（动力机械及工程专业论文）bw+2000th锅炉过热器系统热偏差计算与应对措施研究.pdf

摘要 题名：b & w2 0 0 0 t h 锅炉过热器系统热偏差计算与应对措施研究 姓名：刁芹海 导师：周克毅( 教授) 学校：东南大学 正文： 本文研究对象为某厂进口2 0 0 0 t h 亚临界自然循环燃煤锅炉，该锅炉自投产以来高温过热器多次发 生超温爆管问题，严重影响了机组的正常安全运行。论文针对制造厂家提出的高温过热器出口段改造方 案，基于详细的热偏差计算，对改造方案的合理性和效果进行了深入分析和研究。 为确保热偏差计算的正确性，首先以现场运行数据为依据，在对前苏联锅炉熟力计算标准方法中辐 射和半辐射受热面的计算进行合理改进的基础上，完成现场锅炉实际运行的模拟计算，得到与实际情况 较吻合的烟气温度分布和热负荷分布。然后，针对过热器结构特点合理选择各受热管圈的壁温计算节点， 采用热偏差计算标准方法，计算管屏间和同屏管圈间的流量偏差、热偏差、金属最高壁温等。 计算分析表明，尽管现有改造方案所选用金属型号是合理的，能够有效防止高温过热器因管内氧化 皮问题引发的超温爆管，但在有关节流孔的设计方面存在明显不足，在改造后的实际运行中可能会导致 金属温度高于许用温度，给机组安全运行带来隐患。目前，本文提出的问题已得到制造厂家的认可，设 计人员正在对节流孔的尺寸和布置位置重新进行设计计算。 关键词：锅炉过热器热偏差壁温热力计算超温爆管氧化皮 a b s t r a c t _ _ 。_ 。_ 。- _ _ _ - 。- _ _ _ 。- 。- _ - _ _ _ _ 。- 。_ - 。_ - 。_ _ _ _ 。 a b s t r a c t t i t l e ：r e s e a r c ho f c a l c u l a t i o na n dm e h i n gm e a s u r e so f t h e r m a ld e v i a t i o no f b & w 2 0 0 0 t hb o i l e r n a m e ：d i a oq i n - h a i s u p e r v i s o r ：p r o f z h o uz e - y i s c h o o l ：s o u t h e a s tu n i v e r s i t y t e x t ： i nt h i sp a p e r , a2 0 0 0 t hs u b e r i t i e a ln a t u r a lc i r c u l a t i o nb o i l e ri su s e da sar e s e a r c ho b j e c t t h eh i g ht e m p e r a t u r e s u p e r h e a t e ro ft h eb o i l e rh a ss u f f e r e df r o mb u r s t i n g - l e a k a g em a n yt i m e ss i n c ei t w a sp u ti n t os e r v i c e ，i t s e r i o u s l yi n f l u e n c e dt h es a f e t yo f t h ep l a n t a i m i n ga tt h et a c k l i n gm e a s l e so f s u p e r h e a t e rw h i c ha r es u g g e s t e d b ym a n u f a c t u r e r , t h i sa r t i c l ec o n d u c t sac o m p r e h e n s i v ea n a l y s i s o nr a t i o n a l i t ya n dv a l i d i t yo ft h et a c k l i n g m e a s u r e sb a s e do nt h ed e t a i l e dc a l c u l a t i o no f t h e r m a ld e v i 撕0 1 1 f i r s t l y1 0e n s l l r et h ev a l i d i t yo fc a l c u l a t i o no ft h e r m a ld e v i a t i o no ft h ew h o l l yb o i l e r , p r a c t i c a lo p e r a t i o ni s s i m u l a t e db a s e do ns o v i e tt h e r m a lp o w e rc o