【正文】 al direction for the optimum design of the heatexchanger surface and the accident analysis.Key words: Boiler；Superheater；Thermal deviation；Wall temperature；Overheating and tube rupture目 錄目 錄摘 要 IABSTRACT II目 錄 III第1章 緒 論 1 課題背景 1 國內(nèi)外研究成果和發(fā)展動(dòng)態(tài) 2 課題研究的內(nèi)容與方法 3第2章 過熱器系統(tǒng)的熱偏差理論分析 1 概述 4 過熱器熱偏差概念敘述 4 煙氣側(cè)熱偏差的原因 5 蒸汽側(cè)流量偏差原因 8第3章 過熱器熱偏差基本計(jì)算方法 11 概述 11 熱負(fù)荷不均系數(shù)計(jì)算 11 14 并聯(lián)管組流量偏差計(jì)算 17 熱偏差系數(shù)計(jì)算 22 金屬壁溫計(jì)算 23 實(shí)例鍋爐介紹 25 實(shí)例應(yīng)用計(jì)算結(jié)果 26第4章 減小熱偏差的措施 29 29 減少蒸汽側(cè)偏差的措施 32結(jié) 論 32致 謝 33參考文獻(xiàn) 36第1章 緒 論第1章 緒 論 課題背景隨著我國電力工業(yè)的發(fā)展，火力發(fā)電機(jī)組的裝機(jī)容量不斷增大，300MW、600MW 機(jī)組已成為電網(wǎng)中的主力機(jī)組，這部分機(jī)組運(yùn)行質(zhì)量的優(yōu)劣對整個(gè)電網(wǎng)運(yùn)行的可靠性、經(jīng)濟(jì)性有著非常重要的影響。隨著機(jī)組容量的增大，鍋爐過熱系統(tǒng)因熱偏差引起的超溫爆管事故愈加頻繁，極大地影響了發(fā)電廠的安全、經(jīng)濟(jì)運(yùn)行。目前，我國大型電站的過熱系統(tǒng)存在兩個(gè)突出的問題[2]:一是某些機(jī)組的受熱面管子因超溫頻頻發(fā)生爆管事故，嚴(yán)重威脅機(jī)組的安全運(yùn)行；二是某些機(jī)組的過熱器雖然沒有發(fā)生爆管事故，但是由于設(shè)計(jì)時(shí)采用了高質(zhì)量流速，整體采用高檔合金鋼，使得機(jī)組制造成本增加以及機(jī)組運(yùn)行經(jīng)濟(jì)性變差。我國許多鍋爐制造廠普遍采用原蘇聯(lián)熱力計(jì)算標(biāo)準(zhǔn)方法來計(jì)算壁溫，這種方法對于過去容量小、參數(shù)低的鍋爐機(jī)組來說，計(jì)算結(jié)果還比較正確，但是對于現(xiàn)代大容量、高參數(shù)的電站鍋爐來說，不可避免地帶來一些問題。正是由于大型機(jī)組具有上述特點(diǎn)，原有的熱偏差及壁溫計(jì)算方法已不適應(yīng)。因此，分析研究鍋爐高溫受熱面產(chǎn)生熱偏差的機(jī)理與原因，改善原有的熱偏差計(jì)算方法，以便獲得高溫受熱面管子的真實(shí)壁溫，從根本上采取相應(yīng)措施，減少或防止高溫受熱面的超溫爆管事故的發(fā)生，具有非常重要的實(shí)際意義[3]。但是由于爐內(nèi)環(huán)狀氣流螺旋上升至爐膛出口時(shí)存在較大的殘余旋轉(zhuǎn)造成沿?zé)煹缹挾确较虻臒熕贌煖仄?，以及因集箱?lián)接方式、渦流等原因造成的并聯(lián)管屏流量分布不均和同屏各管吸熱不均，經(jīng)常引起受熱面局部超溫爆管事故的發(fā)生。就爐內(nèi)氣流殘余旋轉(zhuǎn)引起的煙速煙溫偏差問題，許多學(xué)者采用?；囼?yàn)和數(shù)值模擬的方法，進(jìn)行了大量的實(shí)驗(yàn)研究和技術(shù)攻關(guān)，對爐側(cè)引起熱偏差的機(jī)理有了進(jìn)一步的認(rèn)識(shí)，并獲得一些通過優(yōu)化燃燒系統(tǒng)減小熱偏差的可行性方案。