畢 業(yè) 論 文 作 者： 學 號： 系 ： 動力工程 專 業(yè)： 熱能與動力工程 題 目： 電站鍋爐后屏過熱器壁溫計算 及爆管研究 指導者： (姓 名) (專業(yè)技術職務) 評閱者： (姓 名) (專業(yè)技術職務) 2007 年 6 月 東北電力大學本科畢業(yè)論文 摘 要 近年來，我國的火力發(fā)電機組逐漸向大容量方向發(fā)展。由于鍋爐蒸汽參數(shù)的不斷 提高，過熱器和再熱器系統(tǒng)受熱面積越來越大，設計和布置日趨復雜，不可避免地導 致并聯(lián)各管內(nèi)的流量與吸熱量發(fā)生差異。過熱器受熱面中的工質(zhì)是高溫高壓的蒸汽， 而受熱面又處于煙氣溫度較高的區(qū)域，工作條件比較惡劣。因而受設計、制造、運行 等諸多方面因素的影響，過熱器受熱面經(jīng)常發(fā)生超溫現(xiàn)象，嚴重時發(fā)生爆管事故。目 前，大型電站鍋爐爆管事故(BFT)已成為當前威脅發(fā)電設備穩(wěn)定運行的突出矛盾，而 且隨著舊機組服役時間的增加及新機組投產(chǎn)量和參數(shù)的提高，這類事故還有逐年上升 的趨勢，是影響安全發(fā)供電的主要因素。研究和防止過熱器爆管已成為保證火電廠安 全經(jīng)濟運行和提高經(jīng)濟效益的關鍵課題之一。 本文以研究了爆管問題為主，對電站燃煤鍋爐過熱器超溫、爆管的問題進行了綜 合研究，通過對過熱器系統(tǒng)的熱偏差理論的研究，詳細分析了造成過熱器超溫、爆管 的原因，給出了預防過熱器超溫、爆管的方法，并結合一臺具體的鍋爐，計算了在不 同煤種、不同負荷的情況下其后屏幾個危險點的管壁溫度，建立了壁溫與負荷的關系， 提出了鍋爐安全工作的負荷及燃料限制，并提出了技術改造方案?，F(xiàn)場的熱力實驗印 證了技術改造方法的可行性。 關鍵詞：過熱器、超溫、爆管、壁溫計算、技術改造 摘 要 I ABSTRACT In recent years， thermal generator unit capacity rased more and more in china. With steam parameter in boiler increased continuously，heating surface area of superheater and reheater became bigger and bigger， and the design and arrangement became more and more complex， and these lead to the flow and heat absorption capacity difference in parallel tubes unavoidably. Because the mediator working in the superheater are high temperature and high pressure steam， and the heating surfaces are in the high temperature fume area， so the working condition is bad. Overtmperature， even tube explosion in the heating surface of superheater always happen because of many elements in design， manufacture and operation.At present， tube explosion of power station (BTF become an important problem influencing the safe of the power station operation. And with the increase of the time on active service of old units and improvement of operation amount and parameter on new units， this kind of accident has trend of rising year by year， and is the main factor influencing the safe of the operation. So， study on preventing tube explosion become one of the key subjects on power plant safe economical operation and increasing economic efficiency. The research developed on the overtemperature and tube explosion of superheater in power plant and analysed the reason of overtemperature and tube explosion of superheater by the research on heat deviation coefficient and gave the precaution. The author has，calculated some dangerous points while using different coals and running under different load condition ，established the mathematic relation on wall temperature with load， and proposed the limit of load and fuel for safe work and given the technological transformation methods to solve these problems and proved the feasibility of the methods by the analysis of field thermal performance of the boiler. Key Words： superheater， overtemperature， tube explosion， thermal calculation， technological