亚临界参数下自然循环和控制循环的水动力特性

亚临界参数下自然循环和控制循环的水动力特性 与发达国家相比，我国电力工业的起步较晚。解放前，我国还没有自己的锅炉制 造业；解放后，我国先后在哈尔滨、上海、四川、北京、武汉等地建立了锅炉生产基 地。50年代后期 设计 领导形象设计圆作业设计ao工艺污水处理厂设计附属工程施工组织设计清扫机器人结构设计 并制造了与50MW汽轮发电机组配套的容量为230t/h的锅炉。 六七十年代，我国的电力工业有了较快的发展，到七十年代末，已先后设计和制造了 与125、200、300MW汽轮发电机组配套的容量为400、670、1000t/h高压、超高压和 亚临界压力的锅炉。80年代中期，我国先后引进了与300、600MW汽轮发电机组配套 的1025、2008t/h的亚临界压力锅炉。现在，我国已有能力自行设计并制造与600MW 汽轮发电机组配套的2000t/h级的超临界两次中间再热的电站锅炉，现在，我国已有 大量亚临界大型锅炉机组的制造和运行经验，但与世界先进机组相比还有一定差距， 应当尽快进行改造，缩短这些差距。 为进一步降低每千瓦的设备投资、金属消耗、运行管理费用，提高机组运行的经 济性和安全性，高参数、大容量、高自动控制技术的大型电站锅炉及低污染燃烧技术 已成为当今电站锅炉的发展趋势。为了达到这个目标我们必须减少亚临界锅炉在运行 中存在的过热器和再热器超温爆管、水冷壁高温腐蚀及爆管、尾部受热面的磨损、腐 蚀和漏风等现象的发生，因为这些现象不仅降低了锅炉的热效率，同时也影响锅炉的 安全性和可靠性。故对这些问题进行研究，针对它们所存在的问题，对其相应地进行 改造并提出一些先进的技术 方案 气瓶 现场处置方案 .pdf气瓶 现场处置方案 .doc见习基地管理方案.doc关于群访事件的化解方案建筑工地扬尘治理专项方案下载 ，从而减轻故障的严重程度，减少锅炉的事故率，提 高锅炉的可用率和运行效率，为今后亚临界压力锅炉的设计和运行提供一些借鉴经 验。 本文的出发点是亚临界锅炉的技术研究，通过阐述亚临界参数下自然循环和控制 循环的水动力特性，介绍亚临界与超临界锅炉的主要技术特点，对亚临界锅炉和超临 界锅炉的运行可靠性、热经济性及主要系统等方面作了详细的比较，从而得出了亚临 界锅炉对我国电力工业的发展的重要意义。 本文对现役的亚临界压力锅炉在运行过程中经常出现的事故进行分析，通过对查 询网上电子期刊和结合一些亚临界机组的运行资料的书籍，进一步了解发生这些事故 的具体原因，对亚临界压力锅炉的设计进行优化，从而使亚临界压力锅炉的使用性能 提升到一个新的水平。 由于本人理论水平和实践经验有限，设计中的错误和不当之处在所难免，恳请老 师批评指正。 1 锅炉的型式主要取决于蒸汽参数和容量，有自然循环锅炉、控制循环锅炉、直流 锅炉、复合循环锅炉四种。在亚临界压力参数下运行的有自然循环锅炉，控制循环锅 炉和直流锅炉，以下将对这几种锅炉进行研究。 1、影响自然循环锅炉可靠性的主要因素 （1）循环流速 亚临界参数锅炉，随着锅炉容量增大，相对于单位蒸发量的炉膛周界减小，管内 质量含汽率增大，达到x=0.3～0.4。在MCR负荷时，循环流速达到1.7～2.0m/s；在30%MCR负荷时的循环流速能保持1 m/s的水平。实验数据表明，循环流速达到0.4 m/s，水冷壁管内的工质流动就不会产生停滞和倒流现象。 （2）循环倍率 循环倍率较低是亚临界自然循环锅炉可靠性的主要矛盾。 循环倍率的选取首先应考虑使锅炉具有良好的循环特性，即当锅炉负荷增加时， 应始终保持较高的循环水量，使水冷壁得到充分的冷却，而且当锅炉负荷增加时，各 循环回路的水量也能随之增加，也就是要保证循环倍率K要大于界限循环倍率k，否x则自然循环将失去补偿能力，使水循环被破坏；另一方面，循环倍率过低，水冷壁管 内质量含汽率x增加，在亚临界压力下，当热负荷高时，就有可能发生传热恶化。所 以控制适当的循环倍率，既可以保证锅炉具有良好的循环特性，随热负荷的高低能自 动调节循环水量，又可以防止传热恶化。一般亚临界自然循环锅炉水冷壁内的质量流 22速都接近或者超过1000kg/(m?s)，而最大热负荷一般不超过524KW/m，如能保持上升管出口质量含汽率不大于0.4，即循环倍率不小于2.5则水冷壁中工质由于膜态沸 腾热导致传热恶化是可以避免的。所以控制适当的循环倍率，既可以保证锅炉具有良 好的循环特性，随热负荷的高低能自动调节循环水量，又可以防止传热恶化。