對于帶等徑三通結(jié)構(gòu)集箱中蒸汽的渦流問題，國內(nèi)做了初步的試驗(yàn)研究，由于其復(fù)雜性，還有待進(jìn)一步地深入研究。國外對這些問題雖開展過一些工作，但涉及的廣度和深度有限。綜合考慮引起熱偏差的各種因素，準(zhǔn)確計(jì)算管子出口汽溫和危險(xiǎn)部位的壁溫，是過熱器和再熱器超溫爆管事故分析 、改造的技術(shù)關(guān)鍵；同時(shí)，也是鍋爐制造廠家提高鍋爐設(shè)計(jì)水平的重要環(huán)節(jié)[4]。（2）蒸汽側(cè)流量偏差的因素分析，包括受熱面集箱引入、引出方式不當(dāng)造成的屏（片）間流量偏差和同屏各管圈因阻力特性不同引起的流量分配不均以及因吸熱不均引起的流量不均。，提出減小受熱面熱偏差、防止超溫爆管的相對措施，并論證其可行性。具體思路如下：，結(jié)合大型實(shí)例鍋爐，進(jìn)行分析、計(jì)算、驗(yàn)證。，利用實(shí)測數(shù)據(jù)，檢驗(yàn)計(jì)算結(jié)果的正確性，并完成本課題的剩余工作。(2) 一個(gè)管組沿?zé)煹缹挾雀髌恋恼羝髁康钠? 這是由進(jìn)出口集箱中蒸汽靜壓的變化所造成的。 例如一片管屏的外圈管長度最長,同時(shí)外圈管子口徑又與其它管子相同, 則流量最小。(4) 一片屏中各根管子的吸熱量的偏差, 這是由每根管子各個(gè)管段吸收屏前、屏后及屏間煙氣的輻射熱量以及對流熱量的偏差所引起。如果屏前煙氣的煙溫高、黑度大, 外圈管的總吸熱量就會(huì)增大很多。以上5 個(gè)因素中, 只有第1 個(gè)因素與燃燒系統(tǒng)的設(shè)計(jì)及運(yùn)行2 方面都有關(guān)。除了上述引起熱偏差的設(shè)計(jì)及結(jié)構(gòu)方面的原因外，在鍋爐機(jī)組的運(yùn)行過程中，一些非正常的運(yùn)行狀況也會(huì)引起熱偏差現(xiàn)象或加劇熱偏差的幅度，例如火焰中心偏移、煤種變化、燃燒不正常、高壓加熱器切除、過量空氣系數(shù)過高等原因都可能使對流煙道中的煙溫升高，使過熱器的噴水量增加，造成噴水點(diǎn)前各級(jí)受熱面的介質(zhì)溫度高于設(shè)計(jì)值。 過熱器熱偏差的概念敘述由于設(shè)計(jì)和運(yùn)行等因素的影響，在過熱器、再熱器管組中并聯(lián)各根管子吸熱量、介質(zhì)流量及管子阻力系數(shù)存在差別，使得各根管子中的蒸汽焓增也就各不相同，于是管子內(nèi)工質(zhì)溫度亦不相同，這種現(xiàn)象就稱為過熱器和再熱器的熱偏差。管子焓增等于管組平均焓增的管子稱為平均管；焓增大于管組平均焓增的管子，稱為偏差管。如以角標(biāo)1和2分別表示管圈進(jìn)出口的數(shù)值，則有： (22)其中：、—分別表示管組受熱面的外幣平均熱負(fù)荷、平均受熱面積和平均工質(zhì)流量；、—分別表示偏差管受熱面的外壁熱負(fù)荷、受熱面積和工質(zhì)流量。四角切向燃燒鍋爐是我國目前大型火電廠的主要爐型，這種爐型憑其爐內(nèi)火焰充滿度高、風(fēng)粉混合強(qiáng)烈、煤種適應(yīng)性強(qiáng)、煤粉燃盡度高等系列優(yōu)點(diǎn)被普遍采用。研究發(fā)現(xiàn)其對流煙道左右兩側(cè)的煙溫偏差非常明顯，多數(shù)鍋爐煙溫偏差達(dá)到 100℃以上，有的甚至高達(dá) 270℃以上[8]。而引起對流煙道煙速煙溫偏差的一個(gè)重要原因就是爐膛出口存在的殘余旋轉(zhuǎn)。由爐內(nèi)氣流流動(dòng)特點(diǎn)知道，進(jìn)入屏區(qū)的氣流軸向上升速度沿爐寬方向基本上是左右對稱的，左右兩側(cè)速度高，中部速度低， 這樣進(jìn)入屏區(qū)中間通道的氣流流量小，流速低，而進(jìn)入屏區(qū)左右兩側(cè)通道的氣流流量大，流速高[16~17]。而右側(cè)氣流由于切向速度方向指向爐后，氣流在進(jìn)入屏區(qū)后上升很短的高度就進(jìn)入對流煙道，相對左側(cè)氣流而言，右側(cè)氣流發(fā)生了“短路”。