某電廠350MW機組分隔屏亂屏原因分析

寧文剛

摘 要：本文結合某電廠350MW機組運行的實際情況，結合自己的工作經驗，在分析了電廠350MW機組#1爐分隔屏結構的基礎上，探討了其運行過程中存在的分隔屏亂屏問題，并就其亂屏原因進行了重點探究。

關鍵詞：電廠;350MW機組;分隔屏;亂屏

1、結構說明

某電廠350MW機組#1爐分隔屏過熱器布置在上爐膛，沿爐寬方向共有4片管屏，每大片屏由前4后4共8小屏組成。每小屏由10根管子組成，最外圈管和最內圈管管徑為φ51，其余8根管管徑為φ44.5。入口管屏外7圈半材料為SA213-T91，SA213-T91單根長度為12160mm，入口管屏的剩余2圈半及出口管屏材料全為SA213-TP347H（見圖1）。分隔屏總長為15300mm，每小屏管子間從頂棚到屏底由五層活動夾塊連接，每個活動夾塊由焊接在管子上的一個凸塊和相鄰管子上的兩個凹塊組成?；顒訆A塊能將管屏組成一個平面，增大管屏整體剛性，但不阻礙管子間的軸向膨脹，保證鍋爐運行中的安全。

2、問題說明

該機組于2019年11月由于末級過熱器結焦而停機，停爐后發現分隔屏受熱面出現了嚴重的變形出列情況?，F場檢查發現，沿爐寬方向上的第1、4排管屏僅有個別幾根管子出列，整體平整度較好，爐中間的第2、3排變形出列管子較多，活動夾塊大量崩開?？傮w變形情況簡單歸納如下：

2.1活動夾塊脫（崩）開

如圖2所示，分隔屏第2、3排的管屏（16個小屏）均有活動夾塊脫（崩）開的情況，脫（崩）開現象多出現在管屏出口段，且集中在活動夾塊三層以下，以四、五層居多;

2.2管子S型波浪彎的出列變形

如圖3所示，分隔屏爐左數第2排所有管屏（8小屏）都有S型波浪彎出列變形，分隔屏爐左數第3排管屏第3、5、6、7、8小屏有S型波浪彎出列變形，S型彎多出現在管屏出口段，且都在二、三、四層活動夾塊之間;

2.3管子移位

如圖4所示，分隔屏爐左數第2排管屏的第3、 6、7小屏入口段內數1、2、3根管作為一個整體向爐后偏移，分隔屏爐左數第3排管屏第1小屏內數第1根入口段往爐后偏移量大，第2、3號管入口段作為一個整體向平面外偏出，爐左數第3排管屏第5小屏內數第7號管出口段向平面外偏出，爐左數第3排管第7小屏內數第1、2、3號管入口段作為一個整體向爐后偏移較多;

2.4 活動夾塊頂彎

如圖5所示，分隔屏爐左數第3排管屏第2、 5、6小屏均有活動夾塊脫落或頂彎現象。

2.5 整屏變形情況

如圖6所示，爐兩側的第1、4排管屏的第8小屏均與折焰角管子之間還有較大間隙，爐左數第2排比第3排變形情況更嚴重。第2、3排管屏中各小屏出口段比入口段問題更多，同時，爐前4小屏比爐后4小屏情況要好，第2、3排管屏整體往后彎曲變形，第8小屏已經與折焰角管子相碰，但未見管子磨損痕跡。

3、變形原因分析

結合理論與現場實際檢查情況，從以下幾個方面進行分析：

3.1相鄰管間溫差：

根據設計，分隔屏總長為15300mm，出口段SA-213TP347H材料在機組低負荷運行時管子出口段的報警溫度為619℃，線膨脹系數為11.28mm/m，最下層設計的活動夾塊規格為1.5英寸，即38.1mm。也就是說，當相鄰兩根出口管子的膨脹差大于38.1mm時，活動夾塊就要脫出。

以單根出口管溫度為619℃（該溫度為管子報警溫度）為例，此時，最下層活動夾塊處膨脹量約為：15300×11.28/1000=172.6mm，只有當與該管相鄰管出口段的位移滿足大于172.6-38.1=134.5mm時，活動夾塊才不會脫開。查膨脹系數表，當管子出口段壁溫為619℃，相鄰管子壁溫與該管偏差為124℃時，兩管膨脹差剛好為38.1（此值為活動夾塊脫開臨界值）。在機組正常運行時，設計的最大相鄰管溫度偏差為18℃（參考壁溫計算匯總），考慮其他因素，我們要求的相鄰管間壁差最大值為110℃，以保證活動夾塊不會脫開。

