關(guān)鑫源 姚學(xué)會(huì) 李鑫杰 馮軍濤 張建彪 白立佳

（寧夏京能寧東發(fā)電有限責(zé)任公司 銀川 750400）

超臨界鍋爐末級(jí)過(guò)熱器爆管原因分析及防范措施

關(guān)鑫源 姚學(xué)會(huì) 李鑫杰 馮軍濤 張建彪 白立佳

（寧夏京能寧東發(fā)電有限責(zé)任公司 銀川 750400）

火力發(fā)電廠鍋爐受熱面四管泄漏防范對(duì)機(jī)組安全穩(wěn)定運(yùn)行至關(guān)重要，四管泄漏涉及鍋爐、金屬、化學(xué)等多個(gè)專業(yè)，與運(yùn)行人員操作水平和檢修質(zhì)量等密切相關(guān)。根據(jù)鍋爐末級(jí)過(guò)熱器爆管，從機(jī)組運(yùn)行前后參數(shù)和檢查情況，對(duì)可能導(dǎo)致爆管的原因進(jìn)行逐一分析，得出了爆管的直接原因。根據(jù)機(jī)組目前運(yùn)行存在的問(wèn)題，提出和制定了相應(yīng)的預(yù)防措施，對(duì)同類型超臨界鍋爐安全穩(wěn)定運(yùn)行有一定參考價(jià)值。

鍋爐 末級(jí)過(guò)熱器 爆管 氧化皮 熱偏差 壁溫 超溫

某廠2×660MW—HG-2210/25.4-YM16型鍋爐是哈爾濱鍋爐廠自主開(kāi)發(fā)制造的燃煤超臨界壓力變壓運(yùn)行，一次中間再熱，π型布置，單爐膛，尾部雙煙道，全鋼架，懸吊結(jié)構(gòu)，采用不帶再循環(huán)泵的大氣擴(kuò)容式啟動(dòng)系統(tǒng)的直流660MW鍋爐。制粉系統(tǒng)采用中速磨直吹式，每臺(tái)爐配6臺(tái)ZGM113G-Ⅱ型中速磨煤機(jī)，5運(yùn)1備，煤粉細(xì)度R90=18%。鍋爐燃燒器采用墻式切圓燃燒，主燃燒器布置在水冷壁的四面墻上，每層4只對(duì)應(yīng)一臺(tái)磨煤機(jī)。SOFA燃燒器布置在主燃燒器區(qū)上方的水冷壁的四角，以實(shí)現(xiàn)分級(jí)燃燒降低NOx排放。

鍋爐過(guò)熱器系統(tǒng)按蒸汽流程依次分為頂棚過(guò)熱器、包墻過(guò)熱器、中隔墻過(guò)熱器、低溫過(guò)熱器、分隔屏過(guò)熱器和末級(jí)過(guò)熱器。末級(jí)過(guò)熱器位于折焰角正上方，沿鍋爐爐寬度方向排列共34屏，管屏間距為550mm。每片管組由19根管子繞制而成，管子的直徑為φ63/φ51mm，材質(zhì)為SA213-TP347H和SA213-T91。

#2機(jī)組于4月3日調(diào)停檢修后并網(wǎng)運(yùn)行，4月5 日18:00分機(jī)組負(fù)荷599MW、給煤量340t/h、主蒸汽壓力24.42MPa、主汽流量1948t/h、主給水流量1957 t/h、總風(fēng)量2013t/h，18:05分爐管泄漏檢測(cè)裝置#22點(diǎn)超上限報(bào)警，判斷為鍋爐末級(jí)過(guò)熱器附近泄漏。

1 機(jī)組停運(yùn)檢查及檢測(cè)

