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陡河发电厂4台200 MW锅炉是80年代哈尔滨锅炉厂生产的超高压参数固态排渣煤粉炉。额定出力为670 t /h，主蒸汽压力为13.7 MPa。这些锅炉在运行过程中，出现过数次高温过热器爆管，而且近年来爆管现象越来越严重。为了使机组安全经济运行，应考虑更换整个高温过热器，并对其进行改进。根据过热器的具体情况，提出把高温过热器调换前后方向，以增加它的寿命。就此我们进行了可行性研究。
1 对锅炉进行热力计算
(1) 我国锅炉机组热力计算目前采用原苏联1957年和1973年颁布的两个版本的《锅炉机组热力计算标准方法》。我们采用的是1973年的标准，这一标准是根据蒸发量小于200～300 t/h锅炉试验数据制定的［1］，没有考虑锅炉容量等影响因素，所以用于计算大型锅炉会出现较大的误差。为了有效地计算，我们采取了3项修正。第一，引入了杜卜斯基—卜劳赫炉膛出口烟气温度公式［1］代替原来的古尔维奇公式；据资料介绍，在杜卜斯基—卜劳赫炉膛出口烟气温度公式所依据的试验数据中，包括很多300 MW以上锅炉机组的数据。第二，采用了实际测量的炉膛火焰中心高度的修正值［2］。第三，因为低温再热
器积灰严重，作者采用实测数据并进行了反推［3］，得出并采用了降低了的低温再热器的热有效系数(反推计算的结果是0.57，标准上推荐的数据是065)。
(2) 为了和原设计的数据比较，计算时采用的数据是没有改动的原设计数据。
(3) 锅炉热力计算所采用的煤种的元素分析如下：
Cy为43.48%；Hy为2.98%；Oy为9.01%；Ny为0.96%；Sy为0.44%；Ay为37.13%；Wy为6.0%。
这是陡河发电厂燃用的一个平均煤种的数据。
(4) 计算结果如下：过热器减温水量，两级减温器共喷减温水116 t/h，这个数据是大了一些，有两个原因：一是热力计算的工况是最大连续负荷，锅炉负荷高自然减温水量就大；二是陡河电厂没有采用吹灰，这样各个过热器的热有效系数都有所降低。因为在反推锅炉各个受热面吸热时，除低温再热器以外，其他受热面的数据和热力计算结果相差很少，所以我们没有反推和采用除低温再热器以外的其他受热面的实测热有效系数。这样，高温再热器出口的再热蒸汽温度是532 ℃，比额定再热蒸汽温度相差10 ℃左右。因为我们采用了反推的再热器热有效系数，所以计算出的数据比较符合实际。实际上在额定及以下负荷运行时，把通往汽—汽热交换器的三通阀开满(进入汽—汽热交换器的再热蒸汽份额最多只有85%，其余的是旁通的流量)，再热蒸汽还有10 ℃以上的欠温。
2 壁温校核点的壁温工况分析
高温过热器的壁温校核点如图1所示。改造前方案的壁温校核点应当选在沿着烟气流程的第二个蛇形管的最下端。改造后方案的壁温校核点应当选在沿着烟气流程第一个蛇形管的最下端。对于两个方案来讲，都有可能是后面一个蛇形管的最上端管子壁温最高，但是两个方案中这点的计算结果肯定是一样的，因两种方案这一点处烟气温度一样，内部的蒸汽温度一样，于是金属温度一样。这点的管子金属壁温与现在的校核点相比，一般说是低的或者数值相当，因而不用比较。
两个校核点相比，它们的烟气温度相同，但是改造前校核点内部的蒸汽温度要比改造后的高很多，因而必然改造前校核点的金属温度比较高。
管子金属管壁温度计算用的方法是原苏联1973年颁布的《锅炉热力计算标准方法》中规定的方法。
计算结果如下：改造前的方案校核点的管子内壁温度超过650 ℃，管子内壁金属温度超过640 ℃。改造后的方案校核点的管子内壁温度只有603 ℃，管子内壁金属温度只有599 ℃。
3 锅炉高温过热器校核点的金属寿命计算
高温过热器校核点金属寿命计算是依据文献［4］的方法进行的。计算考虑了管子外面的腐蚀、磨损、管子内部的汽水腐蚀以及金属的蠕变。其中金属蠕变和管子外面的磨损是影响金属寿命的主要因素。管子的材料是12Cr1MoV。锅炉的计算工况是最大连续负荷。
计算的结果为改造前方案校核点的金属寿命是100 000 h，改造后方案校核点的金属寿命为380 000 h。
4 结论
计算结果说明，高温过热器两种不同的布置方式，其校核点金属壁温及其寿命差异很大。改造后方案的金属寿命明显高于改造前的方案。这样锅炉运行事故肯定少于改造前的方案。我们希望这种高温过热器的布置方式能引起有关发电厂的注意。
参考文献
［1］秦裕琨.炉内传热(第2版).北京：机械工业出版社，1992.
［2］陈春元.HG670／140-9型锅炉的设计特点和运行性能.动力系统工程，1986，(3).
［3］魏铁铮等.锅炉炉膛出口烟气温度的反推.华北电力技术，1999，(9).
［4］魏铁铮等.锅炉高温受热部件寿命的计算方法.动力工程，2000，(1).
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