transformation 東北電力大學本科畢業(yè)論文 II 目 錄 摘 要 .I ABSTRACT.II 目 錄 .III 第 1 章 緒 論 .1 1.1 課題的選題背景 .1 1.2 國內(nèi)外研究的現(xiàn)狀 .1 1.3 壁溫計算 .3 第 2 章 過熱器系統(tǒng)的熱偏差理論分析 .5 2.1 熱力不均勻性 .6 2.1.1 沿煙道寬度的熱力不均勻性 .6 2.1.2 沿煙道高度( 或深度)的熱力不均勻性 .7 2.1.3 同屏(片)各管的熱力不均勻性 .7 2.2 水力不均勻性 .8 2.2.1 集箱效應引起的流量不均勻性 .8 2.2.2 管子結構差異引起的流量分配不均勻性 .8 2.2.3 熱效流動引起的流量分配不均勻性 .8 第 3 章 受熱面超溫爆管原因及預防措施綜述 .9 3.1 設計原因造成受熱面超溫、爆管原因綜述 .9 3.1.1 熱力計算結果與實際不符 .9 3.1.2 爐膜選型不當 .9 3.1.3 過熱器系統(tǒng)結構設計及受熱面布置不合理 .9 3.1.4 壁溫計算方法不完善，導致材質(zhì)選用不當 .10 3.2 制造工藝、安裝及檢修質(zhì)量對受熱面超溫、爆管的影響 .10 3.2.1 聯(lián)箱中間隔板焊接問題 .11 3.2.2 聯(lián)箱管座角焊縫問題 .11 3.2.3 異種鋼管的焊接問題 .11 3.2.4 普通焊口質(zhì)量問題 .11 3.2.5 管子彎頭橢圓度和管壁減薄問題 .12 3.2.6 異物堵塞管路 .12 3.2.7 管材質(zhì)量問題 .12 3.3 調(diào)溫裝置設計不合理或不能正常工作引起的受熱面超溫爆管的分析 .12 3.3.1 減溫水系統(tǒng)設計不合理 .13 3.3.2 噴水減溫器容量不合適 .13 3.3.3 文氏管式噴水減溫器端部隔板漏流及局部渦流 .13 3.3.4 噴水減溫器調(diào)節(jié)閥調(diào)節(jié)性能問題 .14 3.3.5 再熱器調(diào)節(jié)受熱面 .14 3.3.6 擋板調(diào)溫裝置 .14 目 錄 III 3.3.7 煙氣再循環(huán) .14 3.3.8 火焰中心的調(diào)節(jié) .15 3.4 鍋爐運行狀況影響受熱面超溫、爆管的幾種情況簡介 .15 3.4.1 爐內(nèi)然燒工況 .16 3.4.2 高壓加熱器投入率低 .16 3.4.3 煤種的差異 .16 3.4.4 負荷變化 .17 3.4.5 汽機高壓缸排汽溫度降低 .17 3.4.6 受熱面站污 .17 3.4.7 磨損與腐蝕 .17 3.4.8 運行管理 .18 3.5 預防過熱器管壁超溫的方法 .18 3.5.1 結構措施 .18 3.5.2 運行措施 .19 第 4 章 熱偏差和壁溫計算 .24 4.1 熱偏差系數(shù)的計算 .24 4.1.1 結構偏差系數(shù)的計算 .24 4.1.2 吸熱偏差的計算 .24 4.1.3 水力偏差系數(shù)的計算 .26 4.2 壁溫計算 .30 第 5 章 屏式過熱器結果分析及應用 .35 5.1 計算結果 .35 5.2 計算結果應用 .37 5.2.1 鍋爐安全工作的負荷及燃料限制 .37 5.2.2 預防超溫的技術方案 .37 結 論 .40 致 謝 .41 參考文獻 .42 東北電力大學本科畢業(yè)論文 - 0 - 第 1 章 緒 論 1.1 課題的選題背景 改革開放的20年是我國電力工業(yè)大發(fā)展時期，到2000 年底全國發(fā)電裝機容量達到 3.19億kW，年發(fā)電量達到13685 億kWh， 成為世界上第二大電力生產(chǎn)國。隨著我國電力 工業(yè)的發(fā)展， 火力發(fā)電機組的容量不斷增大， 電站鍋爐過熱器超溫爆管、泄漏的問題 也日益嚴重， 影響了發(fā)電廠的安全、穩(wěn)定和經(jīng)濟運行。由此引起的非計劃停運時間占總 停運時間的20% 左右，少發(fā)電量占總少發(fā)電量的25%左右。 所以分析鍋爐過熱器爆管的 機理及原因， 監(jiān)測過熱器的管壁溫度， 從根本上采取措施減少過熱器由于管壁超溫引 起的爆管。 對于發(fā)電機組安全經(jīng)濟運行是非常重要的一項工作 1。 目前，大型電站鍋爐爆管事故(BTF)已成為當前威脅發(fā)電設備穩(wěn)定運行的突出矛盾。 據(jù)統(tǒng)計，“七五”期間全國 200MW 以上機組共發(fā)生鍋爐事故 1976 次，其中鍋爐爆漏事故 為 1417 次，占鍋爐事故的 72%2 。在鍋爐爆管事故中過熱器爆管造成的事故損失最大， 而且隨著舊機組服役時間的增加及新機組投產(chǎn)量和參數(shù)的提高，這類事故還有逐年上升 的趨勢，是影響安全發(fā)供電的主要因素。 鍋爐過熱器、再熱器及省煤器既是受熱面又是承壓部件。而過熱器是鍋爐承壓部件 中工作溫度最高的受熱面，管內(nèi)流過的是高溫高壓蒸汽，其傳熱性能較差，而管外又是 高溫煙氣，所處環(huán)境惡劣，因此損壞事故的比例非常大。因此，研究和防止過熱器爆管 已成為保證火電廠安全經(jīng)濟運行和提高經(jīng)濟效益的關鍵課題。了解過熱器爆管事故的直 接原因和根本原因，搞清管子失效的機理，并提出預防措施，減少過熱器爆管的發(fā)生是 當前的首要問題。 1.2 國內(nèi)外研究的現(xiàn)狀 造成過熱器爆管的直接原因很多， 而其中最主要的是設計因素、制造安裝檢修和運 行。 而設計因素中有圓燃燒方式本身所固有的缺陷。四角切圓燃燒的爐內(nèi)旋轉上升氣流 由爐膛出口進入對流煙道時， 存在相當強的殘余旋轉， 引起對流煙道兩側的煙速差和 第 1 章 緒 論 - 1 - 煙溫差， 使煙道內(nèi)熱負荷分布不均， 從而導致過熱器超溫爆管。設計選用系數(shù)不合理。 如華能上安電廠由B 外壁氧化皮110mm ，又使管壁減薄，因此爆 管頻繁 18。燃煤灰分高。如山東十里泉電 東北電力大學本科畢業(yè)論文 - 2 - 廠的SG400/140-M413型鍋爐， 燃煤灰分高達37.11% ，長期運行造成磨損爆管 19。高壓 加熱器投入率低。如江西景德鎮(zhèn)電廠SG220-100-1 型煤粉爐的高壓加熱器長期投用不正 常， 給水溫度為150160， 一直未達到設計要求的215， 使過熱蒸汽溫度升高， 造成超溫爆管 20。 國際上已經(jīng)對鍋爐爆管機理有了很深研究，可分為22種故障機理，并且已有19種都 已查明并徹底解決，但有三種機理在當時是不能有效地、徹底地解決。