1.1 宏觀檢查

停爐冷卻后，檢修人員進(jìn)入#2鍋爐折焰角上部檢查，檢查發(fā)現(xiàn)泄漏位置位于鍋爐右側(cè)末級(jí)過(guò)熱器左數(shù)第30屏入口段第4根管彎頭處。爆管破口斷裂面粗糙不平整，邊緣呈鈍邊，破口附近有眾多平行于破口的軸向裂紋。破口位置在爆管后受到瞬間沖擊力穿過(guò)第29、28屏至第27屏處，爆口受到泄漏蒸汽動(dòng)量沖擊彎曲呈約35°形狀張口，并將多屏管排沖撞出列。初步判斷為超溫引起爆管。

1.2 爆口管段材質(zhì)和聯(lián)箱內(nèi)窺鏡檢測(cè)

查閱出廠圖紙?jiān)摬课辉O(shè)計(jì)材質(zhì)為SA213-TP347H，現(xiàn)場(chǎng)光譜確認(rèn)材質(zhì)與設(shè)計(jì)相符。對(duì)末級(jí)過(guò)熱器第30屏第4根和出入口聯(lián)箱內(nèi)部進(jìn)行內(nèi)窺鏡檢查，未發(fā)現(xiàn)異物，內(nèi)部清潔，排除檢修異物堵塞爆管。

2 末級(jí)過(guò)熱器爆管原因分析

2.1 氧化皮檢測(cè)統(tǒng)計(jì)分析

截止此次停機(jī)累計(jì)運(yùn)行約16000h，初步判斷管內(nèi)已達(dá)到氧化皮產(chǎn)生高峰期，因此檢修時(shí)對(duì)末級(jí)過(guò)熱器氧化皮進(jìn)行了全面檢查，檢查結(jié)果見(jiàn)表1。

表1 末級(jí)過(guò)熱器氧化皮檢查結(jié)果

對(duì)#2鍋爐末級(jí)過(guò)熱器不銹鋼彎頭全部檢測(cè)，發(fā)現(xiàn)有27根彎頭產(chǎn)生氧化皮脫落堆積，經(jīng)檢測(cè)、復(fù)測(cè)、定性、定量分析：有14根占管徑截面達(dá)1/3以上，需割管清理，其余氧化皮占截面小于1/3，采用專用設(shè)備將其驅(qū)動(dòng)打散，減小堆積高度，消除堵塞風(fēng)險(xiǎn)，不會(huì)阻礙蒸汽的通流而影響熱交換，故不需割管清理，予以記錄以便監(jiān)督檢查。

對(duì)氧化皮脫落堆積占管徑截面達(dá)1/3以上末級(jí)過(guò)熱器14根管圈進(jìn)行割管清理發(fā)現(xiàn)所割管內(nèi)氧化皮脫落堆積量及管內(nèi)壁附著氧化皮量較少，不足以達(dá)到脫落堵塞爆管的程度，故排除氧化皮脫落堵塞超溫爆管。

2.2 末級(jí)過(guò)熱器熱偏差分析

引起鍋爐過(guò)熱器超溫的原因主要有兩方面[1]：一是煙氣側(cè)的原因，除燃燒方式設(shè)計(jì)因素外，由于煤質(zhì)變化、燃燒調(diào)整不當(dāng)、火焰中心上移、鍋爐漏風(fēng)及火焰行程延長(zhǎng)等使各管吸熱不一致也會(huì)引起熱偏差；另一方面是蒸汽側(cè)由于流量偏差以及工質(zhì)流速低引起的熱偏差。

導(dǎo)致煙氣側(cè)熱偏差主要有以下幾方面的原因：1）燃燒方式。在四角切圓燃燒鍋爐中，由于殘余旋轉(zhuǎn)的影響，在水平煙道左、右兩側(cè)煙氣存在一定的溫度和速度差，從而造成兩側(cè)管屏的輻射傳熱、對(duì)流傳熱及溫差的不同[2]。2）煤質(zhì)變化或磨煤機(jī)運(yùn)行不穩(wěn)定，造成燃燒惡化或爐內(nèi)流場(chǎng)變化，引起煙道寬度方向以及沿過(guò)熱器和再熱器高度方向的吸熱偏差[3]。3）燃燒調(diào)整造成火焰行程延長(zhǎng)或火焰中心上移，也會(huì)引起沿寬度和高度方向上各管屏的吸熱偏差。