如 FWEC2020/18.1-1型自然循环锅炉在额定蒸发量使得循环倍率为4.1，RBC型2027t/h自然循环锅炉70%MCR得循环倍率为2.98；英国三井巴布克科公司2027t/h自然循环 [1]锅炉在额定蒸发量是循环倍率为3.2。 （3）汽包水室凝汽量 亚临界锅炉，饱和汽水密度差减小，汽水分离比较困难，汽包水室不可避免的含 2 有较多的蒸汽，而由省煤器送入汽包水室的水又具有一定的欠焓。因此，亚临界锅炉 汽包水室中存在着蒸汽的凝结过程，使水冷壁的实际蒸发量大于从汽包引出的饱和蒸 汽量，一般要高出20%～25%，从而对水冷壁中的质量含汽率产生较大的影响，这就 使得循环系统的实际循环倍率小于按汽包引出的饱和蒸汽量计算的循环倍率，显然凝 汽对循环特性的影响是不容忽视的。 （4）下降管带汽 下降管内含有蒸汽会使下降管的重位压头减小，同时，由于下降管中有蒸汽存在， 平均容积流量要增加，下降管里的流速就会增加，流动阻力也随着增加。因此，下降 管含汽会使总压差变小，对水循环不利。 2、判断自然循环锅炉安全性参数 判断亚临界参数锅炉循环安全的主要参数，是质量含汽率及与其密切相关的水冷 壁热流密度、实际蒸发量、循环流速、结构参数等。采用质量含汽率表示的循环特性 参数的函数关系，能够直接反映出各参数之间的制约关系。 （1）质量含汽率与结构参数及循环特性参数的关系 ',,设F、、G、D、、N、d、分别为水冷壁的流通面积、循环流速、循环流,0 量、水冷壁蒸发量、质量含汽率、水冷壁管子根数、水冷壁管内径、饱和水密度，它 们的关系为 DD1D,,,,, （1–1） 2G,',F,d0,',N04 （2）水冷壁热负荷与结构参数及循环特性参数的关系 设q、S、Lp、、分别为水冷壁热负荷、管子节距、水冷壁管平均长度、汽,,if 化潜热、上升管入口欠焓。其余符号同上，它们的关系为 qNSL,G,i，D, fP 2,'d,,04，，q,,,，,i （1–2） fSLP （3）炉膛周界与循环特性参数及结构参数的关系 设U为炉膛周界，其余符号同前。近似认为N=U/S，它们的关系为 3 DS （1–3） U,2,d',,,04 自然循环锅炉的主要特点是有一个直径较大的汽包，由于有汽包，使自然循环锅 炉有以下特点： （1）汽包是锅炉中省煤器、过热器和蒸发受热面的分隔容器。有了汽包，给水 的加热、蒸发和过热等相应的各个受热面有明显的分界，因而汽水流动特性相应比较 简单，较容易掌握。 （2）由于自然循环的推动力主要依靠汽水的密度差，因而自然循环锅炉的主要 受热面就是有许多垂直管子组成的水冷壁，并且尽量减少弯头，以减少流动阻力，保 证水循环的安全。 （3）汽包中装有汽水分离装置，从水冷壁上升管进入汽包的汽水混合物，可以 在汽包中的汽空间，也可以在汽水分离装置中进行汽水分离，以减少饱和蒸汽中带水。 （4）锅炉的水容量及其相应的蓄热能力较大，因此，当负荷变化时，汽包水位 及蒸汽压力的变化速度较慢，对机组的调节要求可以低一些；但由于水容量大，加上 大直径汽包的直径比较厚，因此，加热、冷却不易均匀，使锅炉的启、停速度受到限 制。 （5）水冷壁上升管出口的含汽率比其它型式的锅炉要低一些，可以允许稍大的 锅水含盐量，而且自然循环锅炉可以排污，因此对给水品质要求可以低些。 （6）由于汽包直径及壁厚较大，所以自然循环锅炉的金属耗量较大。 （1）控制循环技术出现的背景 在开发亚临界参数技术的初期，曾经认为汽包压力达到18.6MPa时，自然循环不可靠。为了提高循环安全裕度，提出了在蒸发循环回路中采用“低压头循环泵+水冷壁内螺纹管”的新技术。循环泵给蒸发回路的水循环提供了足够的流动压头，大约为 0.25～0.35MPa。根据计算数字可知，亚临界参数锅炉的水循环系统总阻力大约为 0.25～0.28MPa。因此控制循环锅炉的循环流动压头比自然循环锅炉提高了1.5倍以上，显著提高了循环可靠性。 4 （2）控制循环锅炉主要表现 控制循环锅炉水动力特性既具有自然循环的特性，又具有强制流动的特性。但由 于循环泵提供的压头比循环回路中的重位压差提供的流动压头高1.5倍左右，因而控制循环锅炉蒸发回路的水动力特性主要呈现强制流动的特性。为了防止流量分配不均 与热偏差引起的水动力不稳定和脉动以及传热恶化现象的产生，在水冷壁入口安装节 流圈，使得吸热较强的水冷壁管内保持较高的质量流速。在低负荷运行时，仍可用循 环泵提供循环动力。因此，控制循环锅炉的可靠性高，水冷壁传热性能好、热惯性较 小，能够适应快速调峰的要求。这种技术主要用于采用四角燃烧方式的300MW、600MW级亚临界参数锅炉机组上，在调峰运行方面显示出了较强的优势。 