0、引 言
鍋爐四管（過熱器、再熱器、省煤器和水冷壁）泄露是造成機組非計劃停運的主要因素之一。某300 MW機組配1 025 t/h鍋爐，自投產(chǎn)以來，末級再熱器（以下簡稱“末再”）和屏式再熱器多次發(fā)生超溫爆管事故，嚴(yán)重危及機組的正常運行，至機組大修期間，不得不將末再和屏式再熱器部分換熱管的材質(zhì)提高，并將燃燒器頂部的二次風(fēng)及上、下二層三次風(fēng)改為反切。
為了弄清末再壁溫的變化特性，在停爐期間，在末再的爐內(nèi)和爐外分別安裝了若干個溫度測點進行實地測量，觀察各工況末再壁溫的變化，為優(yōu)化運行方式提供依據(jù)。在試驗過程中發(fā)現(xiàn)：機組負(fù)荷和磨煤機組合方式改變等均可能導(dǎo)致再熱器管壁溫度（以下簡稱“壁溫”）的波動。本文所述的爐內(nèi)是指鍋爐爐膛內(nèi)部；而爐外則指鍋爐爐頂至大罩殼之間的空間，富通新能源生產(chǎn)銷售
生物質(zhì)鍋爐，生物質(zhì)鍋爐主要燃燒
顆粒機、
木屑顆粒機壓制的生物質(zhì)顆粒燃料，同時我們還有大量的楊木木屑顆粒燃料和玉米秸稈顆粒燃料出售。
1、設(shè)備簡介
鍋爐系亞臨界壓力、一次再熱、強制循環(huán)汽包爐、4臺鋼球磨（編號分別為A、B、C、D），中間儲倉、熱風(fēng)送粉、四角切圓燃燒。設(shè)計煤種為晉東南貧煤，可燃基揮發(fā)份為14%，燃煤的低位發(fā)熱量為24.2 MJ/kg。鍋爐的主要設(shè)計參數(shù)如表1所示。
鍋爐燃燒器四角布置(爐膛四角的編號分別定義為1、2、3、4)，每一角的燃燒器分16層，自下向上數(shù)第3、5、9、11層為一次風(fēng)，15、16層為二層三次風(fēng)（也稱上、下二層三次風(fēng)），其余噴口為二次風(fēng)，各臺磨煤機與三次風(fēng)的對應(yīng)關(guān)系見表2，其中，三次風(fēng)位置四角的上、下層表示。
末再由68排U型管束組成，順流布置，管排編號是從B側(cè)向A側(cè)數(shù)（沿爐膛深度方向?qū)⒛┰俜諥、B二側(cè)），每排管包括6根U型管，原設(shè)計的管材有3種，若由每排管外圈開始數(shù)，第1根管入口段（向火側(cè)）、U型管水平段及出口段下部管材為鋼102，管徑均為D57×4.5，出口段上部的管材為T91，管徑為D57×4；第2根管至第6根管的管徑均為D57×4，其入口段、U型管水平段及出口段下部管材為鋼102，出口段上部的管材為T91，而末再出口爐外管子的管材為12CrlMoV，管徑為D57×4。在運行過程中，由于末再B側(cè)管子經(jīng)常發(fā)生超溫爆管事故，在1996年大修時，將末再從B側(cè)數(shù)第3排至第22排管束的全部6根管更換為材質(zhì)為TP347H的管子，為了便于管子與末再出口集箱焊接，在爐外與末再出口集箱連接部位保留一段管材為12CrlMoV、管徑為D57×4的管子；將末再從B側(cè)數(shù)第23排至第42排管束的最外圈2根管的入口段及U型管的水平段和彎頭更換為材質(zhì)TP347H的管子，出口段保留原設(shè)計的鋼102與T91接頭及T91管段，新?lián)Q管子的管徑均為D57×4；由于再場TP347H的管材有限，從B側(cè)數(shù)第43排至第68排管束沒有更換材質(zhì)。富通新能源生產(chǎn)銷售的生物質(zhì)鍋爐以及木屑顆粒機壓制的生物質(zhì)顆粒燃料是客戶們不錯的選擇。