因此，對流煙道內(nèi)形成左右兩側(cè)煙氣速度偏差的根本原因是由于爐膛上升旋轉(zhuǎn)氣流的殘余旋轉(zhuǎn)導(dǎo)致煙氣在屏區(qū)左右兩側(cè)的流動(dòng)差異，造成了煙氣速度沿爐膛高度和寬度方向上的不均性[8]。大量鍋爐局部超溫分析表明，煙溫偏差是造成受熱面超溫爆管的一個(gè)主要原因，因此有必要對影響煙溫偏差大小的因素進(jìn)行一定的分析。但若 a/b 時(shí)，射流兩側(cè)的補(bǔ)氣條件就會(huì)發(fā)生顯著的差異，射流卷吸煙氣后將使兩側(cè)的壓力差別也大，從而使射流偏斜，不但燃燒的實(shí)際切圓直徑增大，而且火焰中心也易發(fā)生偏移，爐內(nèi)四面水冷壁的熱負(fù)荷分布不均變大；加之爐膛出口氣流殘余扭轉(zhuǎn)增大，煙道中煙速煙溫偏差增大，使煙道中的過熱器再熱器的汽溫偏差增大。此外，煙溫偏差的大小與爐膛深度和水平煙道高度的比值也有一定的關(guān)系。切圓直徑增大，有利于煤粉氣流著火和燃盡，但過大的切圓直徑易使氣流偏斜貼壁，殘余旋轉(zhuǎn)過大，使煙溫、汽溫偏差增加。[10](1)運(yùn)行方式(2)燃燒煤種偏離設(shè)計(jì)煤種(3)一、二次風(fēng)配風(fēng)比(4)燃燒器四角風(fēng)粉不均勻(5)煤粉細(xì)度(6)三次風(fēng)的影響（7）負(fù)荷變化快慢由于電網(wǎng)調(diào)度的需要，機(jī)組負(fù)荷經(jīng)常進(jìn)行大幅度變化，如果燃燒器層數(shù)及磨煤機(jī)投、停調(diào)整不當(dāng)，會(huì)造成著火推遲和火焰中心上移等問題，使?fàn)t膛出口煙溫上升，加劇爐膛出口的煙溫偏差。國內(nèi)人員對引起受熱面工質(zhì)流量分布不均原因的研究進(jìn)行得比較早，取得了較為成熟的理論成果，并運(yùn)用于實(shí)踐。（3）由熱效應(yīng)引起的流量分配不均。從式 可以看出，壓差與阻力系數(shù)一定時(shí)，工質(zhì)比容與流量的平方成反比。從以上概述可以知道，沿?zé)煹缹挾壬细髋殴茏又g流量的分布主要取決于進(jìn)出口集箱中沿軸向方向上靜壓的分布和各排管子幾何特性的偏差以及由熱偏差引起的工質(zhì)比容偏差。 引起屏間流量偏差的原因許多電站鍋爐過熱器和再熱器管組的分配、匯流集箱直徑設(shè)計(jì)的太小或引入引出方式不當(dāng)，且大型鍋爐的集箱長度較長，蒸汽在集箱軸向方向上的靜壓發(fā)生較大的變化而造成非常大的屏（片）間流量偏差。 大型鍋爐為簡化系統(tǒng)或減小集箱長度方向流量分布不均，多采用徑向引入、引出的三通聯(lián)接方式。這種集箱中的靜壓變化比較復(fù)雜，各管子流量偏差系數(shù)的計(jì)算比較繁瑣。由于該類集箱內(nèi)靜壓分布比較復(fù)雜，還有待進(jìn)一步的研究[13]。由于同一管屏中各套管長度、管徑及材質(zhì)不同，各管的阻力系數(shù)不同，從而使各管的流量不同[14]。從表達(dá)式可以看出，管子長度、內(nèi)徑或管材不同時(shí)，管子阻力系數(shù)是不同的。因此，即使并聯(lián)各管的長度、內(nèi)徑以及局部阻力相同時(shí)，材質(zhì)不同流量也會(huì)不同[15]。但是由于同屏各管具有顯著的長度偏差、內(nèi)徑偏差或管材差異，從而引起的管間流量偏差則是不應(yīng)忽視的。大型鍋爐的對流過熱器由于集箱中蒸汽流速高，動(dòng)壓頭大，不論是幾個(gè)管系之間，一個(gè)管系中的各管組之間，還是一個(gè)管組中的各并聯(lián)管子之間，都可能由于集箱中的靜壓變化過大產(chǎn)生較大的流量偏差。因此，再熱器管組非常容易產(chǎn)生由集箱靜壓變化所造成的流量偏差。因此，準(zhǔn)確計(jì)算過熱器受熱面熱偏差大小及管子壁溫就尤為重要。