超超临界锅炉氧化皮综合治理(吕四港)文档格式.doc
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主蒸汽温度
℃
571
主蒸汽压力
MPa
25.4
25.30
25
19.7
再热进口压力/温度
MPa/℃
4.54/317
4.33/305
3.477/293
2.353/289
再热出口压力/温度
4.33/569
4.13/569
3.314/569
2.241/569
再热蒸汽流量
1614
1542
1228
836
给水温度
282
280
265
242
2、高温受热面系统概况
2.1、高温受热面材质分布情况
高温受热面主要材质为SA-213TP347H和A-213S30432，只有少量的SA-213TP310HCbN。
如图2：
图2高温受热面管材分布示意图
Fig．2HighTemperatureHeatingSurfacespipedistributiondiagram
后屏过热器
末级过热器
末级再热器
2.2、高温受热面下部弯头布置情况及节流圈数量
根据锅炉温度场分布及受热面设计管材情况，容易产生氧化皮剥落的管圈为后屏、末级过热器及高温再热器，氧化皮剥落后沉积在底部U型弯头处或受热面入口的节流孔。
具体部位数量分布如表2：
表2高温受热面节流孔及管屏
高温受热面
节流孔个数
节流孔尺寸范围Φ（mm）
节流孔规格种数
U型弯（个）
屏数（个）
根/屏
544
11.2-17.6
6
665
35
19
525
8.8-13.7
5
840
56
15
728
10-13.1
770
70
11
3、氧化皮剥落检查处理情况
2011年以来，四台机组相继出现的大面积氧化皮剥落，检修被迫进行大规模割管清理氧化皮，四台炉平均割管约1500根。
3.1调试主要节点及氧化皮清理统计
表3机组调试运行主要节点
调试项目
1号炉
2号炉
3号炉
4号炉
酸洗
2009-03-18
2009-06-11
2009-11-04
2010-01-29
吹管
2009-04-10
2009-07-04
2009-11-28
2010-03-06
168小时结束
2010-03-14
2010-03-31
2010-06-06
凝结水加氧时间
2010-11-28
2010-11-30
2010-12-16
给水加氧时间
2010-12-04
2010-12-22
2010-12-23
运行小时（h）
9284
10890
14739
7567
168小时后起停
4
3
大量清理氧化皮时间
2011-05-08
2011-06-03
2011-07-07
2011-07-28
2012-01-25
2012-02-18
2011-04-23
2011-05-19
末过（共840个）
9
289
后屏（共665个）
85
67
255
37
末再入口（共770个）
630
末再出口（共770个）
1
3.2氧化皮的主要特征介绍
射线检测抽查：
对氧化皮专项检测，进行射线部分复核抽查，并且进行割管确认。
氧化皮堵塞超过管子通径1/3（如图3），均已存在氧化皮堵塞爆管风险。
图3高温受热面中氧化皮
Fig．3TheoxidescaleoftheHighTemperatureHeatingSurfaces
节流孔中堵塞的氧化皮
高再入口弯头处堵塞氧化皮剖面图
3.3氧化皮的重量统计
实际检查结果，高温再热器、高温过热器管内氧化皮大量脱落在下弯头处积聚堵塞（多数为TP347H和少量S30432管材脱落所致）。
高温受热面下弯头氧化皮堆积量进行称重统计结果如下：
后屏过热器管屏下弯头割管，超标管内氧化皮重量一般在45g---70g左右，氧化皮剥落形态较细，呈现粉末状；
高温过热器管屏下弯头氧化皮超标管进行割管，氧化皮称重一般在60g---100g左右，氧化皮剥落形态较细，呈现粉末状；
高温再热器入口管屏下弯头氧化皮数量很多，割管取出氧化皮进行抽检称重，氧化皮重量偏多，一般在100g---600g左右，氧化皮剥落形态较大，呈现片状。
末再氧化皮的剥落情况最为严重。
如图4：
图4氧化皮形态及重量
Fig．4Theshapeandweightoftheoxidescale
高再入口管屏3-10称重621克
4锅炉存在问题汇总
4.1增加锅炉受热面壁温测点