m p u t a t i o ns t a n d a r dm e a s l l r ew h i c hi si m p r o v e dr e a s o n a b l y t h e n s e l e c t i n gt h ec a l c u a l t i n gp o i n ta c c o r d i n gt ot h es t r u c t u r ef e a t u r eo fs u p e r h e 砒e r ，t h eh e a ta b s o r p t i o nd e v i a t i o n , f l o wd e v i a t i o n ，t h e r m a ld e v i a t i o nc o e f f i c i e n ta n dw a l lt e m p e r a t u r eo fh i g ht e m p e r a t u r es u p e r h e a t e rh a v eb e e n c a l c u l a t e db yt h e r m a ld e v i a t i o ns t a n d a r dc a l c u l a t i n gm e a n s t h ec a l c u l a t i o nr e s u l t sr e v e a l e dt h a ta l t h o u g ht h es e l e c t e dt y p eo fm e t a li sr a t i o n a l ，t h ed e s i g no fo r i f i c eh a s d i s a d v a n t a g e so b v i o u s l yw h i c hm a ym a k et u b ew a l lt e m p e r a t u r ei m p r o v e d ，r e c e n t l y , t h ep r o b l e mp u tf o r w a r d b yt h i sp a p e rh a sb e e na c c e p t e db ym a n u f a c t u l - e r , t h ed e s i g n e r sa r er e c a l c u l a t i n gt h es i z ea n dl o c a t i o no f t h r o t t l e o r i f i c e s k e y w o r d s ：b o i l e rs u p e r h e a t e r t h e r m a l - d e v i a t i o n w a l l - t e m p e r a t u r et h e r m o d y n a m i c - c a l c u l a t i o n o v e r h e a t i n ga n dt u b er u p t u r e o 】【i d e s c a l e 目录 图1 1 图2 1 图2 - 2 图2 - 3 图2 - 4 图2 5 图2 6 图2 7 图2 - 8 图2 - 9 图2 1 0 图2 1 1 图2 1 2 图2 1 3 图3 1 图3 2 图3 - 3 图3 4 图3 - 5 图3 - 6 图3 - 7 图3 8 图3 - 9 图3 1 0 图3 1 l 图3 1 2 图4 - l 图4 - 2 图4 3 图4 - 4 图 图粕 图目录 1 9 9 8 2 0 0 2 年锅炉四管漏爆部位统计1 扬二厂锅炉总体结构图5 汽水流程图7 屏式过热器和高温过热器结构图8 高温过热器进口段8 高温过热器出口段8 高过出口段引入引出方式9 2 0 0 3 年2 月1 1 日# 1 停炉后割管检查发现的管内氧化皮沉积1 l 2 0 0 1 年7 月8 日彪炉高温过热嚣爆管1 1 2 0 0 3 年2 月9 日睨炉高温过热器爆管1 1 氧化皮堵塞示意图1 2 t 9 l 和t 2 2 许用应力1 2 改造后的高温过热器出口段1 4 节流孔示意图1 4 集箱连接系统对集箱中压力分布的影响2 2 多点引入引出集箱连接系统一2 3 带交叉混合和分组的过热器系统2 3 沿对流烟道宽度熟负荷不均性的形态2 3 沿水平烟道宽度的热负荷分布2 4 分配集箱简图2 6 汇流集箱简图2 6 并联管组成的受热面2 6 流量分布计算流程2 9 计算点的选择3 3 校验线示意图3 3 顺流时平均温差的推导一3 5 沿烟道宽度热负荷不均系数3 7 两集箱的静压分布3 8 蒸汽在集箱内的静压增值3 8 屏间流量分布3 9 高温过热器出口段进出口管号标记3 9 出口段各屏1 2 