這三種機理是： 發(fā)生在水冷壁水側和省煤器管的腐蝕疲勞爆管， 發(fā)生在超臨界機組水冷壁煙氣側管壁最 高熱流量段的環(huán)形裂紋以及飛灰磨損。進一步分析表明可用率提高的障礙不是技術問題， 而是管理和經(jīng)濟問題，研究人員發(fā)現(xiàn)， 電廠人員經(jīng)常是不接觸技術的管理，很難斷定事 故機理。 而結合我國電站鍋爐過熱器爆管事故實際， 把電站鍋爐過熱器爆管歸納為以下 9 種不同的機理：長期過熱、短期過熱、磨損、汽側的氧腐蝕、應力腐蝕裂紋、熱疲勞、 高溫腐蝕、異種金屬焊接、質(zhì)量控制失誤 【2123】 。 1.3 壁溫計算 大容量鍋爐的分隔屏與后屏過熱器的傳熱計算關系著鍋爐的汽溫特性以至鍋爐的變 負荷性能。正確的理論計算方法應能客觀反映鍋爐在變負荷、改變各層燃燒器投入方式 等條件下的實際運行規(guī)律。 關于后屏過熱器壁溫計算方法分別在以下文獻有所涉及： 文獻24中對屏式過熱器的壁溫計算方法進行了分析研究，通過對比，采用了一種 更為嚴格的數(shù)值計算方法，并且編制了壁溫數(shù)值計算程序。將屏式過熱器各離散化為小 單元，按工質(zhì)流動順序逐次計算小單元的熱負荷，進而求出壁溫分布，對屏式過熱器入 口進行二維離散，考慮影響管子傳熱的結構、位置、流動等偏差因素。該方法便于在計 算機上實現(xiàn)快速準確的管壁溫度計算預測。 文獻25用了與文獻23基本一致的方法對電站鍋爐對流過熱器的壁溫進行了改進。 文獻26提出了大容量鍋爐屏式過熱器傳熱計算新方法，不僅能突出屏式過熱器傳 熱過程的實際規(guī)律，而且計算簡便。對一些重要的細節(jié)進行了比較詳細的理論分析。 文獻27提出了原蘇聯(lián)熱力計算標準 第 1 章 緒 論 - 3 - （1973 年）73 法的壁溫計算提出了其中許多不足并且提出了修改意見并編制了計算程序。 東北電力大學本科畢業(yè)論文 - 4 - 第 2 章 過熱器系統(tǒng)的熱偏差理論分析 過熱器和再熱器長期安全工作的首要條件是其金屬壁溫不超過材料的最高允許溫度。 然而，要滿足這一條件是有一定難度的，這是因為過熱器和再熱器中工質(zhì)的溫度最高， 受熱面的熱負荷也相當高，而蒸汽的放熱系數(shù)卻較小，故其管壁溫度很高，已接近鋼材 的最高允許溫度。運行時，由于熱偏差或汽溫變化等原因，可能使個別管子因壁溫過高 或者超過允許溫度而損壞。過熱器和再熱器的管壁溫度與其并列管子間的熱偏差密切相 關。所謂熱偏差指過熱器和再熱器管組中因各根管子的結構尺寸、內(nèi)部阻力系數(shù)和熱負 荷可能不同而引起的每根管子中的蒸汽焓增不同的現(xiàn)象 28。熱偏差的程度可用熱偏差系 數(shù) 來衡量，即 (2-1)0hp 式中： 熱偏差管（所檢測管子）中工質(zhì)的焓增，kJ/kg；ph 管組中工質(zhì)的平均焓增，kJ/kg。0 由于工質(zhì)的焓增是由管子外壁所受到的熱負荷 Q、受熱面積 H 以及管子內(nèi)部工質(zhì)流 量 G 所決定，因此可以得到熱偏差系數(shù)的公式為：在式 (21)中， 和 可表示為：ph0kgJGFqhp/,/,0 式中： 分別為偏差管外壁面熱負荷，kJ/(m 2s)，受熱面積，m 2，及工質(zhì)流ppGFq、 量，kg/s； 分別為管組外壁面熱負荷，kJ/(m 2s)，受熱面積，m 2，及工質(zhì)流量，00、 kg/s。 于是，有： (22)GFqpFq00/1 吸熱不均勻系數(shù)；q 第 2 章 過熱器系統(tǒng)的熱偏差理論分析 - 5 - 結構不均勻系數(shù)；F 流量不均勻系數(shù)。G 由于過熱器和再熱器并列工作的管子間的受熱面積差別不大，所以結構不均勻系數(shù) 基本上近似于 1，因根據(jù)式 (22)，產(chǎn)生熱偏差的主要原因是吸熱不均和流量不均。顯F 然，對于過熱器來說，最危險的將是熱負荷較大而蒸汽流量又較小，因而其汽溫又較高 的那些管子。 2.1 熱力不均勻性 在實際運行過程中，由于結構設計和運行中的諸多因素的影響，過熱器和再熱器受 熱面的不同管排及同一管排的不同管圈的熱負荷存在著很大的差別，使各管圈的吸熱量 不同，這種現(xiàn)象稱為熱力不均勻性。它主要包括三方面：沿煙道寬度的熱力不均勻性； 沿煙道高度(或深度) 的熱力不均勻性；同屏(片) 各管的熱力不均勻性。 2.1.1 沿煙道寬度的熱力不均勻性 我國的大容量電站鍋爐大多采用四角布置切圓燃燒方式，這種燃燒方式的特點是在 爐內(nèi)按一假想切圓組織燃燒，在爐內(nèi)燃燒器區(qū)域形成一個穩(wěn)定的旋轉大火球。各個角的 煤粉氣流噴入爐內(nèi)受到上游已燃高溫旋轉火焰的點燃而迅速著火，因此著火條件良好， 煤種適應性較廣，幾乎可以成功的燃用各種固體燃料。爐內(nèi)的強烈旋轉使煤粉氣流的后 期湍流混合仍然十分強烈，煤粉燃盡條件也較理想。 但是，四角切圓燃燒也存在其固有的缺點 33-36。由于爐內(nèi)旋轉上升氣流在爐膛出口 還存在相當強的殘余旋轉強度，故在對流煙道內(nèi)會對其熱負荷分布產(chǎn)生不利影響。當四 角切圓燃燒器的四股射流中出現(xiàn)一角或幾角的射流強弱不同或燃燒器擺動角度不一致時， 都將影響爐內(nèi)正常氣流工況，尤其是出現(xiàn)卻角、兩對角等運行方式。若爐內(nèi)氣流工況正 常，四角燃燒器燃料量不均勻也會引起燃燒偏斜，影響煙道內(nèi)煙溫和煙速分布。除燃燒 偏斜外，爐內(nèi)煙氣的旋轉方向?qū)煹纼?nèi)的煙氣偏斜也有影響，當氣流右旋使偏向右側， 左旋時偏向左側。故對逆時針方向旋轉的切向燃燒方式，當兩側受熱面對稱布置，經(jīng)熱 交換后，煙溫和蒸汽溫度也相應地存在偏差。 東北電力大學本科畢業(yè)論文 - 6 - 2.1.2 沿煙道高度(或深度)的熱力不均勻性 在大容量電站鍋爐中，由于煙道尺寸較大，因此煙道內(nèi)的熱負荷(或煙溫)分布不僅在 寬度方向上不均勻，在煙道深度及高度方向也存在不均勻性。這種不均勻性與鍋爐容量 大小、爐內(nèi)燃燒器布置、運行方式及受熱面布置情況有關，其值大小主要取決于受熱面 在煙道中的位置。 2.1.3 同屏(片) 各管的熱力不均勻性 在大容量電站鍋爐中，過熱器與再熱器受熱面管排大多采用若干根 U 型管圈并聯(lián)結 構，這種結構型式客觀上決定了同一管排的不同管圈之間的吸熱情況的不同，具體又分 為以下幾種情況 29， 30， 31 1 輻射吸熱量不均勻性 受熱面中各管段接受管束前或管束后煙氣空間的輻射熱的多少與受熱面在煙氣流程 中所處的位置有關。