控制循环锅炉的循环回路中工质的循环是靠下降管内汽水混合物的密度差产生 的压力差以及循环泵的压头来推动的，这样控制循环锅炉的循环回路能克服较大的流 动阻力，并由此带来了控制循环的一些特点。 （1）水冷壁布置较自由，可根据锅炉形状采用较好的方案。 （2）水冷壁可采用较小的管径，管径小、厚度薄，因而可减少锅炉的金属消耗 量。 （3）水冷壁管内工质质量流速较大，对管子的冷却较好，因而循环倍率较小， 一般K=3～4（若在热负荷高的区域水冷壁管采用内螺纹管，循环倍率可减小至2左 右）。但工质质量流速大，使流动阻力较大。 （4）水冷壁下联箱的直径较大，在联箱里装置有滤网并在水冷壁的进口装置有 不同管径的节流圈。装置滤网的作用是防止杂物进入水冷壁管内；水冷壁进口装置的 节流圈是合理分配并联管的工质流量，以减小水冷壁的热偏差。 （5）汽包尺寸小。这是因为循环倍率低，循环水量少，并且用循环水泵的压头 来克服汽水分离器的阻力，故可采用分离效果较好而尺寸较小的汽水分离器。 （6）汽包内装有弧形衬板，与汽包内壁形成以汽水混合物的环形通道。汽水混 合物从汽包上部引入，沿环形通道自上而下流动，从汽包下部进入汽水分离器，因而 减小了汽包上、下部温差热应力，加快了锅炉的启动和停炉速度。 （7）控制循环锅炉汽包低水位造成的影响较小。因为汽包水位即使降到最低水 位附近，控制循环锅炉仍能通过循环泵向水冷壁提供足够的工质冷却。 （8）由于采用了循环泵，因此增加了设备的制造费用和锅炉的运行费用，并且 循环泵运行的可靠性将直接影响到整个锅炉运行的可靠性。 5 直流锅炉的特点是没有汽包，整台锅炉有许多管子并联，然后用联箱连接串联组 成。在给水泵压头的作用下，工质依顺序依次通过加热、蒸发和过热等受热面，进口 工质是水，出口工质则为符合设计要求的过热蒸汽。 直流锅炉由于没有汽包，其工作过程有如下的特点： （1）由于没有汽包进行汽水分离，因此水的加热、蒸发和过热的受热面没有固 定的分界，而是随着锅炉负荷和工况的变动而变动，过热汽温往往也随着负荷的变化 而有较大的波动。 （2）由于没有汽包，直流锅炉蒸发受热面内的工质不构成循环，也无汽水分离 问题，因此当工作压力增高，汽水密度差减小，以致在超临界压力时，直流锅炉仍能 可靠地工作。 （3）由于没有汽包，直流锅炉中的水容量及相应的蓄热能力小，因此，直流锅 炉对负荷变化较敏感，锅炉工作压力也变化得比较快。如果燃料、给水等比例失调， 就会严重影响锅炉的出力及蒸汽参数，这就要求直流锅炉有更灵敏可靠的调节控制手 段。 （4）由于没有汽包，直流锅炉不能连续排污，给水带入锅炉的盐类，除由蒸汽 带走一部分外，其余都将沉积在受热面管子中，所以直流锅炉对给水品质的要求很高。 （5）由于没有汽包，在直流锅炉蒸发受热面中会出现流动不稳定、脉动等问题， 会直接影响锅炉的安全运行。 （6）在直流锅炉中，蒸发受热面中的水从一开始汽化一直到完全汽化，都是在 高压、高含汽率的条件下进行的，锅炉蒸发受热面管内的换热有可能处于膜态沸腾状 态，受热面的金属壁温就会急剧升高，容易过热损坏。因此，防止膜态沸腾是直流锅 炉设计和运行中必须注意的问题。 （7）由于没有厚的汽包，直流锅炉在启、停过程中，各部件的加热和冷却都容 易达到均匀，所以启动和停炉都比较快，并且在启动过程中，要有专门的系统，以便 有足够的水量通过蒸发受热面，以保护它不致被烧坏。 除上述工作工程的特点外，在布置方面，由于直流锅炉是强制流动，因而蒸发受 热面可以任意布置，容易满足炉膛结构的要求。在制造方面，由于没有汽包，又可不 用或少用下降管，可节省钢材。只是消耗给水泵压头方面，直流锅炉全靠给水泵压头 推动汽水流动，故消耗较多的水泵功率。 6 水的临界压力为22.115MPa，临界温度为347.12?。在临界点上，水与汽的参数 完全相同，两者的差别消失，汽化潜热趋向于零，即汽化在一瞬间完成。锅炉的型式 主要取决于蒸汽参数和容量，有自然循环炉、控制循环炉、直流炉及复合循环直流炉 四种。直流炉适合与超临界及亚临界参数，自然循环及控制循环炉适宜于亚临界压力 参数。 如采用亚临界参数，则直流炉、自然循环和控制循环锅炉都可选用。如元宝山电 厂600MW亚临界锅炉采用强制循环直流锅炉；北仑电厂和平圩电厂的两台600MW锅炉 采用控制循环汽包炉；北仑电厂2号炉采用自然循环锅炉。 采用超临界参数时均采用强制循环直流锅炉。石洞口两台600MW超临界锅炉采用的是超临界螺旋管圈直流锅炉，过热器压力为25.4MPa，温度为541?，中间级数为一次，再热蒸汽温度为569?。 