根管不同内径对应的长度3 9 v 目录 图4 7 图4 8 图4 - 9 图4 1 0 图4 1 1 图4 1 2 图4 1 3 图4 1 4 图4 - 1 5 图4 - 1 6 图4 - 1 7 图4 1 8 图4 1 9 高过出口段第3 1 屏管间流量不均系数一4 0 高过出口段第3 1 屏各管阻力系数4 0 高过出口段第3 l 屏管间流量不均系数和各管阻力系数4 0 改造前高过出口段流量不均系数4 l 改造后高过出口段流量不均系数4 1 屏问热偏差系数4 2 同屏管间热偏差系数 撑1 管壁温 4 2 ，4 3 撑4 管壁温4 3 拌7 管壁温 # 1 2 管壁温4 3 高过出口段# 1 管圈壁温计算点4 4 # 1 1 2 管圈壁温4 6 表目录 表2 1 机组主要设计参数 表2 - 2 有关# l 以炉过热蒸汽减温水量的数据( 6 0 0 m w 负荷) 表2 - 3 扬二厂过热器爆管情况统计表 表3 1 沿对流烟道宽度的最大和最小热负荷不均系数口和f 值 表4 1 改造前后热力计算主要数据 v i 6 9 1 0 2 5 3 6 东南大学学位论文独创性声明 本人声明所呈交的学位论文是我个人在导师指导下进行的研究工作及取得 的研究成果。尽我所知，除了文中特别加以标注和致谢的地方外，论文中不包含 其他人已经发表或撰写过的研究成果，也不包含为获得东南大学或其它教育机构 的学位或证书而使用过的材料。与我一同工作的同志对本研究所做的任何贡献均 已在论文中作了明确的说明并表示了谢意。 研究生签名： 东南大学学位论文使用授权声明 东南大学、中国科学技术信息研究所、国家图书馆有权保留本人所送交学位 论文的复印件和电子文档，可以采用影印、缩印或其他复制手段保存论文。本人 电子文档的内容和纸质论文的内容相一致。除在保密期内的保密论文外，允许论 文被查阅和借阅，可以公布( 包括刊登) 论文的全部或部分内容。论文的公布( 包 括刊登) 授权东南大学研究生院办理。 研究生签名：导师签名：日 期： 第一章绪论 1 1 课题背景 第一章绪论 近年来电力的需求越来越高，全国发电设备的装机容量越来越大，电站目前正在以高效率、低煤耗 为目标迈进一个崭新的能源利用和环境保护并重的可持续发展时代，其重要标志是超临界和超超临界机 组正在飞速发展。目前我国超临界机组的订货已超过1 0 0 套，在近几年内将会陆续投运。在此基础上， 我国超超临界机组也开始发展，除6 0 0 m w 机组外，将重点发展1 0 0 0 m w 的机组i i 】。这些机组蒸汽压力 达到2 5 m p a 2 8m p a ，蒸汽温度可达5 4 0 6 0 0 c ，机组热效率为4 0 4 4 【2 j 。 容量的增大使锅炉结构日益复杂，运行维护问题日益突出，运行的安全性和经济性成为人们关注的 重要问题。这些大型电力设备一旦发生故障而没有被及时发现和排除，轻则引起效率下降，重则引起被 迫停机，甚至造成人员伤亡。在火力发电中，锅炉安全运行至关重要，过热器又是影响锅炉安全运行的 主要部件。过热器系统受热面积越来越大，设计和布置日趋复杂，不可避免地导致并联各管，屏与屏之 间的热偏差。 过热器和再热器的吸热量占工质总吸热量的5 0 以上，高温过热器管内流过的是锅炉各受热面中温 度最高的介质，而受热面又布置在烟气温度较高的区域，工作条件比较恶劣，由于锅炉制造厂为了降低 成本的需要，管子的材质裕度较小，加上工作状态 随锅炉运行工况变化较大，因而受设计、制造、运 行等诸多方面因素的影响，过热器熟偏差严重时， 受热面经常发生超温爆管现象。在电厂机组事故 中，锅炉事故占有较大的比例，图1 - 1 为1 9 9 8 2 0 0 2 年华中地区统调机组锅炉四管漏爆部位统计 数据，由图可以看出，过热器爆管是锅炉事故的主 要原因 3 】。目前，随着机组容量的增大，锅炉过热 系统经常因热偏差引起超温爆管，严重地影响了发 图1 11 9 9 8 2 0 0 2 年锅炉四管漏爆部位统计 电厂的安全、经济运行。 由上述可以看出，对现代大容量锅炉过热器热偏差、壁温分析计算，从机理上找出高温过热器产生 热偏差的原因具有非常重要的理论意义和实际工程价值。 1 2 国内外研究成果和发展动态 研究和防止过热器、再热器爆管已成为保证火电厂安全运行一个不可忽视的方面。影响过热器，再 热器爆管的因素较多。多年来，国内多家科研单位和技术人员对爆管问题进行了大量的理论分析和试验 研究，具体内容包括：炉膛及屏的热力计算，管内水动力及传热特性、并联管组的流量偏差和热偏差、 汽温调节方式、炉内燃烧工况、动态特性及自动控制、金属材料等等，并己取得了很有价值的成果。与 东南大学项士学位论文 此同时还引进和消化了一些国外先进技术。 