對屏來說，屏前煙氣或爐膛向屏輻射的熱量約占屏總吸熱量的 20%40%，對流過熱器和再熱器約為 5%25%，而且這部分熱力并非均勻分配給管片中 各種不同類型的管段。 對于受到爐膛輻射或屏前煙氣容積輻射的屏式過熱器來說，各排管子接受屏前輻射 的角系數(shù)及該輻射被減弱的程度是不同的，因而屏式過熱器各排管子接受屏前輻射的熱 量不同。 2 同屏輻射吸熱量不均勻性 現(xiàn)代大容量電站鍋爐的過熱器和再熱器系統(tǒng)一般都采用順列布置，橫向節(jié)距大于縱 向節(jié)距 37-40。一般屏式過熱器的總吸熱量中，屏間煙氣輻射熱約占一半左右，而屏中各 管段吸收屏間煙氣輻射的受熱面積是不同的。在實際運行過程中，由于管子表面積灰， 縱向?qū)嶋H間隙往往因積灰而減小，故一般中間管只受到兩側屏間煙氣的輻射，而前后縱 向節(jié)距不同的管子則幾乎受到三面屏間煙氣的輻射。首末排管除兩側外還受到前面和后 面煙氣空間的輻射，懸空管受到四面煙氣的輻射，因此外圈管、最內(nèi)圈管和懸空管等管 子的吸熱量增大，靠近管束間小煙氣室的管段也比中間管段吸收更多的屏間煙氣輻射熱。 3 同屏吸收對流吸熱量不同 煙氣沖刷過熱器和再熱器受熱面管束時，由于在管圈的后部產(chǎn)生一個很不規(guī)則且目 第 2 章 過熱器系統(tǒng)的熱偏差理論分析 - 7 - 前還難以進行理論分析的漩渦分離流動區(qū)。文獻32曾對數(shù)十種計算公式進行分析對比， 對流換熱強度不僅與煙氣和工質(zhì)的物理特性、流速及溫度有關，還受到管束的幾何特性 (排列方式、管節(jié)距、管徑、管排數(shù)及管子的幾何特性等因素)的影響。 2.2 水力不均勻性 在過熱器和再熱器系統(tǒng)中，各管圈內(nèi)的工質(zhì)過熱蒸汽的流量存在差異，即流量分 配不均勻，這種不均勻性是由于各管圈沿集箱靜壓變化、阻力系數(shù)、管子吸熱和重位壓 頭不同等因素引起的 41， 42。 2.2.1 集箱效應引起的流量不均勻性 過熱器和再熱器蛇型管的進出口一般均與集箱相連，沿集箱長度方向上，由于工質(zhì) 流速、重位壓頭和阻力大小的變化，使各點的壓力不等，從而影響與其相接的管子進、 出口壓差，引起各管工質(zhì)流量分配不均勻，它主要與進、出口集箱的布置，即工質(zhì)的引 入、引出方式、集箱內(nèi)徑尺寸及其材質(zhì)等因素有關。 在大型電站鍋爐中，工質(zhì)流量增加，而集箱直徑變化相對較小，因而集箱內(nèi)工質(zhì)軸 向流速增大，使集箱兩端靜壓差增大，造成很大的流量不均勻性，引起局部受熱面損壞。 尤其是再熱器系統(tǒng)，因工質(zhì)壓力較低、比容較大，集箱內(nèi)工質(zhì)壓力較低、比容較大，集 箱內(nèi)工質(zhì)的軸向流速就更高，由集箱效應引起的流量不均勻性將更為嚴重。 2.2.2 管子結構差異引起的流量分配不均勻性 現(xiàn)代大容量電站鍋爐的過熱器和再熱器受熱面管屏大量采用 U 形管并聯(lián)結構，因而， 在同一管屏中并聯(lián)各管圈的長度、彎頭的角度及其彎曲半徑必然不同，此外，近年來在 設計中還引入了外圈管增大管徑和同一根管子沿長度采用不同管徑或管材并接而成的結 構。因此，即使是對于從集箱同一截面上引出或引入的管排，并聯(lián)各管因長度、彎頭、 管子內(nèi)徑和管材不同引起的阻力系數(shù)的差異，會使其流量也各不相同。 2.2.3 熱效流動引起的流量分配不均勻性 熱效流量偏差是指由于管圈的吸熱量差異引起的各管圈的流量不同的現(xiàn)象。在實際 運行過程中，由于沿寬度及同屏熱力不均勻性的存在必然導致各管圈吸熱量的不同，因 而熱效流量偏差也將加劇各管圈的流量分配不均。 東北電力大學本科畢業(yè)論文 - 8 - 第 3 章 受熱面超溫爆管原因及預防措施綜述 3.1 設計原因造成受熱面超溫、爆管原因綜述 3.1.1 熱力計算結果與實際不符 熱力計算不準的焦點在于爐膛的傳熱計算 43，即如何從理論計算上較合理的確定爐 膛出口煙溫和屏式過熱器的傳熱系數(shù)缺乏經(jīng)驗，致使過熱器受熱面的面積布置不夠恰當， 造成一、二次汽溫偏離設計值或受熱面超溫。 國內(nèi)各鍋爐廠以往均采用蘇聯(lián) 1957 年和 1973 年熱力計算標準設計鍋爐，由于該標 準未考慮爐膛幾何尺寸對爐內(nèi)傳熱的影響，故計算與實際出入較大，算出的爐膛出口煙 溫比實測值高 70100。若煤種基本符合設計范圍，則運行中汽溫偏低，如黃島電廠 SG50412 型鍋爐和龍口電廠 WG670/ 140-2 型鍋爐汽溫偏低，主要是熱力計算與實際不符 引起的。 3.1.2 爐膜選型不當 我國大容量鍋爐的早期產(chǎn)品，除計算方法上存在問題外，缺乏根據(jù)燃料特性選擇爐 膛尺寸的可靠依據(jù)，使設計出的爐膛不能適應煤種多變的運行條件。還有，爐膛高度偏 高，引起汽溫偏低，如黃島電廠 SG50412 型鍋爐和龍口電廠 WG670/140-2 型鍋爐汽溫偏 低與爐膛高度偏高有關;相反爐膛高度偏低則引起超溫，如重慶電廠 DG670/140-8 型鍋爐 因爐膛設計過矮，引起高溫過熱器和熱段再熱器超溫，尤其是在啟動階段更為明顯。而 當燃用灰熔點稍低的煤種時，該問題尤其突出，此時可能造成爐膛結焦，使過熱器超溫 甚至爆管 44，如南京電廠和萊蕪電廠 SG50416 型鍋爐均存在這個問題。爐膛選型不當在 個別進口機組上也存在，如元寶山電廠配 600MW 機組鍋爐的過熱器超溫也與該爐的爐膛 高度偏低有關。 3.1.3 過熱器系統(tǒng)結構設計及受熱面布置不合理 調(diào)研結果表明，對于大容量電站鍋爐，過熱器結構設計及受熱面布置不合理，是導 第 3 章 受熱面超溫爆管原因及預防措施綜述 - 9 - 致一、二次汽溫偏離設計值或受熱面超溫爆管的主要原因之一。其不合理性體現(xiàn)在以下 幾個方面： 1.過熱器管組的進出口集箱的引入、引出方式布置不當，使蒸汽在集箱中流動時靜壓 變化過大而造成較大的流量偏差; 2.對于蒸汽由徑向引入進口集箱的并聯(lián)管組，因進口集箱與引入管的三通處形成局部 渦流，使得該渦流區(qū)附近管組的流量較小，從而引起較大的流量偏差。這一問題主要存 在于按美國 CE 公司技術設計的鍋爐中，如寶鋼自備電廠、華能福州和大連電廠配 350MW 機組鍋爐，石橫電廠配 300MW 機組鍋爐以及平塢電廠配 600MW 機組鍋爐再熱 器超溫均與此有關。 3.