 73 77 81

度较高，超过了T23材料的允许使用温度。

3.1　使用抗氧化性能较好的材料

研究表明，材料中Cr含量的增加有助于提高金属抗氧化能力，减缓氧化皮剥落的发生。提高金属的抗高温氧化性能是目前最有效和彻底的方法，从经济上考虑可以将局部或全部T23管子更换为T91或TP347H。在整个过热器管屏，管子的壁温受结构、蒸汽流道、烟温偏差等因素影响而产生偏差，将存在超温的管子更换为高级材质。此方案已提交为金湾公司2010年技术改造项目，现正按计划实施。

3.2　加装壁温测点扩大监测范围

现有管壁温度测点明显不够。上海锅炉厂600 MWe超临界锅炉末过设计安装壁温测点44点，每隔4屏在6号管上加一个温度测点，第22屏和第6l屏逐根管加装测点。在2009年12月2台机组全停时已在2台锅炉末过上增加安装了20个壁温测点，即在左数的第2、4、6、8、10、12、14、16、18、20、47、49、51、53、55、57、59、63、65、67的第12号管上安装了壁温测点，用以监视材料等级较差的T23壁温。12月14日，4号锅炉爆管位置位于左数第14屏前数第12号管上，刚好安装了壁温测点。建议在高温区增加更多温度测点来监视，避免金属管壁在机组启停和正常运行过程中发生超温现象，减少氧化皮的生成及剥落。此外，由于壁温测点的数值与实际壁温存在一定的偏差，因此应加强探讨偏差值的确认工作。

3.3　加强锅炉运行时金属温度监督和停炉后的检查

完善受热面金属温度测点并加强受热面金属温度测点的维护，运行中利用SIS加强受热面金属温度的趋势监测，根据受热面金属温度变化情况指导停炉后受热面内氧化皮的检查分析。

做好受热面内氧化皮定期检查工作。在检修期间，采用RT方法对末级过热器进行氧化皮检测，发现受热面氧化皮沉积时按内3圈管堵塞高度≥7 mm、长度≥30 mm，其它管圈堵塞高度≥10 mm、长度≥30 mm时进行割管清理。

4　预防末过氧化皮产生、脱落、聚积的运行技术措施

为了有效防止锅炉末过氧化皮生成、脱落，预防锅炉末过由于氧化皮堵塞造成爆管，根据2009年9月10日《防止氧化皮脱落会议纪要》和2009年12月25日20091214 #4炉末过爆管原因分析会议要求，制订了金湾公司防止或减缓锅炉末过氧化皮生成和脱落引起爆管的防范措施。

4.1　锅炉启动过程

4.1.1　机组冷态启动过程中温度变化率控制

锅炉冷态启动过程中严格按照升温曲线控制蒸汽温度。机组冷态启动过程中机组并列前温升速率控制≤2 ℃/min，机组并列后温升率控制≤1.85 ℃/min。

4.1.2　机组热态启动过程中温度变化率控制

机组在热态启动过程中，为防止受热面金属温度降低，锅炉的风烟系统要与其它系统同步启动。风烟系统启动后炉膛通风控制总风量为35%，在炉膛通风5 min结束立即点火，点火后要尽快投入燃料量，控制屏过、末过、高再的金属温升速率为5 ～6 ℃/min，防止受热面金属温度降低。

4.1.3　机组启动期间应对受热面进行吹扫

当主蒸汽压力达到8.0 MPa时，逐渐关小高旁阀至20%开度，然后快速开启高旁阀；当主蒸汽压力降到6.0 MPa时，快速将高旁阀关至初始开度。注意监视末过、高再受热面管壁温度的变化，采用重复快开高旁的方法进行末过吹扫25次。

当吹扫25次后过热器、再热器受热面管壁温度偏差仍然大时，应该继续进行吹扫，吹扫次数为10次。进一步吹扫过热器受热面管壁温度偏差大仍然不能消除时，机组停止启动并对锅炉有关受热面管屏进行检查。

4.1.4　机组启动期间加强疏水回收和排放管理

机组启动期间严格进行冷态冲洗和热态冲洗水质指标的控制，冷态冲洗分离器排水水质电导率＜1 μs/cm、Fe＜100 ppm前禁止锅炉点火；热态冲洗分离器排水Fe＜50 ppm前禁止锅炉升温升压。