厂家规定额定主及再热汽温控制在600℃，两侧蒸汽温度偏差小于10℃。
受热面金属温度不超过报警值。
4台机组的主热汽温累计值分别为592℃、592℃、591℃、592℃。
4台机组再热汽温累计值分别为592℃、590℃、591℃、590℃。
在正常运行中，在原锅炉初设的壁温测点中未发现超温情况。
图5高温受热面壁温测点分布示意图
Fig．5HighTemperatureHeatingSurfacetemperaturemeasurementpointsdistributiondiagram
锅炉厂给定的高温受热面测点共26点，如图5。
且70%的壁温点加在最外圈受热面外圈，最外圈。
由于没有加装节流圈，在整个管屏中流量最大，壁温处于最低值。
壁温加装点不能很好的监视受热面的状态。
如图6：
图6高温受热面壁温分布曲线
Fig．6ThedistributioncurveofHighTemperatureHeatingSurfacetemperature
由于测点加装不合理，锅炉运行存在隐性超温，超温情况没能及时发现并进行消除，再加上TP347H材料在高温区域抗氧化性不强，导致短期（10000h）内大量生成，并在机组停机后大量剥落。
4.2后屏、末过和末再存在较大热偏差
1）后屏、末过和末再存在较大热偏差
通过加装壁温测点发现，锅炉在正常运行中过热器和再热器存在比较明显的左右侧热偏差，后屏、末过、末再左右两侧的最大壁温差在65℃以上，呈现左低右高的特性。
根据相关资料，该锅炉的末级过热器和高温再热器的壁温差在同类型锅炉中属于比较大的。
较大的壁温差，直接导致在额定汽温工况下。
后屏、末过和末再受热面管屏长期处于隐性超温。
为保证锅炉安全稳定运行，锅炉只能被迫降温运行。
2）上层AA风执行机构存在问题
AA风喷口燃烧器存在摆动角度不到位、摆动不灵活、甚至卡死等现象。
通过分析，主要原因为长期裸露在外，活动螺丝丝扣等部件锈蚀严重。
该类问题主要由检修停机来进行处理。
3）过热器和再热器热偏差形成原因分析
受热面左右屏间热偏差，主要是因为逆时针四角切圆在炉膛出口的残余旋转形成。
四角切圆燃烧方式由于着火稳定、燃料燃尽程度高等优点得到了广泛的应用。
但是随着锅炉容量的增大。
炉膛出口的切向动量比锅炉容量更快地增大（炉膛出口的切向动量近似正比与锅炉容量的1．33次方）。
因此，对于660MW机组的锅炉，炉膛出口的残余旋转是非常明显的。
[]
5主要采取的措施
TP347H管材，在高温下运行，由于抗氧化性能较差差，氧化皮急剧生成，当机组停机时，造成氧化皮严重（全部）脱落；
SUP304管材抗氧化性能强于TP347H，氧化皮局部剥落；
SA-213TP310HCbN抗氧化性能最好，无氧化皮脱落现象。
运行机组以控制氧化皮快速生成和脱落为重点。
控制高温受热面管壁温度是防止氧化皮生成的关键。
首先，要解决受热面壁温监视困难的问题，对受热面的壁温进行增加，监视受热面壁温不超限。
严禁超温运行，通过进行燃烧调整最大程度减小热偏差。
5.1加装壁温测点
1）壁温测点工艺要求
（1）安装热接点的管壁部位应严格除锈及杂物，热接点要牢固地压接或熔接在已除锈的壁面上，防止松动或脱落。
（2）测点保温层要密实、贴牢、无裂纹，且具有足够的厚度，以尽可能减少管子向环境的散热。
（3）按照测点温度的范围选择合适的热电偶型式，安装前逐一对热电偶进行校验和选优。
2）加装壁温测点原则
l要监视高温受热面同屏热偏差。
在高温受热面左、中，右各加装整屏壁温测点，监视同屏热偏差。
后屏整屏（9屏、27屏、33屏），每屏19根管。
末过整屏（28屏、44屏、53屏），每屏15根管。
末再整屏（18屏、52屏、63屏），每屏11根管。
l要监视屏间热偏差，判断同屏管圈之间热偏差，监视最高管壁温度区域。
后屏沿炉膛宽度方向，每屏的第10根管进行加装。
末过沿炉膛宽度方向：
双数屏（2、4……56）第7根管进行加装。
末再沿炉膛宽度方向：
双数屏（2、4……70）第6根管进行加装。
如图9
l监视易堵区域温度，防止启动后爆管。
由于高温受热面集箱为端部进汽，主要为集箱中部区域。
后屏集箱中部易积存异物管排14-20屏的下部管圈，如6、7、8、9、10、11、12、13根管，加装49点。
末过集箱中部易积存异物管排25-32屏的第4、5、6、7、8、9、10、11根管，共49点。