在流量偏差计算方面，r a b a j u r a 和e h j o n e s 在1 9 7 1 ，1 9 7 6 年将离散的管组作连续型简化，并用 静压恢复系数( s m i l ep r e s s u r er e g a i nc o e f f i c i e n t ) 来表示流体进入管道时轴向分速度对集箱流体的影响n 5 】。在原苏联锅炉机组水力计算标准中对于集箱中两种端压差变化系数取得较为粗略【6 】，在这方面，国 内科技人员也做了大量工作。上海机械学院陈之航教授通过理论与试验，不仅得到了集箱内工质端压差 转换系数n 摹】，并且应用动量方程建立了集箱内静压分布的函数表达式，并通过试验提出了两种静压变 化系数的计算公式 9 1 ，这对锅炉并联管组的设计和改造起到了十分重要的指导作用。除了连续型的模型 提出，上海交通大学罗永浩、陆方【“1 教授等对并联管组的流量分配进行了长期的研究提出了离散型的 数学模型，并且通过详细的实验对分流三通的静压分布进行了详细的研究，发现进口集箱引入三通处蒸 汽在集箱中复杂流动工况下产生涡流，处在涡流区的管屏的蒸汽流量下降，从而使蒸汽温度和壁温都有 所升高【1 2 ，”】。 对于过热器和再热器系统热偏差闯题，上海机械学院根据对流烟道的热负荷分布特点及实际运行状 况提出了便于工程应用的沿对流烟道的吸熟不均匀系数函数表达式，并总结了不同烟道沿宽度( 或深度) 的最大和最小吸热不均匀系数值。随着大容量机组锅炉的不断投运以及国外有关技术的引进。由过热器 和再热器系统的热偏差引起的超温爆管事故也增多，上海发电设备研究所的王孟浩、邵慰骏、何沛霖、 杨宗煊等高级工程师又提出了同屏( 片) 热偏差的理论及相应的计算方法【心”】，并且成功解决了陡河电厂 日本日立8 5 0 t h 锅炉等过热器和再热器受热面因同屏( 片) 热偏差引起的超温爆管问题【l 6 ”】。 锅炉热力计算关系着壁温计算的准确性。原苏联1 9 7 3 年锅炉机组热力计算标准方法( 以下简称 标准方法) 中对炉膛与半辐射屏的计算结果往往不能与现今的大容量，高参数机组的实际运行情况 相吻合，甚至会出现结论相反的情况。标准方法中认为炉膛后屏的传热计算以对流为主，华北电力 大学樊泉桂教授对大容量锅炉炉膛与半辐射屏热力计算做了深入的理论研究，修正了原计算标准中的缺 陷。 关于壁温计算，标准方法中有详细的说明，但存在以下不足1 2 0 】： 1 计算中把热力、水力不均性叠加，认为蒸汽流量最小的地方正好热负荷最大； 2 在计算计算点的平均温度时没有考虑到各段管的吸热能力不同，即传热系数认为恒定； 3 没有考虑到同屏管间流量偏差。 文献 2 0 ，2 1 针对以上问题提出新的计算方法，文献 2 2 - 2 5 利用离散模型数值计算方法求出壁温分 布，国外也有相关文献 2 6 - 2 8 1 对壁温计算进行了研究。目前，已经有人尝试用人工神经网络方法( n n ) 预 测过热器和再热器壁温，可以认为电站锅炉内部过热器、再热器的壁温与管壁换热系数、蒸汽流量和温 度等各项参数存在着非常复杂的非线性函数关系，采用人工神经网络对这一函数关系进行逼近阻划，为 壁温计算提供了一种新的思路。 随着计算流体力学的发展和相关计算软件( f l u e n t ，a n s y sc f x 等) 的成熟，利用软件进行燃烧仿 真、传热模拟计算、壁温计算在今后将有很大的发展。利用软件进行仿真计算，不仅是在理论上具有重 要意义，同时具有不可估量的经济价值，因为随着机组容量的增大，在现场做实验将会越来越困难，同 时也会耗费大量的人力和物力，甚至在某些特殊情况下，无法进行相关的现场试验，只能通过数值模拟 计算。 2 第一章绪论 1 3 课题研究内容和方法 扬二厂# l 、2 机组分别于1 9 9 8 年1 1 月及1 9 9 9 年6 月投产，自投运以来，两台锅炉的高温过热器出 口段分别发生了多起爆管事件，或者因为过热器管壁超温报警而机组停运。扬二厂锅炉爆管问题均集中 发生在高温过热器出口段部位，严重影响机组的正常安全运行，带来了较大的经济损失。 本文将基于上述问题作相关研究，结合理论分析计算高温过热器热偏差和壁温，并对扬二厂已实旅 的或将要的实施的改造方案进行分析计算，评估改造方案的合理性。这对于锅炉及整个机组的安全性和 经济性有重要意义。有了准确的管壁温度，就可以设计合理的结构和选择恰当的管材，也可以给燃烧方 式、机组运行方式调整及流量分配的协调提供充分的依据，同时对于同类锅炉机组问题的解决，也具有 一定的参考价值。 1 3 1 课题研究的主要内容 本文以扬二厂b & w2 0 0 0 t h 锅炉为研究对象，通过对锅炉高温过热器热偏差计算确定各屏管圈的壁 温，具体研究内容有以下几个方面： 1 介绍扬二厂高温过热器历年爆管情况，总结扬二厂高温过热器出口段爆管特性、分析爆管原因， 并对可能的或己实施的改造方案进行分析； 2 为确保分析结果的可靠性，本文根据电厂实际运行数据模拟锅炉运行情况，从理论上分析原苏 联计算标准方法的缺陷，改进炉膛与及半辐射屏热力计算方法，对不同的计算方法进行比较分析，同时 锅炉运行模拟计算主要为过热器热偏差计算和壁温计算提供相应的热力参数。 