原有壁溫計(jì)算方法的不足有以下幾點(diǎn)[18]：（1）原方法認(rèn)為蒸汽流量最小的管子正好熱負(fù)荷最大，而實(shí)際運(yùn)行實(shí)踐證明，情況并非如此；（2）在計(jì)算校核點(diǎn)的平均汽溫時(shí)，沒有考慮到各管段吸熱能力的不同，即取傳熱系數(shù)為定值；（3）在確定計(jì)算點(diǎn)周向平均熱負(fù)荷時(shí)，沒有考慮到管束前煙氣空間的影響。國內(nèi)人員對熱偏差和壁溫計(jì)算方法進(jìn)行了不斷的研究和改進(jìn)，并取得了一定的成效。這些理論的可行性有待進(jìn)一步研究和論證。 熱負(fù)荷不均系數(shù)計(jì)算由熱偏差的成因知，受熱面管組及并聯(lián)管子接受的熱負(fù)荷分布不均是產(chǎn)生屏間及同屏熱偏差的一個(gè)主要因素。在吸熱不均系數(shù)計(jì)算中，就幾個(gè)比較重要的方面進(jìn)行分析。爐膛出口沿寬度方向熱負(fù)荷不均系的計(jì)算公式為[20]： （31）。對流煙道中沿寬度的吸熱不均勻系數(shù)與下列因素有關(guān)[21]： 圖 31 切向燃燒固態(tài)排渣煤粉爐爐膛出口 （1）鍋爐寬度愈寬，沿?zé)煹缹挾鹊臒煖仄钣?，熱?fù)荷最高處的吸熱不均勻系數(shù)值愈大；（2）沿?zé)煔饬鞒虩崃Σ痪鶆蛐灾饾u減小，即隨著煙氣平均溫度的降低，吸熱不均勻系數(shù)的最大值逐漸減??；（3）隨煙氣與介質(zhì)之間的溫壓減小，吸熱不均系數(shù)增大；（4）一般來說，切向燃燒方式沿?zé)煹缹挾鹊奈鼰岵痪鶆蚍植记€比較固定，可能是中間高兩側(cè)低，曲線沿?zé)煹乐行膶ΨQ分布，如圖 32（a）的曲線 1，或者熱負(fù)荷最高點(diǎn)位置偏向煙道某側(cè),如圖 32（a）中的曲線 2；也可能是呈馬鞍型的如 32（b）曲線[22]。隨著鍋爐容量的增加，如 300MW 和 600MW機(jī)組鍋爐，切向燃燒方式的爐膛出口煙速煙溫的偏差加劇，爐膛出口煙溫偏差有的高達(dá) 100℃以上。令煙道寬度為 a，坐標(biāo)原點(diǎn)定位在煙道左端處，絕對坐標(biāo) x 的相對坐標(biāo)為 X=x/a，由第二章的內(nèi)容知道，沿?zé)煹缹挾鹊奈鼰岵痪禂?shù)分布函數(shù)為： （32）若過熱器再熱器沿?zé)煹缹挾葲]有分成幾段，可認(rèn)為集箱長度 L=a。（1）時(shí)，；（2）時(shí)，；（3）時(shí)，；（4）時(shí)，曲線在此處具有極大值，曲線在此處的斜率為零，即；（5）曲線下面積應(yīng)等于1，即積分利用五個(gè)已知條件可得以下方程組 （33）通過解上列線性方程組，可以得到各系數(shù)的值。 沿上升煙道寬度當(dāng)時(shí)；對稱分布函數(shù)： （34）當(dāng)時(shí)；非對稱分布函數(shù)： （35） 沿水平煙道寬度 當(dāng)時(shí)；對稱分布函數(shù)： （36） 當(dāng)時(shí)；非對稱分布函數(shù)： （37）根據(jù)吸熱不均系數(shù)分布函數(shù)，計(jì)算了330MW自然循環(huán)鍋爐高溫過熱器沿?zé)煹缹挾确较驘崃Σ痪禂?shù)。鍋爐過熱器吸熱不均系數(shù)分布情況如圖 33 的曲線所示[25]。 熱偏差計(jì)算相關(guān)參數(shù)的確定 受熱面偏差系數(shù)的確定 設(shè)屏中任一管段 ，其長度為 ，它接受屏間煙氣輻射的面積為 ,接受爐膛輻射的受熱面積為 。）。那么，管段a的受熱面偏差系數(shù)定義計(jì)算式為： （310） 另外，令，稱為管段a的爐膛輻射因數(shù)。圖 34 面向輻射的第一排管子 p 值第 2 排管及以后各管： （319）第 2 排及以后各排的可由圖 35 中的曲線[13]查取，圖中代表校驗(yàn)管中心到首排管外側(cè)管線的距離，是管子的橫向節(jié)距。各排管子的輻射角系數(shù)隨變化較大，可以由各排計(jì)算式來求。本節(jié)求出了對流管束前后煙氣容積對第 1～6 排管子的輻射角系數(shù) x ，其計(jì)算式