2011年7月15日，1号机组停炉检查，对末级过热器第19屏至39屏入口节流孔拍片检查，发现有14个节流孔板堵塞，对节流孔处敲击后拍片，对末级过热器30-10、11根堵塞异物消失。
对后屏过热器第15屏至23屏入口节流孔拍片检查，发现有1个节流孔堵塞，割取堵塞节流孔短管上部弯头；
末级过热器节流孔具体割管位置：
26-9,27-8、9、10、11、12,28-7、8、9、10、12、29-8，后屏过热器节流孔具体割管位置：
19-10；
节流孔内堵塞物主要为氧化皮。
2号锅炉启动过程中，29-7升温速度在195℃以后变慢，与28-7和29-8最大温差在38℃如图7。
对热控测点进行检查，发现温度测点测量正确。
分析该管存在堵塞现象，当启动时，蒸汽处于加热受热面管子状态，由于流量小，改管加热较慢，导致与其他相邻管子出现偏差。
停炉检查后发现，存在氧化皮堵塞，割管后氧化皮状态如图8。
由于启动监视及时，提前预防了启动由于氧化皮堵塞爆管的问题。
图729-7壁温测点曲线
Fig．729-7Walltemperaturemeasurementpointcurve
图8堵塞的氧化皮形态
Fig．8TheFormofthecloggingoxidescale
5.2进行热偏差调整
1）对AA进行反切
该锅炉设计中为了减弱炉膛内空气气流的残余旋转，减少炉膛出口两侧烟温偏差，设置了A－A风，各喷口还可做水平摆动。
A－A风风箱分4个风室，每个风室设置2个喷口即上喷口和下喷口。
A－A风风箱外在高度方向布置4只手动的水平摆动机构，A－A风每个风室内的两只上下喷口组成一组，绕其内部转轴由水平摆动连杆连接到外部手动的水平摆动机构，做左右10°
的摆动。
试验做4个角全部开到最大的反切位置即向右10°
摆动（顺时针方向）。
检修时，在炉内实际检查燃烧器的喷口位置，确保各个AA风喷口摆动到“反切”位置。
试验前工况为：
负荷600MW，B-F制粉系统运行。
主热汽温583/587℃，汽温偏差为5℃；
再热汽温582/589℃，汽温偏差为8℃，过、再热器均未使用减温水。
试验结果如图9：
图9高温受热面屏间热偏差壁温曲线
Fig．9Thethermaldeviationbetweentemperatureheatingsurfacescreenwalltemperaturecurve
反切其他参数变化情况：
反切后，水冷壁最高温度为457℃，后屏最高壁温为601℃，末过最高壁温为612℃，末再最高壁温为629℃。
CO排放浓度保持不变，NOx排放浓度维持在300mg/m3左右，排烟温度和飞灰可燃物含量保持稳定，锅炉热效率保持不变。
通过反切后，壁温偏差调整取得了一定的效果。
但是后屏中间区域的壁温显示较低，末过、末再左侧壁温偏低，制约进一步提高汽温。
末再出口汽温两侧偏差为7℃，末再左右两侧屏间存在40℃左右的热偏差，需要采取其他方法进一步优化。
2）进行AA风摆角组合形式摆动
在距上层煤粉喷嘴上方约5.0m处有四层附加燃尽风AA（AdditionalAir）喷嘴，角式布置，A－A风的设置有利于减少NOx排放量，调节火焰中心。
每只A－A风燃烧器沿其高度设置了4个带内曲拐的外摆动机构，A－A风风室可以做上下30°
通过进行4个角不同步摆动，增加炉膛出口位置气流扰动，缩小偏差。
AA风
1#角
2#角
3#角
4#角
T-1
20%
50%
T-2
70%
T-3
T-4
T-5
T-6
T-7
T-8
T-9
80%
T-10
T-11
T-12
T-13
T-14
具体摆动试验为：
选取负荷为660MW，分别对AA风单个角进行大开度摆动试验，每个工况试验
稳定1个小时。
对该工况下的水冷壁、后屏过热器、末级过热器和末级再热器的最高壁温及壁温偏差进行记录。
由于各项组合十分复杂繁琐，采取如下策略进行逐步优化选择。
如表5T-1至T-8为摸索工况，通过实验，得出T-7工况对最高点壁温影响最为明显。
选取T-7工况为继续实验工况，再进行T-9和T-10进行试验，优选为T-9为继续实验工况，再继续进行T-11和T-12进行试验，优选为T-11为继续实验工况，继续进行T-13和T-14进行试验，最终选择T-13为最佳工况。
得出最佳扰动工况后，可以进行最小变动试验，但从实验结果看，相对于水平位置30%为最佳摆动位置。