3 制造厂家计划对高温过热器全部换管，改造后受热面材质和管径壁厚均有变化，本文计算出改 造前后高温过热器热力不均系数，流量不均系数，热偏差系数，并比较高温过热器改造前后的计算结果， 分析改造方案对屏之间和同屏管间流量分布的影响； 4 在热力计算和流量偏差计算后，对扬二厂高温过热器改造前后的金属平均壁温进行计算，具体 计算高温过热器出口段每根管不同部位的壁温，并结合材料特性和流量、壁温计算结果分析改造方案是 否合理。 1 3 2 课题的相关难点 影响锅炉高温过热器热偏差的因素较为复杂，如何能够选择合理的计算方法，综合考虑各种影响因 素计算热偏差系数及壁温，并对具体改造方案作出评估，成为本课题的核心工作。本课题难点有以下几 方面： 1 标准方法并不完全适合b & w2 0 0 0 t h 锅炉热力计算，而热力计算的准确性将直接关系到壁 温计算的准确性，选择合理的热力计算方法，特别是炉膛部分和炉膛烟气出口温度的计算是本课题的难 点之一； 2 扬二厂锅炉高温过热器采用变径管，改造前后管径也不相同中，且受热面管道布置不是典型的 顺流或逆流形式，管道之间有相互交叉，高温过热器结构复杂性增加了本文计算的难度，这是本课题的 另一难点； 3 论文首先对高温过热器整个管组进行屏间流量分布计算，然后再进行同屏各管的流量分布计算， 3 东南大学硕士学位论文 最终计算出高温过热器每一根管圈的流量。如何根据集箱连接方式确定静压分布，准确计算出高温过热 器每一根管圈的流量，也是本课题的关键问题。 4 第二章b & w2 0 0 0 t ， i 锅炉高温过热器超温爆管问题与改造方案 第二章b & w2 0 0 0 t h 锅炉高温过热器超温爆管问 题与改造方案 本章将介绍扬二厂高过爆管特征，并进行相应的原因分析，同时分析扬二厂采取的各项措施和即将 要实行的改造方案，并综合说明扬二厂锅炉的总体情况。 2 1 锅炉总体概况 2 1 1 锅炉主体结构 扬二厂一期工程为两台6 0 0 m w 机组，锅炉为美国b & w 公司产品，汽轮机为美国西屋公司产品， 主要辅机及控制系统也均从国外进口，机组的自动化水平很高，代表了当时国内发电设备的先进水平。 锅炉型式是亚临界、一次再热、自然循环、平衡通风、单汽包、半露天布置煤粉炉。锅炉主体结构如图 2 - 1 所示。扬- - f # 1 、2 机组主要设计参数见表2 - 1 。 图2 - 1 扬二厂锅炉总体结构图 5 东南大学硕士学位论文 表2 - 1 机组主要设计参数 b m c rl o o 8 0 5 0 3 0 项目单位 t _ m c r ( v w o ) t r lb m c r b m c rb m c r 蒸发量 t h 2 0 0 0 1 8 1 9 1 7 4 51 6 0 0 1 0 0 0 6 0 0 燃料量 t h 2 7 7 92 5 6 32 4 7 32 3 3 61 5 3 79 2 2 主汽温度 5 4 l5 4 15 4 15 4 15 4 15 3 5 过热器出口压力 m p a 1 7 3 9 1 7 2 6 1 7 2 l1 7 1 3 1 2 1 7 1 0 5 4 省煤器进口温度 2 7 52 7 12 6 82 5 72 3 62 1 2 省煤器出口温度 2 9 92 9 42 9 22 8 42 6 42 4 2 再热汽流量 t h 1 7 0 0 1 5 8 41 5 2 4 1 4 0 88 9 65 4 5 再热器进口汽温 3 2 53 1 73 1 43 0 42 9 93 0 3 再热器进口汽压 口a3 9 13 4 33 2 82 9 81 71 2 3 再热器出口汽压 巴a 3 7 5 3 2 8 3 1 42 8 5 1 1 6 1 1 8 再热汽温5 4 l5 4 15 4 15 4 15 4 14 9 6 再热器压降 i p a0 1 60 1 50 1 40 1 30 0 80 0 5 过热器压降 a 1 2 8 1 0 6 0 9 8o 8 30 4 60 2 汽包压力m p a1 8 5 61 8 2 21 8 0 81 7 8 61 2 5 31 0 6 5 炉膛出口烟温 1 0 0 59 8 09 6 89 5 38 3 57 0 4 a h 出口一次风温 3 2 6 3 1 93 1 83 0 92 9 12 6 5 a h 出口二次风温2 9 93 0 43 0 22 9 42 8 22 6 1 出口烟温( 未修正已修正) 1 2 9 1 2 11 2 6 1 2 11 2 4 1 1 81 1 9 1 1 41 1 0 ，1 0 31 