因同屏(片) 并聯(lián)各管的結構(如管長、內(nèi)徑、彎頭數(shù))差異，引起各管的阻力系數(shù)相 差較大，造成較大的同屏(片)流量偏差、結構偏差和熱偏差，如陡河電廠日立 8 5 t/h 鍋爐 高溫過熱器超溫就是如此。 4.過熱器或再熱器的前后級之間沒有布置中間混合聯(lián)箱而直接連接，或者未進行左右 交叉，這樣使得前后級的熱偏差相互疊加。 引進美國 CE 公司技術設計的配 300MW 和 600MW 機組的控制循環(huán)鍋爐屏再與末再 之間不設中間混合集箱，屏再的各種偏差被帶到末級去，導致末級再熱器產(chǎn)生過大的熱 偏差，如石橫電廠 5 號爐和平瑤電廠 1 號爐末級再熱器超溫均與此有關。 在實際運行過程中，上述結構設計和布置的不合理性往 往是幾種方式同時存在， 這樣加劇了受熱面超溫爆管的發(fā)生。 3.1.4 壁溫計算方法不完善，導致材質(zhì)選用不當 從原理上講，在對過熱器和再熱器受熱面作壁溫校核時，應保證偏差管在最危險點 的壁溫也不超過所用材質(zhì)的許用溫度。而在實際設計中，由于對各種偏差的綜合影響往 往未能充分計及，導致校核點計算壁溫比實際運行低，或者校核點的選擇不合理，這樣 選用的材質(zhì)就可能難以滿足實際運行的要求，或高等級鋼材未能充分利用。如淮北電廠 5 號爐后屏超溫的原因之一就是在后屏壁溫計算中，沒有將前屏造成的熱偏差考慮進去， 從而影響了管材的正確使用。 3.2 制造工藝、安裝及檢修質(zhì)量對受熱面超溫、爆管的影響 從實際運行狀況來看，由于制造廠工 東北電力大學本科畢業(yè)論文 - 10 - 藝問題、現(xiàn)場安裝及電廠檢修質(zhì)量等原因而造成的過熱器和再熱器受熱面超溫爆管與泄 漏事故也頗為常見。其主要問題包括以下幾個方面。 3.2.1 聯(lián)箱中間隔板焊接問題 聯(lián)箱中間隔板在裝隔板時沒有按設計要求加以滿焊，引起聯(lián)箱中蒸汽短路，導致部 分管子冷卻不良而爆管.如淮北電廠 5 號爐后屏聯(lián)箱內(nèi)的隔板與聯(lián)箱內(nèi)壁間隙原設計為 lmm，隔板裝好后再滿焊，以防止蒸汽短路。而實際上總間隙達 45mm，漏流間隙占通 流截面的 9.4%11.7%，即約有 10%的蒸汽短路，因而加劇了該爐后屏的超溫。 3.2.2 聯(lián)箱管座角焊縫問題 據(jù)調(diào)查，由于角焊縫未焊透等質(zhì)量問題引起的泄漏或爆管事故也相當普遍。如神頭 第一電廠 5 號爐(捷克 650t/h 亞臨界直流鍋爐)包墻過熱器出口聯(lián)箱至混合聯(lián)箱之間導汽管 曾在水壓試驗突然斷裂飛脫，主要原因是導汽管與聯(lián)箱連接的管角焊縫存在焊接冷裂紋。 此外，黃埔電廠與洛河電廠 4 臺亞臨界 UP 型直流鍋爐的水冷壁和過熱器系統(tǒng)也存在這一 問題而影響鍋爐的可靠運行。 3.2.3 異種鋼管的焊接問題 在過熱器和再熱器受熱面中，常采用奧氏體鋼材的零件作為管卡和夾板，也有用奧 氏體管作為受熱面以提高安全裕度。奧氏體鋼與珠光體鋼焊接時，由于膨脹系數(shù)相差懸 殊，己發(fā)生過數(shù)次受熱面管子撕裂事故。如馬頭電廠 7 號爐( DG670/140 - 5)高溫過熱器曾 發(fā)生三次聯(lián)箱管座( 12Cr1MoV)和管子(鋼研 102)焊口裂紋泄漏事故，原因是異種接頭存在 過大的焊接殘余應力。 此外，一種鋼管焊接時往往有接頭兩邊壁厚不等的問題，不同壁厚主蒸汽管的焊接 接頭損壞事故也多次發(fā)生，一些廠家認為在這種情況下應考慮采用短節(jié)，以保證焊接接 頭兩側及其熱影響區(qū)范圍內(nèi)壁厚不變。 3.2.4 普通焊口質(zhì)量問題 鍋爐的受熱面絕大多數(shù)是受壓元件，尤其是過熱器和再熱器系統(tǒng)，其管內(nèi)工質(zhì)的溫 度和壓力均很高，工作狀況較差，此時對于焊口質(zhì)量的要求就尤為嚴格。但在實際運行 第 3 章 受熱面超溫爆管原因及預防措施綜述 - 11 - 中，由于制造廠焊口、安裝焊口和電廠檢修焊口質(zhì)量不合格(如焊口毛刺、砂眼等)而引起 的爆管、泄漏事故相當普遍，其后果也相當嚴重。 如朝陽電廠曾對 1 號爐(HG670/140-1) 屏式過熱器的某一屏進行通球試驗。該屏共 29 根管子，結果直徑為 80%的球不能通過的有 11 根，直徑為 70%的球不能通過的有 8 根， 65%不能通過的有 4 根。按規(guī)程要求 85%的球應能通過，證明焊口質(zhì)量不符合標準，因此 發(fā)生多次爆管。 3.2.5 管子彎頭橢圓度和管壁減薄問題 GB9222-88 水管鍋爐受壓元件強度計算標準規(guī)定了彎頭的橢圓度，同時考慮了彎管減 薄所需的附加厚度。該標準規(guī)定，對彎管半徑 R4D 的彎頭，彎管橢圓度不大于 8%。但 實測數(shù)據(jù)往往大于此值，最大達 21%，有相當一部分彎頭的橢圓度在 9%-12%之間。 另外，實測數(shù)據(jù)表明，有不少管子彎頭的減薄量達 23%28%，小于直管的最小需要 壁厚。因此，希望對彎管工藝加以適當?shù)母倪M，以降低橢圓度和彎管減薄量，或者增加 彎頭的壁厚。 3.2.6 異物堵塞管路 在過熱器的爆管事故中，由于管內(nèi)存在制造、安裝或檢修遺留物引起的事故也占相 當?shù)谋壤?3.2.7 管材質(zhì)量問題 由于管材本身的質(zhì)量不合格造成的爆破事故不像前述幾個問題那么普遍，但在運行 中也確實存在。如荊門電廠 4 號爐(HG760/140-8 )的高溫過熱器和黃埔電廠配 300MW 機 組直流鍋爐的前屏過熱器都曾因受熱面管本身的材質(zhì)缺陷而爆管。為此，在制造廠制造 加工和電廠檢修時應注意嚴格檢查管材的質(zhì)量，加以避免。 3.3 調(diào)溫裝置設計不合理或不能正常工作引起的受熱面超溫爆管的分析 為確保鍋爐的安全、經(jīng)濟運行，除設計計算應力求準確外，汽溫調(diào)節(jié)也是很重要的 一環(huán)。大容量電站鍋爐的汽溫調(diào)節(jié)方式較多，在實際運行中，由于調(diào)溫裝置原因帶來的 問題也較多，據(jù)有關部門調(diào)查，配 200MW 機組的鍋爐 80%以上的再熱蒸汽調(diào)溫裝置不能 東北電力大學本科畢業(yè)論文 - 12 - 正常使用。 3.3.1 減溫水系統(tǒng)設計不合理 某些鍋爐在噴水減溫系統(tǒng)設計中，往往用一只噴水調(diào)節(jié)閥來調(diào)節(jié)一級噴水的總量， 然后將噴水分別左右兩個回路，這時，當左右側的燃燒工況或汽溫有較大偏差時，就無 法用調(diào)整左右側噴水量來平衡兩側的汽溫。 