T-13试验后的最佳工况各高温受热面屏间热偏差壁温曲线为（图10）：
表5摆动试验工况
Tab．5Swingtestconditions
图10高温受热面屏间热偏差壁温曲线
Fig．10Thethermaldeviationbetweentemperatureheatingsurfacescreenwalltemperaturecurve
过热汽温593/594℃，汽温偏差为1℃，过热器减温水为28T/H。
再热汽温594/594℃，汽温偏差为0℃，再热器减温水关闭。
而过热汽温和再热汽温分别比原先提高8℃和9℃。
但高温受热面壁温分析来看，调整后，后屏受热面中间受热面壁温提高至570℃-580℃附近，末过受热面左侧壁温升高至590℃附近，而右侧最高点壁温始终在620℃以下。
末再受热面左侧壁温升高至590℃，最高点壁温控制在620℃以下。
末再出口汽温两侧偏差为0℃，末再左右两侧屏间只存在20℃左右的热偏差。
“马鞍形”的驼峰大大缩小。
经过附加AA风其他参数变化情况：
水冷壁最高温度为462℃。
后屏、末再末过受热面最高壁温控制在620℃之内。
CO排放浓度保持不变，NOx排放浓度维持在240mg/m3，排烟温度和飞灰可燃物含量保持稳定。
锅炉热效率未出现降低。
并且在严格控制壁温的要求下，主、再热汽温各提高约8℃左右。
燃烧调整取得了相当成功的效果。
3）变负荷试验和制粉系统方式改变试验
经过上述调整，又继续进行负荷适应性试验，开展了从330MW-660MW进行变负荷。
从各个负荷来看，在维持主再热汽温595℃左右情况下，升、降负荷和制粉方式变化，该调整方式均经受住了考验，受热面壁温始终能控制在620℃之内。
锅炉其他参数等均未出现异常。
4）优化吹灰方式
针对以上情况分析，温度高区域主要集中在锅炉右侧。
两侧的壁温偏差较大，由于一侧壁温偏高，严重影响主汽温度提高。
而另一侧壁温裕量较大。
开展吹灰优化工作，降低锅炉右侧后屏、末再受热面的吹灰频率。
通过适当积灰，降低右侧受热面的换热效率。
从而平衡左右两侧偏差。
实际情况看，两侧最高点偏差从原来的40℃左右，降低到20℃之内。
吹长吹时，R2、R3、R4（后屏区域），R8、R9、R10（末再区域）中任选1根进行吹灰。
吹灰时按顺序进行切换。
由于锅炉时刻存在动态的积灰，锅炉吹灰后效果相当明显，但超过24小时后，效果有一定程度的降低。
5）优化启停机运行方式，控制氧化皮的剥落过程
严格执行运行规程，重点控制机组在启停和升降负荷过程中的温度变化率＜2℃/min。
锅炉停炉之后不允许强制通风冷却。
启停机的温度控制曲线。
由于只有高压旁路，再热汽温变化幅度较大，冲车后，再热器突然进汽，控制较为困难。
6）结论
1）通过试验，分析出锅炉受热面的热偏差与AA风的配比和摆动角度和很大关系，并且摸索出受热面偏差最小时的AA风配比和摆动角度。
2）对于四角切圆锅炉，通过采取调整配风，可以降低受热面偏差，同时控制在最高壁温内，尽量提高主再热汽温，未增加投资的情况下，达到机组最佳的经济性。
对于只进行AA风调整的锅炉，由于在燃烧区域配风比例没有发生改变，锅炉燃烧和先前相比没有发生变化，只改变了上层烟气的方向。
锅炉的飞灰、排烟温度等参数并没有变化，各项损失没有增加。
所以，锅炉效率不会改变。
5结束语
防止因氧化皮产生及脱落关键在于有效控制受热面管壁温度及温度变化速度。
[4]首先要根据炉型优化壁温测点的数量及位置，以便全面监控受热面壁温。
运行锅炉要控制同屏及屏间热偏差现象。
通过采取燃烧调整和吹灰优化，摸索出最佳燃烧工况和吹灰方案，严格控制启停机的温度变化率，进行精细加氧。
氧化皮大规模剥落的问题是可以控制的。
新建机组从设计阶段就应考虑选用抗高温蒸汽氧化能力强的材料，如内表面喷丸处理的细晶奥氏体不锈钢或更高等级材料。
受热面结构设计要合理，各部分受热面吸热量要均衡，最大程度地减小热偏差，避免局部超温。
受热面管屏尽量采用弯曲半径较大的弯头。
检修要加强对高温受热面不锈钢管弯头部位脱落氧化皮堆积量的检测并及时割管清理，加强对联箱、节流孔圈的检查，避免氧化皮堵塞所造成的过热爆管。
建立：
锅炉运行大数据。
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