0 2 9 4 至a h 出口烟气压降 k p a1 81 7 31 6 91 6 11 1 40 6 7 风机进口至炉膛压降l 出a2 61 7 l1 5 51 8 71 0 40 5 次风进口至炉膛压降 k p a9 5 57 7 47 4 68 0 76 3 l4 9 器出口过量空气系数 1 7 1 8 21 8 2 2 3 6 3 2 54 4 6 环境温度 2 0 2 02 0 2 0 2 02 0 锅炉效率 9 3 8 79 3 9 69 4 0 69 4 0 79 4 1 69 4 0 2 a h 进口一次风量 k g s 1 7 0 91 5 7 31 5 4 31 5 0 81 1 8 39 2 2 a i d 出口一次风量 k g s 1 2 3 81 1 3 8l 】1 21 0 67 6 85 3 ，1 a h 进口二次风量k g s 4 7 9 24 2 8 84 1 0 94 1 7 32 8 5 61 7 7 9 a h 出口二次风量 k g s 4 8 3 74 3 3 44 1 6 34 2 2 52 9 1 81 8 5 6 第二章 b & w2 0 0 0 t h 锅炉高温过热器超温爆管问题与改造方案 2 1 2 锅炉辅助系统 1 风烟系统 送风机为轴流式，调节方式为动叶调节，一次风机及引风机采用离心式，调节方式为入口导叶调节。 锅炉风烟系统在风机出口及电除尘器、空气预热器进出口处均设有联络风道，一方面减少了锅炉配风的 偏差，同时也增强了运行方式的灵活性。 2 制粉系统 磨煤机为美国b & w 公司产品，型号为m p s 一8 9 g ，磨煤机配有液压加载系统，可根据磨煤机的煤量 变化自动调整磨辊加载的大小，以达到节能降耗和减小启动初期磨煤机振动的目的。 3 燃烧系统 燃烧系统由油枪和煤粉燃烧器构成，油枪分为点火油枪及油燃烧器，点火油枪布置于煤粉燃烧器的 侧方，共3 6 个，主要作用是稳燃。下层燃烧器原先各配有1 只供锅炉启停用的助燃油燃烧器，共1 2 个。 煤粉燃烧器为双旋流燃烧器，型号为d r b e i - x c l 。双旋流燃烧器就是将旋流燃烧器的二次风分成 两部分，两部分旋流方向不同，以达到分级配风，降低n o 。，提高燃烧效率的目的。 一一一 一 一 炉 级 级级 顶 过过过 级 和 热 a 侧一级减温水 热 热热 包 器 器器 器 覆 一 巴= 段 过 段段段 出 热 出 b 侧一级减温水 进出 口 嚣 口 l 口口联 联联联 箱 箱 箱箱 图2 - 2 汽水流程图 4 汽水系统 给水进入省煤器后，进入汽包，经下降管、水冷壁下联箱和水冷壁后再进入汽包，饱和蒸汽从汽包 出来后进入过热器，经加热后的过热蒸汽进入高压缸。过热器系统工质流程见图2 - 2 ”“。 2 1 3 高温过热器结构 如图2 - 1 所示，高温过热器分为进、出口两段，布置在炉膛出口水平烟道处。蒸汽从屏式过热器流 出，经过二级减温水进行汽温调节，交叉流入高温过热器进口集箱，蒸汽最后从高温过热器出口集箱中 间引出，详见图2 - 3 。 i 高温过热器进口段 高温过热器进口段沿炉膛方向共3 2 屏，每屏1 8 个管圈。管子壁厚从进口到出口分别为5 5 8 8 m m ， 7 4 9 3 m m ，9 1 4 4 r a m ，沿蒸汽流动方向，高温过热器进口段管壁越来越厚。具体钢材材质分布情况及管 径尺寸参见图2 4 。 7 去高压缸 东南大学硕士学位论文 图2 - 3 屏式过热器和高温过热器结构图 图2 - 4 高温过热器进口段图2 - 5 高温过热器出口段 2 高温过热器出口段 高温过热器出口段沿炉膛宽度方向共6 4 屏，每屏1 2 个管圈。出口段蒸汽采用从两端进入，中间g 8 第二章b & w 2 0 0 0 t h 锅炉高温过热器超温爆管问题与改造方案 出的混流形式，如图2 - 6 所示。受热面主要采用t 2 2 材质，在距离顶棚2 3 m 处采用少量t 9 1 钢。具 体钢材材质分布情况及管径尺寸参见图2 - 5 。 x 一。 * 。* ，。 2 2 高温过热器爆管问题 图2 - 6 高过出口段引入引出方式 自投产以来，扬二厂# l 2 炉在实际生产运行中存在两方面的问题，过热蒸汽减温水量一直偏大；高 过出口段多次爆管和金属超温报警，对机组的正常运行产生了较大影响。 2 2 1 过热蒸汽减温水量偏大问题 表2 - 2 列出了有关扬二厂# 1 2 炉过热蒸汽减温水量的数据。由表中数据可知，尽管扬二厂采取了一 些措施，但减温水量并没有相应减少，目前运行中过热蒸汽减温水量大大高于原设计值d ”，表明高温过 热器的热负荷比原设计值高得多。同时减温水过大易引起减温器后受热面热应力较大变化，容易损伤金 属寿命。 