蒸汽流量偏差主要由設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)引起的，從鍋爐后期運(yùn)行優(yōu)化的角度考慮，無(wú)法改變?cè)摬糠至髁糠峙?。爐膛出口煙氣溫度偏差是指爐膛水平和垂直出口截面中熱流分布不均。煙氣溫度或速度的不均勻性可導(dǎo)致位于出口截面附近受熱面金屬溫度不一致。在極端惡劣工況下，高于平均金屬溫度區(qū)域的管子對(duì)過(guò)熱爆管可能較為敏感。

圖1 #2爐末級(jí)過(guò)熱器屏間壁溫偏差系數(shù)分布曲線（從爐左至爐右）

圖1為#2爐燃燒調(diào)整試驗(yàn)得出的末級(jí)過(guò)熱器屏間壁溫偏差系數(shù)分布曲線。根據(jù)#2鍋爐燃燒調(diào)整試驗(yàn)可知：#2鍋爐末級(jí)過(guò)熱器屏間壁溫偏差系數(shù)最大在1.4左右，末級(jí)過(guò)熱器布置在爐膛折焰角上部，其中有較大比例的吸熱量為輻射吸熱，該鍋爐為逆時(shí)針墻式切圓，在水平煙道內(nèi)存在殘余旋轉(zhuǎn)，使得右側(cè)吸熱量較強(qiáng)。

2.3 末級(jí)過(guò)熱器超溫統(tǒng)計(jì)分析

從燃燒調(diào)整試驗(yàn)結(jié)果可知#2鍋爐運(yùn)行中存在熱偏差，爐右溫度明顯高于爐左，且本次爆管部位恰好位于爐右側(cè)，故對(duì)末級(jí)過(guò)熱器第25-34屏管排壁溫超過(guò)高限值600℃的管子進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，統(tǒng)計(jì)時(shí)間為上次啟機(jī)至本次停機(jī)，共計(jì)217天。

末級(jí)過(guò)熱器每個(gè)管屏僅在第1、2、10、16管圈安裝壁溫測(cè)點(diǎn)，現(xiàn)有測(cè)點(diǎn)不能完全反映末級(jí)過(guò)熱器管屏運(yùn)行情況。#30排管屏第4根管無(wú)壁溫測(cè)點(diǎn)，運(yùn)行過(guò)程中無(wú)法監(jiān)視是否超溫。從表2末級(jí)過(guò)熱器管壁超溫統(tǒng)計(jì)結(jié)果可以看出：爐右管屏普遍存在壁溫偏高現(xiàn)象，其中#30和#31管排壁溫超高限值600℃累計(jì)時(shí)間最長(zhǎng)，累計(jì)次數(shù)最多，壁溫最大值高于其他管屏。結(jié)合熱偏差分析可知：30、31、32管屏區(qū)域?yàn)闇囟茸罡邊^(qū)域。

表2 末級(jí)過(guò)熱器管壁超溫統(tǒng)計(jì)

2.4 管壁實(shí)際運(yùn)行溫度計(jì)算分析

沿爐膛高度的吸熱不均勻性主要與鍋爐容量大小、爐內(nèi)燃燒器布置、運(yùn)行方式、燃料種類及受熱面布置情況有關(guān)[4]，其值的大小主要取決于受熱面在煙道中的位置，一般水平煙道上部的熱負(fù)荷小于下部，爐膛出口偏差最大。過(guò)熱器不同管屏處在不同的煙溫區(qū)域，導(dǎo)致不同區(qū)域管屏管壁溫度也不相同，即使同管屏的不同管圈，管壁溫度也存在偏差。過(guò)熱器的設(shè)計(jì)工況、材料、規(guī)格等因素也會(huì)導(dǎo)致管屏溫度不均勻[5-6]。