亚临界与超临界压力锅炉在自动控制方面有所不同，其实质是汽包锅炉与直流锅 炉之间差别。在汽包锅炉中给水流量的变化，仅影响汽包水位，而在燃料量变化时又 仅仅改变蒸汽压力和流量，因此锅炉给水量、燃料量、汽温控制都是相对独立的，亦 即：给水?水位；燃料?产汽量及汽压；喷水?汽温。在直流锅炉中，由于没有汽包， 蒸发和过热受热面没有固定的界限，当给水量或燃料量变化时都会引起蒸发量、汽温 和气压的同步变化，相互有牵制，关系密切，这样给控制系统的设计和调整增加了灵 活性，也增加了复杂性。 超临界锅炉虽然没有汽包耗钢量减少，但过热器、再热器采用高级合金钢，阀门 价格也提高，故总成本增加。根据技术比较，对于300～600MW机组，低价煤地区仍以亚临界压力较为适宜。但超临界锅炉热效率一般要高于亚临界锅炉，从亚临界提高 到超临界，机组整体循环效率可提高3%～4%，供电煤耗从331g/(kw?h)降到300～ 302g/(kw?h)。因此对于采用变压运行的机组，以及电厂建在煤价较贵的地区时采用 超临界锅炉可获得更好的经济效益。 7 亚临界机组与超临界机组在燃烧系统、过热器和再热器系统的差异不是太大，水 冷系统、锅炉启动系统与汽机旁路系统差别比较大。 亚临界控制循环锅炉在其下降管回路中，均设循环泵，以提供足够的压头来保证 在任何运行工况下能进行充分的强制循环。因为压临界参数下汽包壁厚增加，启停过 程中上下壁温差值较大因而限制启停速度，汽包壁采取上下不等壁厚结构，并采用环 形夹层，使汽包内壁温接近于汽水混合物温度，使上下壁温差均匀而且减小，可快速 启停。锅炉汽包的工作水位比自然循环锅炉低，这是因为有循环水泵来产生循环动力， 给水直接引入下降管入口处，欠焓较大，水位低时也不产生汽化。 超临界直流锅炉的水冷壁主要采用螺旋式水冷壁管型和一次垂直上升管屏式。螺 旋式水冷壁的所有管子沿炉膛四周盘旋上升，均匀的分布在炉膛四周，在任一高度所 有管子的高度几乎相同，故比较适用于变压运行。直流锅炉水冷壁的设计往往难以兼 顾炉膛周界尺寸与必须具有足够的质量流速的矛盾。而螺旋管圈水冷壁只要增减螺旋 上升角度，就可以改变管数，在保证足够的质量流速的同时，其管径和管数可不受炉 [2]膛周界尺寸的限制，在管径选用上有一定的灵活性。 亚临界参数下自然循环锅炉在点火前，锅炉上水至汽包低水位，锅炉点火后，水 冷壁吸收炉膛辐射热，水温升高后水循环开始建立，随着燃料量的增加，蒸发量增大， 水循环加快，因此启动过程中水冷壁冷却充分，运行安全。强制循环锅炉在点火前既 锅炉上水后，循环泵已开始工作，水冷壁系统建立了循环流动，保证水冷壁在启动过 程中的安全。 超临界锅炉在启动前必须由锅炉给水泵建立一定的启动流量和启动压力，强迫工 质流经受热面。由于超临界锅炉没有汽包作为汽水分离的分界点，水在管中加热、蒸 发和过热后直接向汽轮机供汽。因此，超临界锅炉必须设置一套特有的启动系统，以 保证锅炉启停或低负荷运行过程中水冷壁的安全和正常供汽。 中间再热单元机组要设置旁路系统，以便在机组启停和汽机故障时协调匹配机炉 的工况，实现工质的回收。 超临界锅炉有100%容量的高压旁路和65%容量的低压旁路，两级旁路串联，这是欧洲国家采用的典型系统。汽机冲转后带上少量负荷时，随着汽机进汽量的增加，高 8 压旁路阀逐渐关小。当汽机主调门开度达到90%时，高压旁路阀门全关，当锅炉蒸汽压力超过预定的安全值时，可通过特殊的控制回路将旁路阀快速打开，起到锅炉安全 阀的作用，故锅炉过热器不另设安全阀。用高压旁路来代替安全阀，可减弱噪音，并 使蒸汽通过减温减压装置进入凝汽器，实现工质回收。低压旁路将再热器出口蒸汽绕 过汽机中低压缸而直接排入凝汽器。由于该旁路只具备65%容量，不能作为安全阀，故再热器前后均另设安全阀。在汽机甩部分或全部负荷时，低压旁路调节阀会接受一 脉冲信号，以增加其开度而快速排出因汽机中压缸进汽减少而多余的蒸汽。 亚临界机组也设有高压和低压旁路系统，其作用与超临界机组的旁路系统相仿， 但容量较小。亚临界机组的高低压旁路的容量都为30%额定负荷，有的电厂高低压旁路的容量分别为50%和60%额定负荷。 9 蒸汽过热器是锅炉的重要组成部分，它的作用是将饱和蒸汽加热成具有一定温度 的过热蒸汽，并要求在锅炉负荷或其它工况变动时，保证过热汽温波动在允许的范围 内。目前，我国亚临界参数下的锅炉均采用中间再热系统，其中蒸汽再次加热的部件 就是再热器。 过热器及再热器是锅炉中工质温度最高的部件，而过热蒸汽，特别是再热蒸汽的 吸热能力较差，故它们是锅炉受热面中工作条件最恶劣的部件。其工作可靠性与金属 材料的高温性能有关。