2、測點布置及試驗內(nèi)容
2.1測點布置
本次試驗共裝設(shè)了6個爐內(nèi)壁溫測點和16個爐外壁溫測點，均安裝在末再入口處，另外還在末再入口處安裝了1個爐內(nèi)煙氣溫度測點，另外鍋爐原有22個運行測點。
2.2試驗內(nèi)容
在試驗過程中，僅改變機組負(fù)荷和磨煤機的組合方式，其它運行參數(shù)如再熱器進、出口溫度和壓力、給水溫度、省煤器出口氧量和排煙溫度等均按習(xí)慣工況操作，本文選了以下14個試驗工況。
2.2.1 改變磨煤機組合方式試驗 機組負(fù)荷分別穩(wěn)定在230 MW、260 MW和280 MW左右，磨煤機的組合方式分別為A、B、C、D，B、C、D，A、C、D，A、B、D和A、B、C。
2.2.2穩(wěn)定負(fù)荷試驗在不同磨煤機組合時，機組負(fù)荷分別穩(wěn)定在230 MW、260 MW和280 MW左右。
3、試驗結(jié)果及其分析
3.1改變磨煤機組合方式試驗
圖1、圖2和圖3為機組負(fù)荷230 MW，磨煤機組合方式分別為A、B、C、D，B、C、D，A、C、D，A、B、D和A、B、C時，末再爐內(nèi)、爐內(nèi)壁溫和運行測點測得的壁溫值。
圖4、圖5和圖6為機組負(fù)荷260 MW，磨煤機組合方式分別為A、B、C、D，B、C、D，A、C、D，A、B、D和A、B、C時，末再爐內(nèi)、爐外壁溫和運行測點測得的壁溫值。
圖7為機組負(fù)荷280 MW，磨煤機組合方式分別為A、B、C、D，B、C、D，A、C、D，A、B、D和A、B、C時，末再運行測點測得的壁溫值。
從圖1至圖7可見：末再的爐內(nèi)、爐外和運行測點的溫度變化趨勢一致，由此也說明了試驗測點和運行測點的可靠性。
從中還可以發(fā)現(xiàn)：當(dāng)機組負(fù)荷保持不變時，若改變磨煤機組合，末再管子的壁溫有所變化，主要表現(xiàn)為下列2種情況：
①當(dāng)磨煤機的組合方式改變時，每根受熱管的壁溫有較大的波動。
當(dāng)磨煤機的組合方式改變時，末再每根受熱管的壁溫有較大的波動，圖8、圖9和圖10列出了磨煤機的組合方式改變時，相應(yīng)受熱管的爐內(nèi)、爐外和運行測點的壁溫差。
從圖8至圖10可見：當(dāng)磨煤機組合方式改變時，尤其是低負(fù)荷(230 MW)，壁溫有較大的波動，此時I8 -1在不同磨煤機組合時溫度相差達130℃，04 -1和08 -1的波動值均達到97℃，T4 -1和T8 -1的波動值也均達到93℃，因此，在低負(fù)荷時，磨煤機組合方式對末再壁溫具有較大的影響，而高負(fù)荷時的影響不大，由運行測點測得的最大壁溫的波動值為28℃，出現(xiàn)在運行測點T2 -1處。
②磨煤機組合方式不同，同屏管子的壁溫?zé)崞钜嘤兴町悾谀承┠ッ簷C組合時（如A、C、D磨），同排管子的壁溫?zé)崞钶^大。
表5和表6列出了機組負(fù)荷分別為230 MW和260 MW，磨煤機組合方式改變時，末再同屏受熱管的爐內(nèi)、爐外和運行測點壁溫的最大熱偏差。表5末再同屏受熱管的爐內(nèi)、爐外和運行測點測得的最
當(dāng)磨煤機組合方式分別為A、B、C、D，B、C、D，A、C、D和A、B、C時，同屏受熱管運行測點壁溫的最大熱偏差分別為77℃、52℃、70℃和66℃。