表2 - 2 有关# 1 - 2 炉过热蒸汽减温水量的数据( 6 0 0 m w 负荷) 时间或阶段 减温水量( t h 1 减温水量( ) 备注 常规设计值 1 0 05按一般规范 # 1 2 炉设计值 8 5 6 84 3 调试初期最大 3 0 01 5 2 0 0 0 艺0 0 1 1 6 0 2 2 0 8 5炉膛增加4 2 台吹灰器 2 0 0 3 5 1 5 07 5 # l 2 炉燃烧器改造 2 0 0 4 4 1 5 2 1 1 91 0 6 2 0 0 4 5 2 8 2 0 6 5 1 0 3 以b m c r 负荷2 0 0 0 t h 为基数。 2 2 2 爆管事件统计 扬二厂撑l 、撑2 机组分别于1 9 9 8 年1 1 月及1 9 9 9 年6 月投产，截止至2 0 0 1 年7 月，两台锅炉的总运 行时问约2 0 0 0 0 小时后高温过热器的出口段分别发生了多起爆管事件，其中# l 炉高温过热器爆管一次， 9 东南大学硕士学位论文 另有一次因过热器管壁超温导致机组停运；舵炉高温过热器爆管6 次，在2 0 0 1 年7 月之后，高温过热 器出口段发生了几起爆管事件，而在2 0 0 3 年2 月这一个月中两台锅炉连接发生了3 次过热器超温爆管 情况；2 0 0 6 年3 月2 9 和4 月3 号，高过出口段连续两次爆管。扬二厂锅炉爆管大部分在高温过热器出 口段处，详细爆管记录见表2 3 。 表2 - 3 扬二厂过热器爆管情况统计表 日期爆管位置 材质爆口类型 启动方式及爆管时间 # 2 炉高过出口段第3 l 屏脆性，长期超温，但冷启并网后约2 0 小时 2 0 0 1 0 7 0 8 t 2 2 迎风面第1 根管中心塑性变形明显发生爆管 舵炉高过出口段第3 l 屏 塑性变形，短期超冷启并网后约l l 小时 2 0 0 1 0 8 0 7t 9 l 迎风面第1 3 根管温按近8 1 0 0发生爆管 # l 炉第1 0 屏迎风面第1 0塑性变形，短期超冷启并网后约1 8 小时 2 0 0 2 0 5 0 8t 9 l 根管温，按近8 1 0 发生爆管 拱2 炉第3 4 屏迎风面第1 3 塑性变形，短期超 热启并网后约1 5 小时 2 0 0 2 1 1 1 4t 9 l 温，爆口边缘锋利， 根管发生爆管 管壁变很薄 # 2 炉高过出口段第1 0 屏 塑性变形，短期超 冷启并网后约1 7 小时 2 0 0 3 0 2 0 9t 9 1 温，爆口边缘锋利， 迎风面第l l 根管发生爆管 管壁变很薄 2 0 0 3 0 2 1 l# 1 炉高过出口段第4 8 屏t 9 l未发生爆管冷启 # 2 炉高过出口段第1 4 屏 短期超温爆口边缘冷启并网后约1 6 小时 2 0 0 3 0 2 1 5 迎风面第l l 根管，变径 t 9 l 锋利，管壁变很薄发生爆管 管上方 妮炉小修后冷态启动过 2 0 0 3 0 6 0 l程中高过出口段有三点 未发生爆管 冷启 壁温点显示异常 # l 炉高过出口段第6 0 排 2 0 0 6 0 3 2 9t 9 l t 9 1 变径口上方冷启并网后约2 0 小时 迎风面第1 2 根 # i 炉高过出口段第1 9 排 2 0 0 6 0 4 0 3t 9 l t 9 1 变径口上方并网后约8 小时 迎风面第1 3 根 1 0 第二章 b & w2 0 0 0 t h 锅炉高温过热器超温爆管问题与改造方案 2 2 3 爆管特征分析 由表2 - 3 可以看出，多数的爆管均发生在锅炉冷启阶段，且发生在启动后的5 0 小时内，具有典型 的短期过热超温特征。电厂在2 0 0 3 年2 月1 1 日样1 机组冷态启动后升负荷至2 4 0 m w 时发现高温过热器 出口段第4 7 屏壁温高达6 2 0 t ：。停炉后进行割管检查，发现管内有大量金属氧化皮沉积，如图2 - 7 所示。 由于氧化皮沉积直接导致该管蒸汽流量减少，金属管壁温度升高，极易引起爆管现象发生。 图2 - 72 0 0 3 年2 月1 1 日# 1 停炉后割管检查发现的管内氧化皮沉积 结合扬二厂历年的过热器爆管情况，并根据金相分析、氧化层测量、现场爆管分析报告等，可将# 1 - 2 炉高过出口段爆管和报警特征规律归纳如下： 1 由表2 - 3 可以看出，扬二厂高温过热器爆管都在机组启动后较短的时间内，一般均在并网后十 几个小时后机组带高负荷时发生，在机组正常运行中从未有过热器爆管现象； 2 扬二厂高温过热器爆管的爆口类型均带有明显的短期过热现象，裂口很大，边缘较薄，爆管的 金相特征是短期过热引起的爆管，爆口形状如图2 - 8 和图2 - 9 所示； 3 7 次爆管位于变径管上方的t 9 1 管材，2 次位于t 2 2 变径管上方的薄壁t 2 2 管材； 4 爆管或爆管附近管束中有一定厚度的氧化层； 5 报警和爆管时的主蒸汽流量均接近额定负荷； 6 在报警或爆管后，7 次在下弯头处发现异物。 