另一方面，为降低锅炉成本，尽量避免采用高等级钢材。设计 过热器和再热器时，选用管子的金属几乎都处于其温度极限值，因此，如何保证管子 金属长期安全工作就成为过热器和再热器设计和运行中必须考虑的重要问题。值得注 意的是，再热器中蒸汽的压力低、密度小、流量大、汽温高，这使它的工作条件比过 热器更为恶劣，必须引起足够的重视。再热器的工作特点如下： （1）再热蒸汽的放热系数比过热蒸汽小，对管壁的冷却能力差。同时为了减少 再热器蒸汽的流动阻力，提高热力系统效率，再热蒸汽采用较小的质量流速，故再热 器管壁冷却条件差。 （2）再热蒸汽压力低、比热小，对汽温偏差比较敏感。即在同样的热偏差条件 下，其出口汽温偏差比过热蒸汽大。 （3）再热器进口蒸汽温度随负荷变化而变化，因此其汽温调节幅度比过热器大。 （4）在锅炉启动、停炉及汽轮机甩负荷时，再热器中无蒸汽流过，可能被烧坏， 为此，在过热器和再热器以及再热器和凝汽器之间分别装有高、低压旁路及快速动作 的减温减压旁阀。 （5）再热器系统阻力对机组热效率有很大影响。由于再热器串接在汽轮机高压 缸、中压缸之间，故再热器系统阻力会使蒸汽在汽轮机内做功的有效压降相应减少， 从而使机组汽耗和热耗都增加。 根据传热方式，过热器和再热器分为对流式、辐射式和半辐射式。 （1）对流式过热器和再热器 指布置在锅炉对流烟道内主要吸收烟气对流热的过热器和再热器。根据烟气和管 10 内蒸汽的相互流向，又分为逆流、顺流和混合流三种传热方式。逆流式对流受热面具 有最大的传热温压。采取这种布置方式，可以节省金属耗量。但蒸汽的出口处恰恰是 受热面中烟气和蒸汽温度最高的区域，金属壁温可能很高。顺流布置方式则相反，蒸 汽出口处烟气温度最低，金属壁温也较低。 根据管子的布置方式，对流过热器和再热器可分为立式和卧式。卧式受热面容易 在停炉时排去管内存水，立式受热面得支吊结构比较简便。 根据管子的排列方式，对流式过热器和再热器可分为顺列和错列两种布置方式。 错列布置横向冲刷受热面的传热系数比顺列高，但在防止受热面污染不如顺列布置优 越。国内绝大多数亚临界锅炉，在高温水平烟道中采用立式顺列布置受热面，而在下 降竖井中则采用卧式错列布置得受热面。 （2）辐射式和半辐射式过热器和再热器 布置在炉内壁面上直接吸收炉膛辐射热的过热器或再热器，称为辐射式过热器或 辐射式再热器。由于炉内热负荷很高，这种过热器特别是再热器，工作条件较恶劣。 半辐射式过热器和半辐射式再热器是指布置在炉膛上部或炉膛出口烟窗外，既接 受炉内的直接辐射热，也吸收烟气的对流热量的受热面，通常称为屏式过热器或屏式 再热器。屏式受热面，除吸收炉膛直接辐射热之外，还吸收烟气的对流热。因此，屏 式受热面的热负荷是相当高的，管片中平行工作的管子所接受的炉内辐射热及所接触 的烟气温度有明显的差别，平行工作管子之间的吸热偏差大；此外，平行管子之间的 管长相差较大，导致各管中蒸汽流量的不同；还有，在机组启动时，屏式受热面也容 易出现管壁超温现象，故屏式受热面是过热器系统安全运行的薄弱环节。 辐射式过热器只吸收炉内的直接辐射热。随着锅炉负荷的增加，辐射过热器中工 质的流量和锅炉的燃料消耗量按比例增大，但炉内的辐射热并不按比例增加，因为炉 内火焰温度的升高不太多。随着锅炉负荷的增加，炉内辐射热的份额相对下降，辐射 式过热器中蒸汽的焓增减少，出口蒸汽温度下降，如图3–1中曲线1所示。当锅炉 负荷增大时，将有较多的热量随烟气离开炉膛，被对流过热器等受热面所吸收；对流 过热器中的烟速和烟温提高，过热器中工质的焓增随之增大。因此，对流式过热器的 出口汽温是随锅炉负荷的提高而增加的。过热器布置远离炉膛出口时，汽温随锅炉负 荷的提高而增加的趋势更加明显，如曲线2、3所示，故屏式过热器的汽温特性稍微 [3]平稳一些，它以炉内辐射和烟气对流两种方式吸收热量。不过它的汽温特性有可能是在高负荷时对流传热占优势而低负荷时则辐射传热占优势。 11 再热器的汽温特性几乎都是对流式的。因为再热器多半布置在对流烟道中，负荷 降低时，再热器的入口汽温还要下降，这就使得负荷降低时再热蒸汽温度的下降比过 热蒸汽更严重的多，如图3–2所示： 图3–1 过热器的汽温特型 图3–2 过热蒸汽和再热蒸汽汽温特型的比较 ''1-辐射式过热器；2-对流式过热器， 1-过热蒸汽；2-再热蒸汽 ,,,23 目前，亚临界锅炉爆管事故已成为当前威胁发电设备稳定运行的突出矛盾。在锅 炉爆管事故中因过热器和再热器爆管造成的事故损失最大，是影响安全运行的主要因 素。