當(dāng)磨煤機組合方式為A、C、D時，受熱管的最大熱偏差最大，特別是機組負(fù)荷為230 MW時，爐外壁溫的最大熱偏差高達164℃，與此對應(yīng)運行測點的最大熱偏差也高達156℃，而機組負(fù)荷為260 MW時，爐外壁溫的最大熱偏差高達118℃，與此對應(yīng)運行測點的最大熱偏差也高達119℃，而磨煤機組合方式為A、B、C、D時，受熱管的最大熱偏差相對較小，機組負(fù)荷為230 MW時，爐外壁溫的最大熱偏差為82℃，與此對應(yīng)運行測點的最大熱偏差為81℃，而機組負(fù)荷為260 MW時，爐外壁溫的最大熱偏差為61℃，與此對應(yīng)運行測點的最大熱偏差為59℃。
與此同時，隨著機組負(fù)荷的升高，末再的管屏之間熱偏差和受熱管的壁溫波動也趨于減小，當(dāng)機組負(fù)荷為280 MW時，在不同磨煤機組合時運行測點的最大熱偏差僅77℃。
為了便于從多角度分析該問題，試驗過程中同時測量了各工況的末再入口煙溫如表7所示。
鍋爐中間儲倉、熱風(fēng)送粉四角切圓燃燒方式，在爐膛出口很容易發(fā)生煙溫偏斜現(xiàn)象，而末再恰好布置于折煙角的上方，其次，磨煤機的投運方式與上二層三次風(fēng)的的投運密切相關(guān)。因此，磨煤機的投運方式必然影響末再的壁溫，從表7可見：當(dāng)磨煤機組合方式為A、C、D時（工況3），末再人口的煙溫并不高( 764℃)，但末再壁溫的熱偏差卻較大，從表2可見停B磨即停爐膛2、4號角上層三次風(fēng)，而且工況3停用了7號給粉機，如表3所示，即停用了爐膛3號角第5層一次風(fēng)，因而在水平煙道產(chǎn)生煙溫偏斜，沿爐寬方向（末再第1排管到第68排管）末再壁溫有上升的趨勢，末再的A側(cè)壁溫偏高，而工況8由于給粉機全投，因此末再壁溫沿水平煙道方向分布為中間高兩側(cè)低。可見，在爐膛1號角給粉機全投的情況下，避免同時停用爐膛3號角的多臺給粉機。
由圖1至圖7可見：當(dāng)磨煤機的投運方式為A、B、C、D時，受熱管的熱偏差較小，而且壁溫相對較低，因此，本文推薦磨煤機的投運方式為A、B.C.D。
3.2穩(wěn)定負(fù)荷試驗
從前面的試驗數(shù)據(jù)看，隨著機組負(fù)荷的增加，末再的管壁溫度和入口煙溫均有增加的趨勢，但不明顯。但是，機組負(fù)荷較低時，若磨煤機的組合方式改變，末再管子的壁溫變化和同屏之間的熱偏差均比較大；而機組負(fù)荷較高時，末再管子的壁溫變化和同屏之間的熱偏差均相對較小，說明鍋爐的負(fù)荷調(diào)節(jié)性能有待于改善。因此，在低負(fù)荷運行時，建議磨煤機的投運方式為A、B、C、D，并密切注意末再壁溫的變化，防止末再超溫運行。
4、末再壁溫安全性的討論
根據(jù)美國ASME標(biāo)準(zhǔn)以及我國GB9222 - 88標(biāo)準(zhǔn)進行強度計算，由管內(nèi)工質(zhì)壓力、管子外徑及壁厚和材料的許用應(yīng)力等可以計算受熱管壁厚中間點的最高允許溫度，同時考慮一定的裕度，可以近似認(rèn)為管壁中間點的最高允許溫度為管子外壁的最高允許溫度；另外材料本身的抗氧化能力也影響管子外壁的最高允許溫度，在工程上常取二者較低值作為管子外壁的最高允許溫度。經(jīng)過分析計算，對于末再D57×4的管子（注：D57×4.5的管子由于管壁較厚，最高允許溫度相對較高），下列材料的管子外壁的最高允許溫度見表8。