4.1.5　启动结束后尽快将受热面管内残存氧化皮清除

启动结束，控制锅炉屏过、高过、高再蒸汽温度低于额定值运行24小时。机组启动结束后降低主蒸汽温度到540 ℃、屏过出口汽温520 ℃、高再出口温度540 ℃、主汽压偏置-1.0 MPa运行24小时，用以吹扫过热器管内残存的氧化皮。降温运行期间严密监视受热面金属温度，当末过、屏过、高再管屏金属温度超过590 ℃时，要降低蒸汽温度运行，使上述受热面金属温度值不超过590 ℃。如果由于主蒸汽温度降低，机组不能带满负荷时，可适当降低机组负荷运行，但尽量维持较高负荷运行，目的是用较大蒸汽流量冲洗氧化皮。

机组降温运行24小时后逐渐提高主蒸汽温度、• 57 •陈良峰：600 MWe 超临界锅炉末过氧化皮脱落爆管原因分析及对策

第 9 期

再热蒸汽温度运行。在控制末过、高再金属温度不超过590 ℃的情况下，尽量提高主、再热蒸汽温度至额定值。

4.2　锅炉稳定运行过程

4.2.1　机组正常运行中严格控制蒸汽、受热面金属温度，严禁锅炉超温运行

目前，机组正常运行过程中，为了防止末级过热器和高温再热器金属材料快速生成氧化皮，严格控制3、4号炉末级过热器和高温再热器金属温度≤590 ℃，在此基础上，主蒸汽和再热蒸汽温度尽量提高，以保证机组经济性，但不允许超过额定值。

由于受热面可能存在较大的热偏差，受热面蒸汽温度的控制要服从金属温度，金属温度超温要视情况降低蒸汽温度运行。

运行中发现金属温度超过允许值，应降低蒸汽温度和运行方式调整以及蒸汽吹灰无效时应降低机组负荷；任何时候不允许蒸汽参数和受热面金属温度长时间超过允许值。

4.2.2　机组正常运行中受热面温度变化率控制

机组运行中正常升、降负荷速率不超过10 MWe/min，在300 ～ 600 MWe负荷区间内升、降负荷要维持屏式过热器、末级过热器（屏过出口温度530 ℃，末过出口571 ℃）出口蒸汽温度，如由于升降负荷的扰动造成上述温度的波动率超过10 ℃，要适当降低机组的升、降负荷速率或暂停升降负荷，待温度调整稳定后继续进行负荷变动操作。

4.2.3　加强受热面的热偏差监视和调整，防止受热面局期超温运行

锅炉运行中末过出口蒸汽温度左右偏差不超过10 ℃，屏式过热器出口蒸汽温度左右偏差不超过10 ℃，再热器出口蒸汽温度左右偏差不超过10 ℃，并且运行中按照温度高点控制蒸汽温度，发现异常及时组织处理。

4.2.4　供热系统投入运行后温度控制

供热系统投入运行后，锅炉蒸发量不允许超过额定值，且严格控制3、4号炉末级过热器和高温再热器金属温度≤590 ℃，主蒸汽、再热蒸汽温度不超过额定值。

4.2.5　正常运行时金属温度测点超过允许值控制

机组正常运行，受热面金属温度超过允许值时，首先由热控专业人员对温度测点进行检查，判断是否正确。如温度测点无误，则应适当降低蒸汽温度运行，以末过、高再金属温度≤590 ℃为限，如果蒸汽温度下降较多，而使机组不能带满负荷时，应适当降低机组负荷运行，但尽量让机组带较高负荷运行，目的是用较大的蒸汽流量清除氧化皮。

如果降低蒸汽温度对受热面进行冲洗无效，则考虑申请停运机组处理。

4.3　锅炉停止过程

4.3.1　机组正常停机过程中温度变化率控制

机组正常停机，严格控制降负荷过程中的末级过热器管壁金属温度温降速率，在机组负荷≥200 MWe 以上时（干湿态转换前），控制末级过热器管壁金属温度温降速度＜1.85 ℃/min；机组负荷＜200 MWe时，控制末级过热器管壁金属温度温降速度＜2.0 ℃/min。严格控制降负荷过程中末级过热器管壁金属温度瞬时温降＜2.0 ℃/min。

机组负荷降至200 MWe以下时，完成干湿态转换后，快速开旁路降负荷。

分离器出口压力2 ～ 4 MPa、水冷壁温度150 ～190 ℃，化学加药后，锅炉带压放水，放水后锅炉进行闷炉。如果锅炉不带压放水，保持电泵小流量小循环运行，控制水冷壁温降≤0.5 ℃/min。

机组停运后，保持送、引风机运行10分钟后停止运行，关闭锅炉及烟道挡板进行闷炉（具体操作参照运行规程，时间以末级过热器金属温度为准），等末级过热器金属温度降到300 ℃时，开引风机前后挡板，进行自然通风冷炉，控制末级过热器管壁金属温度温降速度＜2.0 ℃/min。