因此，研究和防止过热器和再热器爆管已成为保证火电厂安全经济运行和提高经 济效益的关键课题。 造成过热器和再热器超温爆管的直接原因很多，下面从设计、制造安装检修和运 行三个方面进行讨论。 1、设计因素 （1）炉膛出口残余旋转造成的超温爆管 四角切向燃烧方式本身所固有的缺陷是这种燃烧方式把整个炉膛作为一个大型 旋风燃烧器，炉内旋转上升的气流由炉膛出口进入对流烟道时，还存在相当强的残余 旋转，引起对流烟道两侧的烟速差和烟温差。烟道内热负荷分布不均，空气动力场严 重偏斜，存在较大的同片热偏差和沿烟道宽度方向各管片间的热偏差。 （2）过热器和再热器系统结构设计和布置不合理 例如平圩电厂的2号炉屏式再热器和末级再热器之间没有中间联箱，也没有蒸汽 的左、右交叉，屏式再热器的热偏差部分与末级再热器叠加，造成再热器超温爆管。 （3）设计选用系数不合理 12 如不合理的锅炉宽深比，会使炉膛出口烟温高于设计值，造成过热器超温爆管。 （4）计算中没有充分考虑热偏差 2、制造、安装和维修因素 （1）钢材质量差。管子本身存在分层、夹渣等缺陷，运行时受温度和应力影响 缺陷扩大而爆管。 （2）错用钢材 例如平圩电厂屏式再热器的主要材料是15CrMo、12Cr1MoV，末级再热器的主要 材料为12Cr1MoV，这些材料的允许温度较低，选材档次偏次造成该厂再热器超温爆 [1]管。 （3）焊接质量差 如万能达发电厂由于焊接不规范，电流偏大，采用大直径焊条造成焊接缺陷，使 焊接残余应力大，故在循环温度下工作时，由于疲劳而产生裂纹。 （4）管内异物堵塞管子 如华能丹东电厂二号炉金属残留物将末级过热器入口联箱连接管的节流孔堵塞， 造成管内工质流通不畅或无介质流过而干烧，管壁温度在短时间内大幅度升高到 800?以上，使钢的抗拉强度急剧下降，管子局部发生大量塑性变形，管径胀粗，管 [1]壁减薄后发生爆破。 3、运行状况因素 （1）给水水质不合格造成超温爆管 锅炉给水水质不合格，在汽水系统的换热管中聚积大量的水垢，严重影响了炉内 和水平烟道的换热。水垢的聚集使得水冷壁外壁温度升高，炉内辐射换热量降低，炉 膛出口烟气温度升高。同样，在过热器和再热器的管内壁上也聚集大量的水垢，加之 管外烟气温度升高，长期运行会造成管壁超温爆管。如果运行中水平烟道的吹灰器投 入不及时，管外会粘附大量的煤灰和粉尘，进一步恶化了换热环境，加剧了管壁超温 爆管。 （2）煤质变化 燃料特性的变化对锅炉热力工况有很大影响，其中灰分和水分最为明显。当水分 和灰分增加时，一方面由于燃料发热量降低而必须增加燃料量，使得水平烟道对流受 热面的烟气流速增大，对流换热量增大；另一方面，水分和灰分的增大，降低了炉内 气体的温度，炉内的辐射换热量减少，使得炉膛出口烟温升高，从而进一步增大了水 平烟道的对流换热量，这样就会造成炉膛出口烟温升高，引起受热面的超温爆管。 13 （3） 三通效应引起的爆管 蒸汽高速进入集箱后向两边分流，会在三通区域产生一个涡流区，从而影响到三 通区域的压力分布，在某一个部分压降降低，从而使得该处的过热器管两端压差减小， 流量降低而使得管壁温度升高导致过热器超温爆管。如平圩电厂的再热器联箱间的汽 流都是采用三通引入引出的，如图3–3，在进口集箱存在涡流区，对集箱中的静压分布和支管入口阻力系数都产生了显著的影响，使该区域屏中的流量大为减少，而燃 烧侧热负荷较高的区域往往位于进口三通附近，如果这两种偏差叠加，极易造成进口 [4]三通附近超温爆管。 图3–3 再热器系统流程图 （4）负荷变化过快引起的过热器和再热器超温 由于电网调度的需要，机组经常进行大幅度负荷变化，如果调整不当，会引起过 热器和再热器短期的超温现象。负荷升高要求更多的燃料量，烟风系统具有灵敏的动 态特性，在几秒内整个系统的烟气温度都会发生改变，但汽水系统具有滞后性，因此 造成管外烟气温度已升高而管内流体质量流速尚未改变的不利传热情况，从而可能造 成换热管的短时超温现象。此外，在升负荷时涉及到燃烧器和磨煤机的投入调整，如 果调整不当，会造成煤粉着火推迟和火焰中心上移等问题，造成炉膛出口烟温升高。 （5）减温器发生故障 （6）管间振动磨损 美国电力研究院把锅炉爆管机理分成6大类，共22种（见表31）。 14 表 3–1 锅炉爆管机理 应力断裂 短期过热、高温蠕变、异种钢焊接 水侧腐蚀 苛性腐蚀、氢损伤、孔蚀、应力腐蚀裂纹 烟气侧腐蚀 低温腐蚀、水冷壁腐蚀、煤灰腐蚀、油灰腐蚀 磨损 飞灰磨损、落渣磨损、吹灰磨损、煤粒磨损 疲劳 振动疲劳、热疲劳、腐蚀疲劳 质量缺陷 维修损伤、化学偏离、材料缺陷、焊接缺陷 结合我国亚临界锅炉所频发的事故情况，把过热器和再热器超温爆管归结为以下 九种不同的机理： （1）长期过热。