图2 - 82 0 0 1 年7 月8n 0 2 炉高温过热器爆管 图2 - 92 0 0 3 年2 月9 日舵炉高温过热器爆管 东南大学硕士学位论文 2 2 4 爆管的主要原因分析 由爆管的现象可以看出，氧化皮剥落导致管道堵塞，引起工质流量减小，这是导致爆管的直接原因。 而氧化皮的形成与其温度有密切关系9 ”，分析壁温将有助于找出爆管的主要原因。现将爆管及超温原因 归纳为如下几点： 1 锅炉炉膛出口烟温是锅炉设计的一个重要参数，其不仅直接反映了锅炉炉膛尺寸的设计是否合 理，且对锅炉的安全经济运行有着重要影响。扬二厂锅炉自投产以来，炉膛出口烟温一直偏高，比原设 计值高约1 0 0 1 3 ，这是由于制造厂商对于神府煤的粘污性、燃烧认识不足，锅炉炉膛尺寸设计偏小。同 时由于d r b e i - x c l 烧烧器采用了分级燃烧降低n o x 技术，延长了煤粉在炉内的燃尽时间，这些都将 导致炉内烟气放热量少，则单位燃料对应蒸发量减小，最终导致布置在炉膛出口后面的受熟面超温。 2 在高过出口段大量采用s a - 2 1 3 t 2 2 管材，该材料具有很好的高温强度，但其抗氧化温度较低， 因而超温后t 2 2 管内的抗氧化能力下降，长期超温运行导致管内生成一定厚度的金属氧化层，达到一定 厚度的氧化层脱落后，在蒸汽流速较低的情况下沉积在管束下部弯头处，参见图2 一l o ，减少了管内工质 流量，使管壁金属不能正常被冷却，金属短期过热引起爆管，这已从金相组织结构方面得到证实。 3 目前运行中过热蒸汽减温水量大大高于原设计值，在主汽流量较起小的情况下投入减温水，一 旦减温水的雾化作用较差，较大的水滴会对高过出口段金属产生较大的热冲击，严重时极易造成氧化皮 剥落，堵塞管道，引起超温爆管。 图2 1 0 氧化皮堵塞示意图 图2 1 1t 9 1 和t 2 2 许用应力 4 正常温度情况下，t 9 1 钢材的比t 2 2 耐高温，且t 9 1 抗氧化性更高，但爆管位置大部分是在t 9 1 材质部分，这是由t 9 1 和t 2 2 材料特性决定的。由图2 - 1 1 可以看出，t 9 1 钢材在壁温超过5 5 0 c ) 舌，许 第二章b & w2 0 0 0 t h 锅炉高温过热器超温爆管问题与改造方案 用应力减小速度比t 2 2 快得多，当氧化皮剥落堵塞了蒸汽通道，蒸汽流量减小，此时金属壁温显著增高， 在壁温高于7 0 0 c 后，t 9 1 的许用应力和t 2 2 相差不大，又由于t 9 1 布置工质出口段，这段金属壁温比 1 2 2 部分相对高一些，且t 9 1 管段部分壁厚较小，所以管圈出口t 9 1 材质部分更易爆管。在温度较高段， t 2 2 的许用应力相对温度变化较为平缓。 5 爆管现象均发生在机组并网后的十几小时后，这说明在机组达到一定的负荷后过热器才爆管。 在低负荷段，蒸汽流量较小，流速较低，氧化皮剥落并未对管道阻力产生很大的影响，且低负荷时烟气 温度相对较低，所以低负荷时未发生爆管现象。随着负荷的增加，蒸汽流量增大，蒸汽流速增加，此时 氧化皮剥落所在管圈阻力增大，管圈流量减小，金属壁温急速升高，最终导致超温爆管。 2 2 5 可能的或已实施的改造方案分析 根据上面的分析，并从保证锅炉的正常安全运行考虑，解决# 1 - 2 炉过热器金属超温和爆管问题应从 减轻对流受热面金属超温和抑制金属氧化层脱落两方面寻求有效方案。 扬州二电厂在这两方面已经进行了大量的工作，主要包括锅炉燃烧调整、锅炉设备改造、运行措施 调整等【”】。 1 锅炉燃烧调整 曲煤粉细度调整 根据试验结果，煤粉细度变化对锅炉各项热损失和效率影响甚微，从过热器角度看，采用较细的煤 粉时，过热器壁温相对低一些。 b 1 燃烧器滑动挡板及内# 1 - - 次风叶角度调整 燃烧器滑动挡板及内外二次风叶角度的大小会影响着火距离，对减温水量，壁温有较大的影响。扬 二厂根据实验将内二次风叶片开度定位在4 0 ，外二次风叶片开度定位在6 0 。 c ) 锅炉变煤种 燃烧煤种会对锅炉运行主要参数( 炉膛出口烟温、减温水量、各段受热面的壁温分布) 产生较大的 影响。但扬二厂进行了变煤种试验，锅炉超温情况并未根本好转。 2 锅炉设各改造 a 1 增加锅炉炉膛区域吹灰器 扬二厂在原有3 0 支炉膛吹灰器的基础上又增加了4 2 台炉膛及燃烧器区域吹灰器，以消除原锅炉吹 灰存在的死区，通过增加炉膛的清洁度来增加炉膛的吸热量，从而达到降低炉膛出口烟温，减小过热器 壁温。实践表明，进行改造后，锅炉炉膛出口烟温有所下降，减温水量降了近3 0 t h 。 ”锅炉燃烧器改造 b & w 公司提出在一次风喷嘴中加一旋流器，使一次风由直流变成旋流，促进一，二次混合，从而 提高燃烧强度为火焰中心温度；增加炉膛吸热，减少减温水量；最终降低高过管屏的壁温。 c ) 增加锅炉受热面 嘉兴电厂与扬二厂锅炉均为北京