通過調取該機組此次啟動曲線，對比分隔屏2、3排管屏第8小屏的出口段壁溫（見圖7），從圖上可以看到，在9月25日20：00左右，第3排管屏的第7小屏第5、7、9號管比相鄰管段溫度高出200℃以上，持續時間約為30分鐘左右，加上之后的幾次溫度波動，上述管子與相鄰管間溫差超過200℃的總時間有一個小時以上。

對比現場分隔屏變形檢查情況，發現與相鄰管溫度偏差較大的第2排第8小屏第7、9號管子出口段和第3排第8小屏5、7、9號出口段管子都發生了較嚴重的S型波浪彎變形出列。在其他發生S型波浪彎的管子由于未裝壁溫測點導致無法一一核對，但從第2、3排管屏第8小屏管子及與相鄰管壁溫偏差的對應關系已能看出，相鄰管子的較大溫差對管子變形出列起了主導作用。

3.2管子臨界失穩力：

根據歐拉公式：Fcr=π2EI/（μl）2，可以計算出管屏上任意兩道活動夾塊之間直管段的臨界失穩力。

從頂棚往下，每層活動夾塊間的距離分別為：2740mm，3600mm，3200mm，3170mm和1590mm，根據上述公式，計算出口段各層活動夾塊間管子的臨界失穩力分別為：60136N，17192N，21604N，22015N和87506N。結果可以看出，第二、三、四層活動夾塊之間管子的臨界失穩力最小，基本都在20000N左右，而第一、五層之間臨界失穩力稍大一些，達到60000N到80000N。

這跟現場的實際變形出列情況完全符合，也很好地解釋了大部分彎曲出列的管子都集中在第二、三層，也有少量發生在第四層之間的情況了。說明變形都是先從臨界失穩力小的管子開始，在臨界失穩力大的管子處，管子還沒開始變形，活動夾塊就先破壞了。

3.3超溫工況應力分析：

為了校核啟爐階段超溫工況下管屏的應力水平，我們選取了第2排第8小屏較為惡劣的啟動溫度（見圖8）作為參考，并計算出了整片管屏入口段及出口段的溫度分布情況（見圖9）。

參照計算出的溫度分布，用CII軟件對單組分隔屏進行了建模，其中，每段管子的溫度取兩端溫度的平均值，活動夾塊處約束均按實際布置圖，分隔屏模型圖及應力分析計算結果如下（見圖10）。在分隔屏出口超溫工況下，整片屏的二次應力超標約50%，根據二次應力自限性的特點，只有當管道局部發生屈服或產生小變形時應力水平才能降下來。這種二次應力超標，會引起管子熱應力的大幅度變化，是低周疲勞產生的誘因，對管子自身的壽命會產生一定的影響。

3.4塑性變形分析：

查該機組此次啟動曲線可知，單次啟動分隔屏的超溫次數就達到10次，當出口端溫度大于700℃時，參照圖7的溫度分布可知，入口端的最高溫度也已經超過600℃，這種短時超溫，會引起材料的塑性變形，是引起管子發生爆管的潛在因素。

用CII軟件模擬了分隔屏在超溫工況下的熱態變形圖（見圖12），圖中黃色輪廓為熱態時分隔屏管子的理論變形情況?？梢钥闯?，即使在超溫狀態下，只要活動夾塊不脫開，分隔屏管在運行時也是往爐前方向彎曲。

實際在冷態停爐時，分隔屏第2、3排管屏第8小屏已經與折焰角管相碰。通過對分隔屏放樣（見圖12）得出，當分隔屏入口段管子實際伸長5mm以上時，分隔屏第8小屏出口段才能與折焰角碰上。此時，入口段材料SA213-T91的變形量約為：ε=5/12160=0.0004%，現場已對超溫的出口段管SA213-TP347H做了金相檢查，沒有發現組織異常，管子壁厚也沒有減薄。由此可判斷得出，分隔屏出口段管子在冷態時已恢復正常。在鍋爐啟爐階段，由于分隔屏超溫，入口段管子發生了塑性變形，在冷態時無法恢復，加上出口段個別管子彎曲變形，才導致分隔屏實際在冷態時表現出向爐后彎曲的情況。

結 論

通過以上數據計算和理論分析得知：在啟爐階段，當分隔屏管子超溫及同屏相鄰管間溫差過大時，易導致管屏的二次應力超標，同時管子的內力會超過設計的最小臨界失穩力，這兩個因素都是引起分隔屏管子出列變形的根本原因。

分隔屏管子超溫時，分隔屏的二次應力超過規范許用值，不但使管子發生局部屈服變形，長時間的超溫還會引起管子蠕變脹粗甚至爆管，熱應力的大幅度變化也是活動夾塊等結構不連續處發生破壞的誘因，這種應力的不斷積累還是管子發生低周疲勞破壞的不利因素。

參考文獻

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