管壁温度长期处于设计温度以上而低于材料的下临界温度，超 温幅度不大但时间较长，锅炉管子发生碳化物球化、管壁氧化减薄、持久强度下降、 [5]蠕变速度加快，使管径均匀胀粗，最后在最薄弱部位导致脆裂的爆管现象。主要发生在高温过热器的外圈向火面。 （2）短期过热。当管壁温度超过材料的下临界温度时，材料强度明显下降，在 内压力作用下，发生胀粗和爆管现象，常发生在受热面的向火面直接和火焰接触及直 [6]接受辐射热的受热面管子上。 （3）磨损。包括飞灰磨损、落渣磨损、吹灰磨损和煤粒磨损。以飞灰磨损为例， 是指夹带SiO等硬颗粒的飞灰高速冲刷管子表面，使管壁减薄爆管。常发生在受热2 面烟气入口处的弯头、出列管子和横向节距不均匀的管子上。 （4）汽侧的氧腐蚀。在腐蚀介质和循环应力的共同作用下，管内介质由于氧的 去极化作用，发生电化学反应，在管内的钝化膜破裂处发生点蚀。主要在停炉时产生。 （5）应力腐蚀裂纹。在介质含氯离子和高温条件下，由于静态拉应力或残余应 力作用产生的管子破裂现象。常发生在过热器的高温区管和取样管。 （6）热疲劳。炉管因锅炉启停引起的热应力、汽膜的反复出现和消失引起的热 应力和由振动引起的交变应力作用而发生的疲劳损坏，常发生在受热面高热流区域的 管子外表面。 （7）高温腐蚀。SiO等低熔点化合物破坏管子外表面的氧化保护层，与金属部2 件相互作用，在界面上生成新的松散结构的氧化物，使管壁减薄，导致爆管，常发生 在过热器、再热器及吊挂和定位零件的向火侧外表面。 15 （8）异种金属焊接。焊接接头处因两种金属的蠕变强度不匹配，使异种金属焊 接界面断裂失效。常发生在过热器出口两种金属的焊接接头处，当焊缝的蠕变强度相 当于其中一种金属的蠕变强度时，断裂发生在另一种金属的焊缝界面上。 （9）质量控制失误。在制造、安装、运行中由于外界失误的因素所造成的损坏。 1、设计方面 （1）以往的锅炉设计主要由经验丰富的专家根据计算和模拟实验的 方法 快递客服问题件处理详细方法山木方法pdf计算方法pdf华与华方法下载八字理论方法下载 来取得 数据，发现问题，并优选工况。现行的锅炉热力计算是以平均参数代替分布参数的零 维数学模型，忽略了复杂湍流的三维特性，其计算结果与实际运行工况有一定偏差。 随着电子计算机及数值计算技术的迅速发展，用炉内空气动力场数值模拟来优化设 计，取得了重大的突破。 （2）采用挤压成型的大口径三通和弯头。内壁圆滑过渡，壁厚严加控制；并严 格控制小口径管子的管壁公差和材料代用等措施，防止过热器阻力偏大。 （3）再热器结构布置改进。放大集箱和连接管管径、合理布置三通位置、屏式 再热器和末级再热器采用塔式管屏，改善同屏热偏差等措施。 2、制造、安装和维修方面 制造、安装单位应严格按照国家有关标准施工，加强原材料和制造质量的检验， 检修需更换承压部件超温爆管部位的管材时，必须经金相光谱检查正确和磁粉探伤合 格后才能使用；加强焊接管理，提高焊接质量；加强检修质量管理。过热器、再热器 管子材料选择留有较大裕度，提高管材等级，用奥氏体钢（TP304H）或高铬铁素体钢 (T91)代替12Cr2MoWVTiB、12CrMoV、12CrMo。 3、运行方面 （1）加强运行管理，及时进行吹灰和燃烧调整，防止受热面局部超温；加强过 热器蒸汽、再热器蒸汽和管壁温度的监测；加强汽水品质和金属监督；提高运行人员 操作水平和理论水平及应急应变能力。 （2）加强对入炉煤种的管理和对炉膛受热面的吹扫。当机组运行很长时间、炉 内沾污严重和入炉煤质与设计煤种相差很大时必须进行锅炉受热面的热力校核，确定 炉膛出口烟温和各受热面处的烟温，为超温原因的分析和解决提供依据。在日常运行 中，应注意炉膛出口烟温的变化，适时地进行炉膛的吹扫，改善炉内的换热环境。同 时注意入炉煤质的变化，为锅炉运行人员提供必须的运行数据，以便及时进行燃烧调 整。 16 （3）提高给水品质和加强汽水流程中汽、水温度的监督。电厂应做好给水和蒸 汽品质的监督管理，做到勤化验、多检查。在机组检修期间应进行割管检查，确定管 内的结垢情况。 （4）减弱炉膛出口的残余旋转。减弱炉膛出口残余旋转主要是以减小炉内的实 际切圆直径来实现的。通常的方法有：两角对冲、另两角相切；部分一次风反切，其 余二、三次风正切；部分或全部二次风反切，其余一、二、三次风正切；三次风反切； 将燃烧器改成摆动式等。