3.3.2 噴水減溫器容量不合適 噴水式減溫器一般設計噴水量約為鍋爐額定蒸發(fā)量的 3%5%，但配 200MW 機組的 鍋爐由于其汽溫偏離設計值問題比較突出，許多電廠均發(fā)現(xiàn)噴水減溫器容量不夠。如： 邢臺電廠、沙角 A 電廠和通遼電廠等都將原減溫水管口放大，以滿足調(diào)溫需要 ;對再熱蒸 汽，由于大量噴水對機組運行的經(jīng)濟性影響較大，故設計時再熱蒸汽的微量噴水一般都 很小，或不用噴水。然而，在實際運行中，因再熱器超溫，有些電廠不得不用加大噴水 量來解決。 3.3.3 文氏管式噴水減溫器端部隔板漏流及局部渦流 文氏管式噴水減溫器雖然結構緊湊，但它有一個根本性的缺點，就是為了安裝及熱 膨脹，保護套管外的環(huán)形擋圈與減溫器集箱之間留有約 5mm 的間隙。于是，部分從前級 過熱器出來的蒸汽就不能通過文氏管噴水部分而直接通過這個間隙流向下級過熱器的第 14 排管子。若該級減溫器噴水量較大，則末級減溫的這部分漏流蒸汽直接進入下級過熱 器的 14 排管子，使得這幾排管子的進口汽溫升高，造成很大的流量偏差和超溫現(xiàn)象。 另外，當文氏管式減溫器中保護套管出口到下級過熱器進口第 1、2 排管子的距離太小時， 有可能使這幾排管子處于保護套管出口汽流突然擴大的局部渦流影響區(qū)之內(nèi)，使這些管 排的進口壓力降低，蒸汽流量減小。 由文氏管式減溫器漏流和渦流引起的汽溫偏差和超溫爆管現(xiàn)象已在不少電廠出現(xiàn)， 如青山熱電廠 11 號爐（DG670/140-3） 、荊門電廠 4 號爐(HG670/140-8) 和望亭電廠 12， 13 號爐(SG-100/170-555/555)高溫過熱器部分管子超溫爆管均是由上述原因引起的。對于 這兩個問題主要應通過改進減溫器的結構來解決。設計中可使保護套出口到第一排管子 的距離大于 1。52 倍集箱直徑，在運行中應盡可能減小末級噴水量，末級噴水量只要維 第 3 章 受熱面超溫爆管原因及預防措施綜述 - 13 - 持在足夠用來調(diào)節(jié)出口汽溫即可。 3.3.4 噴水減溫器調(diào)節(jié)閥調(diào)節(jié)性能問題 噴水減溫器的噴水調(diào)節(jié)閥的調(diào)節(jié)性能也是影響減溫系統(tǒng)調(diào)溫效果的因素之一。調(diào)研 結果表明，許多國產(chǎn)閥門的調(diào)節(jié)性能比較差，且漏流嚴重，這在一定程度上影響了機組 的可靠性和經(jīng)濟性。 3.3.5 再熱器調(diào)節(jié)受熱面 所謂再熱器調(diào)節(jié)受熱面是指用改變通過的蒸汽量來改變再熱蒸汽的吸熱量，從而達 到調(diào)節(jié)再熱汽溫的一種附加受熱面。蘇制 E II 670/ 140 型鍋爐的再熱汽溫的調(diào)節(jié)就是利用 這一裝置實現(xiàn)的。但是由于運行時蒸汽的重量流速低于設計值，而鍋爐負荷則高于設計 值，因而馬頭電廠 5， 6 號爐都曾發(fā)生再熱器調(diào)節(jié)受熱面管子過熱超溫事故，后經(jīng)減少 調(diào)節(jié)受熱面面積和流通截面積，才解決了過熱問題。 3.3.6 擋板調(diào)溫裝置 從調(diào)研情況看，采用煙氣擋板調(diào)溫裝置的鍋爐再熱蒸汽溫度問題要好于采用汽汽 熱交換器的鍋爐。擋板調(diào)溫可改變煙氣量的分配，較適合純對流傳熱的再熱蒸汽調(diào)溫， 但在煙氣擋板的實際應用中也存在一些問題： 1.擋板開啟不太靈活，有的電廠出現(xiàn)銹死現(xiàn)象； 2.再熱器側和過熱器側擋板開度較難匹配，擋板的最佳工作點也不易控制，運行人員操 作不便，往往只要主蒸汽溫度滿足就不再調(diào)節(jié)。有些電廠還反映用調(diào)節(jié)擋板時，汽溫變 化滯后較為嚴重。 3.3.7 煙氣再循環(huán) 煙氣再循環(huán)是將省煤器后溫度為 250350的一部分煙氣，通過再循環(huán)風機送入爐膛， 改變輻射受熱面與對流受熱面的吸熱量比例，以調(diào)節(jié)汽溫。 采用這種調(diào)溫方式能夠降低和均勻爐膛出口煙溫，防止對流過熱器結渣及減小熱偏 差，保護屏式過熱器及高溫對流過熱器的安全。一般在鍋爐低負荷時，從爐膛下部送入， 起調(diào)溫作用;在高負荷時，從爐膛上部送入，起保護高溫對流受熱面的作用。此外，還可 東北電力大學本科畢業(yè)論文 - 14 - 利用煙氣再循環(huán)降低爐膛的熱負荷，防止管內(nèi)沸騰傳熱惡化的發(fā)生，并能抑制煙氣中 NOx 的形成，減輕對大氣的污染。但是，由于這種方式需要增加工作于高煙溫的再循環(huán)風 機，要消耗一定的能量，且因目前再循環(huán)分機的防腐和防磨問題遠未得到解決，因而限 制了煙氣再循環(huán)的應用。此外，采用煙氣再循環(huán)后，對爐膛內(nèi)煙氣動力場及燃燒的影響 究竟如何也有待于進一步研究。 因此，從原理上將煙氣再循環(huán)是一種較理想的調(diào)溫手段，對于大型電站鍋爐的運行 是十分有利的。但因種種原因，實際運行時極少有電廠采用。 3.3.8 火焰中心的調(diào)節(jié) 改變爐膛火焰中心位置可以增加或減少爐膛受熱面的吸熱量和改變爐膛出口煙氣溫 度，因而可以調(diào)節(jié)過熱器汽溫和再熱器汽溫。但要在運行中控制爐膛出口煙溫，必須組 織好爐內(nèi)空氣動力場，根據(jù)鍋爐負荷和燃料的變化，合理選擇燃燒器的運行方式。按燃 燒器形式的不同，改變火焰中心位置的方法一般分為兩類：擺動式燃燒器和多層燃燒器。 擺動式燃燒器多用于四角布置的鍋爐中。在配 300MW 和 600MW 機組的鍋爐中應用尤為 普遍。試驗表明，燃燒器噴嘴傾角的變化對再熱器溫和過熱器溫都有很大的影響，如上 海鍋爐廠、浙江省電力試驗研究所和半山電廠曾對 SG50415 型鍋爐進行試驗，結果噴嘴 傾角由 0 度上擺到 18 度，主蒸汽溫度可由 520上升到 535.4。此外，石橫電廠 5 號爐 在 100%負荷時，燃燒器噴嘴向上擺動 1 度，再熱器汽溫上升 1.35; 噴嘴向下擺動 1 度， 再熱器溫下降 1.33，過熱器溫下降 0.75。但是，由于噴嘴擺動機構的結構設計不盡 合理，擺動時燃燒器在實際熱態(tài)運行過程中擺動角度往往達不到設計要求，所起的調(diào)溫 作用并不理想，有時甚至會出現(xiàn)卡死現(xiàn)象。 