管子外壁溫度計(jì)算公式為[7-8]：式中：

tj——計(jì)算點(diǎn)管內(nèi)介質(zhì)溫度，℃；

μ ——熱量均流系數(shù)；

α2——計(jì)算點(diǎn)管子內(nèi)壁對(duì)介質(zhì)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)，kW／(m2·℃)；

qmax——計(jì)算點(diǎn)管子外壁沿周界最高熱負(fù)荷，kW／(m2)；

δ ——計(jì)算管壁厚度，m；

λ ——管壁鋼材熱導(dǎo)率，kW／(m·℃)；β ——管子外徑與內(nèi)徑比；

沿爐膛高度的吸熱不均勻系數(shù)計(jì)算如下[2]：

式中：

Z ——相對(duì)系數(shù)，Z = z/a；

z ——計(jì)算壁溫點(diǎn)與壁溫測(cè)量元件距離，mm；

a ——壁溫測(cè)量元件至末級(jí)過(guò)熱器入口段彎頭距離，mm。

以主蒸汽額定溫度571℃來(lái)計(jì)算，考慮沿爐膛高度的吸熱不均勻系數(shù)，爐內(nèi)管壁彎頭處外壁溫度可達(dá)623.65℃。

末級(jí)過(guò)熱器溫度測(cè)點(diǎn)安裝在靠近出口集箱的短管上，熱電偶（WRNT2-11型，測(cè)溫誤差約0.75%）安裝在管子金屬基體外表面，這樣測(cè)量值為該點(diǎn)金屬溫度[9]。根據(jù)經(jīng)驗(yàn)對(duì)運(yùn)行中實(shí)時(shí)傳輸?shù)臏囟燃?0℃的修正值，修正后的數(shù)據(jù)值作為危險(xiǎn)點(diǎn)部位管壁金屬外壁溫度[10]。

查閱表3哈爾濱鍋爐廠有限責(zé)任公司出廠資料“鍋爐末級(jí)過(guò)熱器壁溫計(jì)算結(jié)果匯總表”，以末級(jí)過(guò)熱器蒸汽入口段為計(jì)算點(diǎn)，末級(jí)過(guò)熱器#30屏第4根管允許管壁溫度為641℃。當(dāng)測(cè)量壁溫達(dá)到600℃時(shí)，末級(jí)過(guò)熱器爐內(nèi)外壁溫度約673.65℃，已超出設(shè)計(jì)允許管壁溫度。如果考慮爐內(nèi)殘余旋轉(zhuǎn)引起的煙氣側(cè)流量和煙氣溫度偏差以及熱電偶測(cè)量誤差等，將使末級(jí)過(guò)熱器彎頭處管壁外表最大溫度可能接近730℃，已超過(guò)設(shè)計(jì)的允許管子最高外表溫度704℃，不符合《火力發(fā)電廠鍋爐受熱面管監(jiān)督檢驗(yàn)技術(shù)導(dǎo)則》（DL/T 939—2005）6.1條：鍋爐受熱面管壁溫度在設(shè)計(jì)允許范圍內(nèi)之規(guī)定[11]。

表3 鍋爐末級(jí)過(guò)熱器壁溫計(jì)算結(jié)果匯總表

根據(jù)末級(jí)過(guò)熱器30、31、32管屏氧化皮檢測(cè)結(jié)果可以看出該部位氧化皮產(chǎn)生量相對(duì)較大，而氧化皮生成與溫度直接相關(guān)，故可得出30屏第4根爆管原因?yàn)殚L(zhǎng)期超溫。