由圖1至圖6可以大致估計末再的爐內(nèi)和爐外壁溫差，當(dāng)機組負(fù)荷為230 MW時，末再的爐內(nèi)、爐外壁溫差約為78℃；當(dāng)機組負(fù)荷為260 MW時，末再的爐內(nèi)、爐外壁溫差約為62℃。
由于本爐末再出口的爐外管子的二側(cè)均保留有管材為12CrlMoV的管段，其最高允許溫度為580℃，在試驗過程中，在某些工況的爐外溫度已超過580℃，存在明顯超溫現(xiàn)象。當(dāng)爐外溫度為580℃時，則在機組負(fù)荷為230 MW時，爐內(nèi)溫度大致為：580+ 78：658℃，在機組負(fù)荷為260 MW及280 MW時，爐內(nèi)溫度大致為：580+62：642℃。對于材質(zhì)為TP 374 H的管子，其最高允許溫度為701℃，不存在超溫現(xiàn)象；對于材質(zhì)為鋼102的管子，其最高允許溫度為600℃，存在嚴(yán)重超溫現(xiàn)象，如有條件，建議將末再的其它各排管屏的第1、2根管子的材質(zhì)更換為TP 347 H。
此外，在試驗過程中，運行測點和試驗過程中安裝的爐外測點記錄的溫度基本相同，略有差異是由于記錄時間的差異，說明運行監(jiān)視用的運行測點和本次試驗安裝的爐外測點是準(zhǔn)確可靠的。
5、結(jié) 論
試驗發(fā)現(xiàn)：機組負(fù)荷和磨煤機組合方式對末再的壁溫均有顯著的影響，在運行過程應(yīng)該密切監(jiān)視末再的壁溫變化，以便適時采用措施，避免末再超溫運行。
5.1 試驗安裝的末再的爐內(nèi)、爐外試驗測點與運行測點的變化趨勢基本一致，并且一一對應(yīng)，說明運行測點和試驗期間安裝的測點均準(zhǔn)確可靠，可用于試驗分析和運行監(jiān)視。
5.2當(dāng)磨煤機的組合方式改變時，每根受熱管的壁溫也有較大的差異，同屏管子的壁溫?zé)崞钜嘤兴煌谀承┠ッ簷C組合時（如A、C、D磨），同排管子的壁溫?zé)崞钶^大，特別是機組負(fù)荷為230 MW時，應(yīng)該盡量避免投運A、C、D磨。當(dāng)磨煤機的投運方式為A、B、C、D時，受熱管的熱偏差較小，而且壁溫相對較低，因此，本文推薦磨煤機的投運方式為A、B、C、D。
5.3隨著機組負(fù)荷的增加，末再的管壁溫度和入口煙溫均有增加的趨勢，但不明顯。當(dāng)機組負(fù)荷較低時，若磨煤機的組合方式改變，末再管子的壁溫變化和同屏之間的熱偏差均比較大；而且機組負(fù)荷較高時，末再管子的壁溫變化和同屏之間的熱偏差均相對較小。在低負(fù)荷時，要注意選擇適當(dāng)?shù)哪ッ簷C組合，保證運行測點的溫度不超過580℃。
5.4為了防止煙溫偏斜，在爐膛1號角給粉機全投的情況下，避免同時停用爐膛3號角的多臺給粉機。
5.5在某些工況，材質(zhì)為鋼102的管子存在嚴(yán)重超溫現(xiàn)象，如有條件，建議將末再的其它各排管屏的第1、2根管子的材質(zhì)更換為TP 347 H。
5.6第57排管屏的第1根管子的壁溫明顯偏高，懷疑該管內(nèi)有焊瘤或其它異物堵塞，致使該管蒸汽流量偏小，管壁溫度偏高。建議在停爐檢修期間檢查該管，當(dāng)需要部分更換該管時，應(yīng)進行通球試驗，確保該管無異物堵塞。
相關(guān)生物質(zhì)鍋爐顆粒機產(chǎn)品：
1、
生物質(zhì)蒸鍋
2、
秸稈壓塊機
3、
木屑顆粒機