當采用多層燃燒器時，火焰位置改變可以通過停用一層燃燒器或調(diào)節(jié)上下一、二次 風的配比來實現(xiàn)，如停用下排燃燒器可使火焰位置提高。遺憾的是，在實際運行時效果 不甚理想。 3.4 鍋爐運行狀況影響受熱面超溫、爆管的幾種情況簡介 過熱器調(diào)溫裝置的設計和布置固然對于過熱器系統(tǒng)的可靠運行起著決定性的作用， 但是，鍋爐及其相關設備的運行狀況也會對此造成很大的影響，而后者又往往受到眾多 因素的綜合影響。因此，如何確保鍋爐在理想工況下運行是一個有待深入研究的問題 45。 第 3 章 受熱面超溫爆管原因及預防措施綜述 - 15 - 3.4.1 爐內(nèi)然燒工況 隨著鍋爐容量的增大，爐內(nèi)燃燒及氣流情況對過熱器和再熱器系統(tǒng)的影響就相應增 大。如果運行中爐內(nèi)煙氣動力場和溫度場出現(xiàn)偏斜，則沿爐膛寬度和深度方向的煙溫偏 差就會增加，從而使水平煙道受熱面沿高度和寬度方向以及尾部豎井受熱面沿寬度和深 度方向上的煙溫和煙速偏差都相應增大;而運行中一次風率的提高，有可能造成燃燒延遲， 爐膛出口煙溫升高。如美國 CE 公司習慣采用，也是我國大容量鍋爐中應用最廣泛的四角 布置切圓燃燒技術常常出現(xiàn)爐膛出口較大的煙溫或煙速偏差，爐內(nèi)煙氣右旋時，右側煙 溫高;左旋時左側煙溫高。有時，兩側的煙溫偏差還相當大 (石橫電廠 6 號爐最大時曾達 250 )，因而引起較大的汽溫偏差。石橫電廠 5， 6 號爐及平瑪電廠 1 號爐即是如此。 3.4.2 高壓加熱器投入率低 據(jù)調(diào)查，我國大容量機組的高壓加熱器投入率普遍較低，有的機組高加長期停運。 對于 200MW 機組，高壓加熱器投與不投影響給水溫度 80左右。計算及運行經(jīng)驗表明， 給水溫度每降低 1，過熱蒸汽溫度上升 0。40。5。因此，高加停運時，汽溫將升高 3240?？梢?，給水溫度變化對蒸汽溫度影響之大。 運行表明，因高加解裂，對本來運行正常的鍋爐將引起超溫或減溫水量大大超限;對 原來汽溫偏低的鍋爐，雖會使汽溫有所提高，但由于煤耗率增加，將使機組運行的經(jīng)濟 性降低。 3.4.3 煤種的差異 我國大容量鍋爐絕大部分處于非設計煤種下運行，主要表現(xiàn)在實際用煤與設計煤種 不符、煤種多變和煤質(zhì)下降等。 燃料成分對汽溫的影響是復雜的。一般說來，直接影響燃燒穩(wěn)定性和經(jīng)濟性的主要 因素是燃料的低位發(fā)熱量和揮發(fā)份、水分等。此外，灰熔點及煤灰組份與爐膛結焦和受 熱面站污的關系極為密切。當燃料熱值提高時，由于理論燃燒溫度和爐膛出口煙溫升高， 可能導致爐膛結焦，過熱器和再熱器超溫。當灰份增加時，會使燃燒惡化，燃燒過程延 遲，火焰溫度下降，一般，燃料中灰份越多，在實際運行中汽溫下降幅度越大。另外， 灰份增加，還會使受熱面磨損和沾污加劇;揮發(fā)份增大時，燃燒過程加快，蒸發(fā)受熱面的 吸熱量增加，因而汽溫呈下降趨勢。當水份增加時，如燃料量不變，則煙溫降低，煙氣 東北電力大學本科畢業(yè)論文 - 16 - 體積增加，最終使汽溫上升。據(jù)有關部門計算：水份增加 1%，過熱器出口蒸汽溫度升高 約 1左右。 3.4.4 負荷變化 鍋爐負荷變化時，對流式過熱器和輻射式過熱器的汽溫變化特性相反。負荷升高時， 對流過熱器的出口汽溫增加，輻射過熱器的汽溫降低。后屏過熱器是半輻射半對流式的 過熱器，其汽溫特性介于對流過熱器和輻射過熱器之間。通過分析及計算發(fā)現(xiàn)：在一定 的負荷范圍內(nèi)，屏式過熱器存在低負荷時壁溫反而高的現(xiàn)象。 3.4.5 汽機高壓缸排汽溫度降低 汽機高壓缸排汽溫度的變化對鍋爐再熱汽溫有一定的影響。以 HG670/ 140-9 型鍋爐 為例，假定汽-汽熱交換器入口一次汽溫(即后屏出口汽溫)不變，當冷段再熱器入口溫度 比設計值低 10時，熱段再熱器出口汽溫降低 34，如果同時考慮一次汽溫降低 10， 則熱段再熱器出口汽溫將影響 57。 我國早期設計的 670t/h 鍋爐，冷段再熱器入口設計溫度都選得較高，一般為 323左 右，而汽機高壓缸排汽溫度在實際工況下只有 305309，這也是影響配 200MW 機組鍋 爐再熱汽溫的一個因素。 3.4.6 受熱面站污 國產(chǎn)大容量鍋爐有的不裝吹灰器(前期產(chǎn)品)，或有吹灰器不能正常投用，往往造成爐 膛和過熱器受熱面積灰，特別在燃用多灰份的燃料時，容易造成爐膛結焦，使過熱器超 溫。對于原來汽溫偏低的鍋爐，如過熱器積灰，將使汽溫愈加偏低。因此，吹灰器能否 正常投用，對鍋爐安全和經(jīng)濟運行有一定影響。 3.4.7 磨損與腐蝕 鍋爐燃料燃燒時產(chǎn)生的煙氣中帶有大量灰粒，灰粒隨煙氣沖刷受熱面管子時，因灰 粒的沖擊和切削作用對受熱面管子產(chǎn)生磨損，在燃用發(fā)熱量低而灰分高的燃料時更為嚴 重。當燃用含有一定量硫、鈉和鉀等化合物的燃料時，在 550700的金屬管壁上還會發(fā) 生高溫腐蝕，當火焰沖刷水冷壁時也會發(fā)生;此外，當煙氣中存在 SO2 和 SO3 且受熱面壁 第 3 章 受熱面超溫爆管原因及預防措施綜述 - 17 - 溫低于煙氣露點時會發(fā)生受熱面低溫腐蝕。在過熱器與再熱器受熱面中易發(fā)生的主要是 高溫腐蝕。 受熱面管子磨損程度在同一煙道截面和同一管子圓周都是不同的。對于過熱器和再 熱器系統(tǒng)出現(xiàn)磨損的常常是布置于尾部豎井的低溫受熱面。一般靠近豎井后墻處的蛇行 管磨損嚴重，當設計煙速過高或由于結構設計不合理存在煙氣走廊時，易導致局部區(qū)域 的受熱面管子的磨損，例如：SG50140 型鍋爐低溫再熱器及省煤器受熱面磨損就是由此 造成的。 鍋爐受熱面的高溫腐蝕發(fā)生于煙溫大于 700的區(qū)域內(nèi)。當燃用 K、Na、S 等成分含 量較多的煤時，灰垢中 K2SO4 和 Na2SO4 在含有 SO2 的煙氣中會與管子表面氧化鐵作用形 成堿金屬復合硫酸鹽 K2Fe(SO4)及 Na2Fe(SO4)5，這種復合硫酸鹽在 550 710范圍內(nèi)熔 化成液態(tài)，具有強烈腐蝕性，在壁溫 600 700時腐蝕最嚴重。據(jù)調(diào)查，導致受熱面高 溫腐蝕的主要原因是爐內(nèi)燃燒不良和煙氣動力場不合理，控制管壁溫度是減輕和防止過 熱器和再熱器外部腐蝕的主要方法。因而，目前國內(nèi)對高壓、超高壓和亞臨界壓力機組， 鍋爐過熱蒸汽溫度趨向于定為 540;在設計布置過熱器時，則盡量避免其蒸汽出口段布 置于煙溫過高處。 