2.5 金相分析

4月10日取未爆管和爆管兩處管樣進(jìn)行金相組織分析，結(jié)果顯示：未爆管段TP347H鋼的金相組織變化極小，依然保留了奧氏體的孿晶特征，晶粒中存在一些細(xì)小的晶粒，沒(méi)有析出物特征。爆管段金相組織已發(fā)生了顯著的變化，孿晶特征幾乎消失，且有明顯的析出相分布。SA213-TP347H屬18-8型鉻鎳奧氏體不銹鋼，該類鋼在高溫下長(zhǎng)期服役后由于形成碳化物和σ相會(huì)產(chǎn)生脆化。在奧氏體不銹鋼的敏化溫度區(qū)間400～850℃形成碳化物(Cr23C6)，而σ相(Cr2Fe的金屬間化合物)的形成溫度區(qū)間大約為600～980℃，但不同合金成分的奧氏體鋼析出σ相的溫度區(qū)間和時(shí)間是不同的。奧氏體不銹鋼中鈦、鈮、鉬、硅等形成鐵素體元素時(shí)，鉻促使σ相從鐵素體中形成[12]。碳化物相和σ相在金相上的分布一般集中在晶界上，在材料長(zhǎng)期服役后高溫析出相沿晶界不斷析出形成連續(xù)的脆性相，極易沿晶斷裂，嚴(yán)重降低鋼的持久壽命和熱疲勞壽命[13]。歷次檢修中未根據(jù)超溫統(tǒng)計(jì)情況對(duì)超溫管段抽查測(cè)量脹粗和金相組織，不符合《火力發(fā)電廠鍋爐受熱面管監(jiān)督檢驗(yàn)技術(shù)導(dǎo)則》（DL/T 939—2005）6.6.6條：應(yīng)根據(jù)運(yùn)行中高溫過(guò)熱器的超溫情況，抽查管子脹粗及金相組織之規(guī)定。

圖2 SA213-TP347H未爆管組織(400×)

圖3 SA213-TP347H爆管組織(400×)

3 防范措施

由于機(jī)組運(yùn)行至今從未發(fā)生超溫引起的爆管事故，運(yùn)行人員對(duì)于長(zhǎng)周期運(yùn)行中部分管壁溫度多次小幅跨限偏高與管材壽命的關(guān)系規(guī)律經(jīng)驗(yàn)總結(jié)不足，實(shí)際操作中對(duì)管壁測(cè)點(diǎn)溫度、管壁實(shí)際溫度、允許管壁溫度、控制溫度和報(bào)警溫度等壁溫計(jì)算原理和概念沒(méi)有深入理解，導(dǎo)致個(gè)別偏差管壁溫在變工況下處于瀕臨越限、偶有超溫、長(zhǎng)期累積過(guò)熱的狀態(tài)，加之防磨防爆檢查重點(diǎn)區(qū)域管束的預(yù)防性抽檢與控制工作不夠全面，對(duì)超溫管段高溫持久強(qiáng)度劣化缺陷預(yù)估不足，最終導(dǎo)致了本次超溫爆管事件，為此制定以下措施逐步控制壁溫在安全范圍內(nèi)：

1）根據(jù)#2機(jī)組運(yùn)行情況確定壁溫高限值，從原先600℃降低到590℃[14]，以確保壁溫在安全允許范圍內(nèi)。

2）在燃燒偏差沒(méi)有有效解決前，從熱力學(xué)理論、測(cè)點(diǎn)準(zhǔn)確性、鍋爐運(yùn)行特點(diǎn)、汽溫額定保證等方面深入開(kāi)展過(guò)熱器出口壁溫上限值合理優(yōu)化工作。

3）運(yùn)行過(guò)程中加強(qiáng)燃燒調(diào)整，防止出現(xiàn)運(yùn)行超溫和升降溫速率過(guò)快現(xiàn)象，對(duì)易超溫管屏重點(diǎn)監(jiān)督。