当末级过热器金属温度降到250 ℃时，开启送、引风机进行强制通风冷炉，控制末级过热器管壁金属温度温降速度＜2.5 ℃/min。如果只开启引风机能维持炉膛负压和引风机最小通风量，则可以不开送风机运行。

末级过热器金属壁温温度下降到150 ℃以下时，可停止引、送风机冷炉。

4.3.2　机组事故停机过程中温度变化率控制

分离器出口压力2 ～ 4 MPa、水冷壁温度150 ～190 ℃，化学加药后，锅炉带压放水，放水后锅炉进行闷炉。如果锅炉不带压放水，保持电泵小流量小循环运行，控制水冷壁温降≤0.5 ℃/min。

机组停运后，保持送、引风机运行10分钟后停止运行，关闭锅炉及烟道挡板进行闷炉（具体操作参照运行规程，时间以末级过热器金属温度为准），等末级过热器金属温度降到300 ℃时，开引风机前后挡板，进行自然通风冷炉，控制末级过热器管壁金属温度温降速度＜2.0 ℃/min。

• 58 •电力技术第 19 卷

当末级过热器金属温度降到250 ℃时，开启送、引风机进行强制通风冷炉，控制末级过热器管壁金属温度温降速度＜2.5 ℃/min。如果只开启引风机能维持炉膛负压和引风机最小通风量，则可以不开送风机运行。

末级过热器金属壁温温度下降到150 ℃以下时，可停止引、送风机冷炉。

5　效果

通过采取以上措施，从7月中旬到12月中旬近5个月的运行，2009年12月两台机组全停时检查表明，4号锅炉末过氧化皮产生、脱落和聚积得到有效控制，取得了明显效果。

6　结束语

(1)金湾公司4号锅炉末过爆管的主要原因为SA-213 T23材质高温抗氧化性能低，造成末过氧化皮脱落并堵塞管子。

(2)将3、4号锅炉末过抗氧化性能低的T23材料更换为抗氧化性能高的T91、TP347H材料，并且是晶粒度较高的材料，才能彻底解决3、4号锅炉末过氧化皮问题。该措施可相对减缓末过管子内壁的氧化速度，也可相对减少氧化皮的剥离。此措施已列入2010年技改项目。但由于大面积更换材质费用高且氧化皮生成不可完全避免，因此从运行的角度实施防止末过氧化皮生成、脱落的技术措施是非常必要的。

(3)定期检查表明，通过实施相应的运行技术措施，3、4号锅炉末过氧化皮产生、脱落和聚积得到有效控制，取得了明显的效果。

Reason Analysis and Countermeasures for the Tube-burst of Final Super-heater Caused by Peel-off of Oxide Skin in 600MWe Supercritical Boiler

CHEN Liang-feng

(Guangdong Zhuhai Jinwan Power Company Limited, Zhuhai 519050, China)

Abstract: The fi nal super-heater tube-burst due to the blockage by the peel-off of the oxide skin occurred two times in supercritical boiler No.4 of Jinwan Power Generation Co., Ltd. during 2009. The mechanism of the growing, the peel-off and the accumulation of the oxide skin for the steel material SA-213 T23 was analyzed. It was pointed out that the poor oxidation resistance of the material is the main reason for the oxide skin dropping, the pipe blockage and the crack. Some technical measures were adopted in operation to prevent the oxide skin peel-off in the fi nal super-heater. The operation and the periodical inspection show that the growing, the dropping and the accumulation of the oxide skin in the fi nal super-heater of the boiler No.3 and No.4 have been controlled effectively, and the obvious result was obtained. Key words: supercritical boiler; fi nal super-heater; tube-burst; oxide skin; measure

Research on Type Selection of Motor-driven Constant-speed Pump and Adjustable-speed Pump for PWR Nuclear Power Plants

ZHAO Liang, ZHONG Xiong, MAN Ruo-yan

(China Nuclear Power Engineering Co., Ltd., Shenzhen 518124, China)

Abstract: Based on the analysis of the control requirements for the secondary circuit thermal parameters of PWR nuclear power station, starting from the viewpoints of the construction, maintenance, economic operation and localization, the different con fi guration schemes of the motor-driven feed pump of PWR nuclear power station and their operation characteristics were discussed. The suggestions and new ideas for the motor-driven feed pump con fi guration scheme were put forward.

Key words: pressurized water reactor (PWR); nuclear power station; motor-driven feed pump; con fi guration scheme (上接第50页)