3.4.8 運行管理 在實際運行中，由于運行人員誤操作及檢修時未按有關規(guī)定進行或未達到有關要求 從而導致過熱器或再熱器受熱面爆管的事故也時有發(fā)生。某些電廠的運行人員只求機組 運行可靠，而沒有做到壓紅線或靠紅線運行的現(xiàn)象也普遍存在，這必將使得機組運行的 經(jīng)濟性下降，應引起有關部門的足夠重視。 另外，某些電廠對于設備的維護和檢修工作重視不夠，且存在將能投入的保護、自 動裝置的任意解除的現(xiàn)象，這也必將對機組運行的可靠性及經(jīng)濟性產(chǎn)生影響。 3.5 預防過熱器管壁超溫的方法 3.5.1 結構措施 1 受熱面分段布置 沿煙道寬度方向中間熱負荷高、兩側熱負荷低，為了減輕熱偏差，沿煙道寬度方向 進行分段，即將受熱面布置成并聯(lián)混流方式。 2 爐寬兩側的蒸汽進行左右交叉 東北電力大學本科畢業(yè)論文 - 18 - 為了消除煙道左右兩側溫度不均和煙速不均引起的熱偏差，可以采用兩級間左右交 叉流動。使原在左側的蒸汽移至右側，而原在右側的蒸汽移至左側。 3 采用各種定距裝置 保持橫向節(jié)距，避免由于形成煙氣走廊而引起熱偏差。 4 選擇合理的聯(lián)箱連接型式 采用合理的連接型式有助于減少流量不均引起的熱偏差。例如采用 U 型連接比 Z 型 連接要好，采用多管引入和引出的連接型式可以使靜壓變化達到最小。 5 加裝節(jié)流圈 在受熱面管子入口處加裝不同孔徑的節(jié)流圈，可以增加管內(nèi)蒸汽的流動阻力，控制 各管的蒸汽流量，減少各管中的流量不均，使流量不均系數(shù)接近于 1。 6 其它結構措施 采取結構措施，使熱負荷高的管子具有較大的蒸汽流量，以使蒸汽的焓增減小，熱 偏差減小。例如，對屏式過熱器受熱較強的外圈管子，可以采用較大的管徑或縮短管圈 長度的方法，減少蒸汽的流動阻力，從而使管內(nèi)蒸汽的流量加大。 3.5.2 運行措施 1 燃燒調(diào)整 (1)分級配風 46，47，48 通過分級配風，使得爐膛下部燃燒器區(qū)域的過量空氣系數(shù)低于 1，抑制燃燒器區(qū)域 的熱負荷，達到平緩爐內(nèi)煙溫分布曲線的作用。 (2)改變?nèi)紵鬟\行方式 將不同高度的燃燒器噴口投入或停止運行，或者幾組燃燒器切換運行，通過射流分 組，使得每級燃燒器的高度都變小，改善射流的補氣調(diào)節(jié)，增強射流的抗偏轉能力，以 此來改變爐膛火焰中心位置的高低以及改變實際切圓的大小來實現(xiàn)調(diào)節(jié)汽溫的目的。 (3)改變火焰中心位置 擺動式燃燒器多用于四角布置的鍋爐中。調(diào)節(jié)擺動式燃燒器噴嘴的上下傾角，可以 改變火焰中心位置的高低，從而改變爐膛出口煙溫，以調(diào)節(jié)鍋爐輻射吸熱量和對流吸熱 量的比例，達到調(diào)節(jié)汽溫的目的。在實際運行時，在高負荷時，燃燒器向下傾斜;而在低 負荷時，燃燒器向上傾斜。一般擺動式燃燒器上下擺動的角度為 2030，此時爐膛出口 煙溫變化約為 110140，調(diào)溫幅度可達 40 60。由于煙氣溫度的變化同時作用在整個 第 3 章 受熱面超溫爆管原因及預防措施綜述 - 19 - 過熱器系統(tǒng)和再熱器系統(tǒng)的所有受熱面上，所以這種調(diào)溫方法非常靈敏，時滯很小。但 燃燒器的傾角不宜過大。因為上傾角過大會增加燃料的未完全燃燒損失;下傾角過大又會 造成冷灰斗的結渣。 大型鍋爐常采用多層燃燒器，改變上下排燃燒器的負荷，就可以改變爐膛火焰中心 的位置，調(diào)節(jié)蒸汽溫度。 2 噴水減溫 大型鍋爐的過熱器系統(tǒng)一般布置二級噴水減溫器，第一級布置在屏式過熱器前，噴 水量大些，以保護屏式過熱器不超溫，并作為過熱汽溫的粗調(diào)節(jié)。第二級布置在末級高 溫過熱器前，對過熱汽溫進行微調(diào)。 噴水減溫裝置一般都安裝在過熱器的連接管道或聯(lián)箱中。噴水減溫法直接將水噴入 蒸汽中，噴入的水在加熱、蒸發(fā)的過程中將消耗蒸汽的部分熱量，使汽溫降低。 3 煙氣再循環(huán) 用再循環(huán)風機從鍋爐尾部低溫煙道中(一般為省煤器后)抽出一部分溫度為 250350 的煙氣，由冷灰斗附近送入爐膛，可以改變爐內(nèi)輻射和對流受熱面的吸熱量分配，從而 達到調(diào)節(jié)汽溫的目的。 當?shù)蜏卦傺h(huán)煙氣送入爐膛后，爐膛溫度會降低一些，使爐內(nèi)輻射傳熱減少，而爐 膛出口煙溫變化不大。在對流受熱面中，因為煙氣量增加其對流吸熱量將增加，使蒸汽 溫度升高。而且，受熱面離爐膛越遠，對流吸熱量的增加就越顯著。這是因為在爐膛出 口附近的高溫對流受熱面中，只是煙氣流量增加了，但傳熱溫壓基本不變;而在后面的對 流受熱面中，不但煙氣量增加，而且傳熱溫壓也增大了。有時為了將低爐膛出口煙溫， 減輕或防止爐膛出口處受熱面和高溫過熱器結渣，將再循環(huán)煙氣從爐膛上部送入爐內(nèi)。 煙氣再循環(huán)調(diào)溫幅度大，時滯小，調(diào)節(jié)靈敏。在某些大型鍋爐中，還用來減少大氣 污染。但煙氣再循環(huán)法需要有能承受高溫和耐磨的再循環(huán)風機。另外，這種方法還會使 燃料的未完全燃燒損失和排煙損失有所增加。 4 降低爐膛出口扭轉殘余 增大爐內(nèi)的實際切圓直徑，特別是增大燃燒器上部的切圓直徑，會導致爐膛出口氣 流扭轉殘余增大，相應的減少爐內(nèi)實際切圓直徑則有利于減少扭轉殘余。 (1)減少假想切圓直徑 可以通過改變整組或者部分燃燒器角度來減少假想切圓直徑，也可以采用噴口背火 側加裝導流板的方法來改變假想切圓直徑的大小。但是減少假想切圓直徑不利于煤粉的 著火和燃盡，所以采用這種方法應特別注 意采取穩(wěn)燃措施。 東北電力大學本科畢業(yè)論文 - 20 - (2)減少實際切圓直徑 1)一次風反切 一次風反切就是一次風反切圓方向送入爐膛，而二次風射流方向與切圓方向一致的 切圓燃燒方式。一次風動量小，因此其反切動量也小，并且由于一次風煤粉氣流遠離下 方水冷壁，減小了燃燒的煤粉火炬刷墻的可能性，同時在爐膛中心形成濃煤粉區(qū)域，而 二次風的切圓較大形成了風包粉，在爐膛附近形成了氧化性氣氛，可以降低爐內(nèi)結渣。 合適的一次風反切可以減少爐膛扭轉殘余，同時一次風反切延長了煤粉在著火區(qū)段的著 火時間，有利于煤粉著火，比較適合于著火困難的鍋爐。 2)二次風反切 二次風反切是指二次風射流與一次風射流成一定角度從相反的方向噴入爐膛。一次 風射流沿著燃燒器噴口軸線方向進入爐膛后，在動量較強的二次風射流的引射和沖擊下， 被帶入二次風旋轉氣流中，造成強烈的