4）對(duì)高溫區(qū)域和易產(chǎn)生氧化皮管子加裝熱工測(cè)點(diǎn)，并對(duì)原有熱工測(cè)點(diǎn)檢查校驗(yàn)，確保集熱塊滿焊，對(duì)集熱塊增加局部保溫。

5）制定切實(shí)可行的受熱面管金屬監(jiān)督計(jì)劃，在后續(xù)檢修中逐步安排實(shí)施。

6）開(kāi)展運(yùn)行績(jī)效考核，對(duì)各運(yùn)行值的小指標(biāo)如蒸汽壓力、溫度、金屬壁溫等開(kāi)展值際競(jìng)賽和考核。

7）由于長(zhǎng)期超溫管段沒(méi)有有效的現(xiàn)場(chǎng)檢查手段，表面無(wú)明顯現(xiàn)象，結(jié)合投產(chǎn)以來(lái)的實(shí)際超溫統(tǒng)計(jì)與檢查統(tǒng)計(jì)，研究確定更換具有類似超溫特性的區(qū)域管屏。考慮對(duì)個(gè)別偏差管管材進(jìn)行升級(jí)換代，從而減少運(yùn)行頻繁調(diào)整和檢修逢停割管的作業(yè)風(fēng)險(xiǎn)。末級(jí)過(guò)熱器超溫區(qū)域第30、31、32管屏由粗晶SA213-TP347H改細(xì)晶TP347HFG內(nèi)壁噴丸，進(jìn)一步加強(qiáng)管材抗高溫氧化能力。

8）堅(jiān)持“逢停必查”的原則，對(duì)投產(chǎn)至今爆管部位和缺陷集中部位重點(diǎn)檢查，對(duì)發(fā)現(xiàn)問(wèn)題部位進(jìn)行擴(kuò)大性檢查。對(duì)氧化皮脫落堆積超標(biāo)的管子及時(shí)進(jìn)行檢查清理，對(duì)氧化皮脫落未超標(biāo)管子的氧化皮堆積量和超溫現(xiàn)象進(jìn)行監(jiān)督跟蹤。不斷加強(qiáng)防磨防爆人員隊(duì)伍建設(shè)，提高專業(yè)人員的防磨防爆技術(shù)水平。

9）按照“四不放過(guò)”原則，做好“四管”泄漏事故原因分析，對(duì)四管泄漏如實(shí)記錄泄漏前機(jī)組運(yùn)行工況及處理措施。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)情況查明原因，明確責(zé)任，吸取教訓(xùn)，采取相應(yīng)的改進(jìn)措施。

4 結(jié)論

通過(guò)對(duì)#2鍋爐末級(jí)過(guò)熱器氧化皮檢測(cè)、熱偏差、超溫統(tǒng)計(jì)、管壁實(shí)際運(yùn)行溫度計(jì)算和金相組織分析可知：末級(jí)過(guò)熱器30屏4號(hào)管爆管主要原因?yàn)殚L(zhǎng)期超溫，管壁壁溫超過(guò)設(shè)計(jì)的允許管子最高外表溫度，運(yùn)行和檢修中未嚴(yán)格執(zhí)行《火力發(fā)電廠鍋爐受熱面管監(jiān)督檢驗(yàn)技術(shù)導(dǎo)則》（DL/T 939—2005）中相關(guān)要求。超溫運(yùn)行使得SA213-TP347H奧氏體不銹鋼的σ相從鐵素體中形成進(jìn)而降低了鋼的持久壽命和熱疲勞壽命，加之爐內(nèi)燃燒波動(dòng)，使煙氣側(cè)和蒸汽側(cè)工質(zhì)瞬間擾流導(dǎo)致爆管。建議運(yùn)行過(guò)程中加強(qiáng)對(duì)鍋爐受熱面壁溫檢測(cè)和預(yù)警，做到風(fēng)險(xiǎn)預(yù)控和消除，確保鍋爐安全運(yùn)行。

[1] 樊泉桂，閆維平．鍋爐原理[M]．北京：中國(guó)電力出版社，2004：153-158.

[2] 趙洪宇，羅志浩，陳波．600MW超臨界直流鍋爐汽溫偏差的分析及改進(jìn)[J]．浙江電力，2010(3)：30-34. [3] 毛衛(wèi)華．600MW機(jī)組鍋爐主再熱汽溫左右側(cè)偏差大的原因分析及處理[J]．電力與電工，2010，30（1）：44-45.

[4] 鄭昌浩，徐旭常，等．電站鍋爐對(duì)流過(guò)熱器和再熱器壁溫?cái)?shù)值計(jì)算方法的研究[J]．動(dòng)力工程，2000，20(4)：730-733.

[5] 劉彤．電站鍋爐承壓部件壽命分析及在線監(jiān)測(cè)[D]．北京：華北電力大學(xué)，2007.

[6] 趙星海．電站鍋爐后屏過(guò)熱器管壁溫度的數(shù)值計(jì)算[J]．東北電力技術(shù)，2002，8：14-16.

[7] 趙星海，魏春明，辛國(guó)華．電站鍋爐屏式過(guò)熱器管壁溫度的數(shù)值分析方法[J]．鍋爐技術(shù)，2004，35(6)：14-17.

[8] 王芳，唐必光，等．屏式過(guò)熱器三維管壁溫度分布計(jì)算方法[J]．電站系統(tǒng)工程，2004，2：19-20.

[9] 袁益超，劉幸拯，等．大型電站鍋爐煙溫與汽溫分布理論分析與試驗(yàn)研究[J]．中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2002，22(12)：56-61.

[10] 柳光池，楊棟．過(guò)熱器再熱器在線監(jiān)測(cè)技術(shù)在壽命監(jiān)測(cè)中的應(yīng)用[J]．華東電力，2004，32(7)：5-7.

[11] DL/T 939—2005 火力發(fā)電廠鍋爐受熱面管監(jiān)督檢驗(yàn)技術(shù)導(dǎo)則[S].

[12] 王志文，張而耕．奧氏體不銹鋼使用中值得注意的幾個(gè)問(wèn)題進(jìn)[J]．化工機(jī)械，2002，29(6)：363-365.

[13] 高榮，張少軍．TP347H不銹鋼高溫過(guò)熱器爆管原因分析[J]．內(nèi)蒙古電力，2013，31(1)：116-122.

[14] 成志紅．超臨界600MW機(jī)組鍋爐末級(jí)過(guò)熱器爆管原因分析及預(yù)防措施[J]．熱力發(fā)電，2011，40，7：81-83.

Cause Analysis and Preventive Measures of Tube Burst in Final-stage Superheater of Supercritical Boiler

Guan Xinyuan Yao Xuehui Li Xinjie Feng Juntao Zhang Jianbiao Bai Lijia
(Ningxia Jingneng Ningdong Electric Power Co., Ltd. Yinchuan 750400)

It is very important for the safety and stability of the four units to prevent leakage of the boiler's heating surface in the thermal power plant. The leakage of the four tubes is related to boiler, metal, chemistry and so on, and is closely related to the operation level and service quality. According to the boiler super heater tube burst, from the parameters and check situation before and after the operation of the unit, the potential causes of explosion were analyzed one by one, the direct cause of the tube burst was obtained. According to the problems existing in the operation of the unit, the corresponding preventive measures are put forward and developed, which have certain reference value for the safe and stable operation of the same type supercritical boiler.

Boiler Final-stage superheater Tube burst Oxide scale Thermal deviation Wall temperature Over temperature

X933.2

B

1673-257X(2017)05-0076-05

10.3969/j.issn.1673-257X.2017.05.017

關(guān)鑫源(1987～)，男，碩士，從事鍋爐設(shè)備檢修工作。

關(guān)鑫源，E-mail: lzjtugxy@126.com。

2016-11-07）