部分燃烧器的反切虽可以有效地减弱炉膛出口气流的旋转强 度，但由于正反混合后风粉混合强度有所减弱，使得火焰中心上移，导致飞灰可燃物 和炉膛出口烟温的增加，尤其对于贫煤和无烟煤的影响最大，因此必须综合考虑上述 因素，通过试验与计算机模拟来选择哪几层反切、反切角度与反切动量等重要参数， 根据不同的炉型和煤种选择不同的反切方式。由于锅炉燃用的煤种不同，存在着两种 着火方式，即三角形着火方案和集速射流着火方案。对于烧无烟煤及挥发分低的较难 烧的煤种，多采用一次风集中布置，二次风分布于一次风的上下两侧，一次风和二次 风以一定的角度相交，煤粉气流着火主要按三角形着火方案。对烧烟煤的直流燃烧器 或多层布置的直流燃烧器组，由于二次风的动量比一次风气粉混合动量大1至2倍， 故其着火方案基本上按集速射流着火方案进行。因此，燃用无烟煤及挥发分低的煤种 时，采用部分一次风反切，其余二次风正切的方式可以较好的削弱炉膛出口的残余旋 转，同时可以降低飞灰可燃物。对于使用浓淡燃烧器而引起的炉膛出口烟温升高和飞 灰可燃物的增多，应采用一次风反切技术加以调整。燃用烟煤时，采用部分或全部二 次风反切，其余一、二、三次风正切能较好的削弱炉膛出口的残余旋转。此外，采用 燃烧器上摆、上大下小的配风方式、采用前墙或前后墙对冲布置的旋流燃烧器、改进 炉膛上部屏式受热面的布置等方法都能削弱炉膛出口烟气的残余旋转，降低水平烟道 [7]烟温的左右偏差。 （5）采取适当的负荷变化速率研究表明，在负荷较大时采取较大的负荷变化率， 负荷较低时应采取较小的负荷变化率，才能对过热器和再热器的管壁温度影响较小。 在机组进行甩负荷时，应预先进行燃烧调整，如采取停磨煤机或停部分燃烧器等措施 来避免过热器和再热器超温。 （6）改进炉膛短吹灰器及对流烟道中的长吹灰器，提高水冷壁及其它受热面的 吸热量，减少屏过、屏再及折焰角斜坡的积灰，整体提高换热效率，降低过热器和再 热器的吸热量。 17 锅炉发展初期，使用水冷壁主要是为了保护炉墙，布置在炉墙前的水冷壁管吸收 大量炉内高温火焰的辐射热量，以降低炉墙的温度，使炉墙的机械强度提高，锅炉运 行可靠安全。发展到今天，水冷壁已成为锅炉的主要受热面之一。它具有以下的特点 [6]和作用： （1）强化传热，减少锅炉受热面面积，节省金属消耗量。炉内火焰与水冷壁为 辐射传热，其传热热流与火焰绝对温度的四次方成正比。炉内火焰温度很高，而水冷 壁内介质温度相对较低，水冷壁的辐射吸热很强烈，可以使较少的受热面面积吸收很 多的热量，因此可以减少总的受热面面积，节省钢材消耗；是不可缺少的受热面。 （2）降低高温对炉墙的破坏作用，起保护炉墙的作用。装设水冷壁的炉墙内壁， 其温度大大降低，炉墙的机械强度大大增强，因此炉墙的厚度和重量可以减轻，特别 是膜式水冷壁后面的敷管炉墙可以不必采用密度很大的耐火材料。 （3）能有效的防止炉壁结渣。高温熔融的焦炭和灰渣一旦碰撞在温度较低的水 冷壁管上，很快降温凝固，失去粘性而下滑至冷灰斗。避免熔融灰渣粘结在高温炉墙 上而造成结渣现象。 （4）悬吊炉墙。近代大中型电站锅炉都采用敷设在水冷壁管上的敷管炉墙或管 承炉墙。炉墙的全部重量靠悬吊的水冷壁支承，同时，受热时与水冷壁一起向下膨胀。 （5）作为锅炉主要的蒸发受热面，吸收炉内辐射热量，使水冷壁管内的热水汽 化，产生锅炉的全部或绝大部分饱和蒸汽。 水冷壁腐蚀爆破是一种复杂的物理化学变化过程，其原因很复杂。水冷壁不仅在 水汽侧会发生腐蚀，而且在烟气侧也会发生腐蚀。由于腐蚀引起的水冷壁爆破具有突 发性，一旦发生腐蚀，后果较为严重。亚临界锅炉水冷壁腐蚀爆破通常发生在燃烧器 中心线位置标高附近，涉及范围较大，严重危及机组的安全经济运行。水冷壁管的爆 破常和腐蚀相伴发生，而且，两者互相诱导和促进。因此，解决水冷壁腐蚀问题，防 止水冷壁爆破成为刻不容缓的课题。 （1）氢腐蚀 在锅炉水冷壁管中，当发生汽水分层且蒸汽停滞时，由于管壁温度升高，蒸汽与 18 400?以上的碳钢接触时，会发生如下反应： 3Fe + 4HO? FeO+8[H] （4–1） 234 如果生成的氢原子不能很快被蒸汽带走，氢原子就会进入钢材内部。在高温下引 起金属组织内部成分变化，使钢材脱碳并出现裂纹，造成氢腐蚀，致使水冷壁管爆破。 氢与碳钢中的碳反应为： C+4[H] ?CH （4–2） 4 C+2H?CH （4–3） 24 FeC+2H?3Fe+CH （4–4） 324 生成的甲烷气体积聚在钢材内部，最终产生很大的内部压力，并使管子在运行中 [8]爆破。 （2）碱腐蚀 当局部炉水中游离NaOH浓度增加，pH值升高超过允许值时，炉管金属表面的氧化铁保护膜及钢铁本身都可溶解。其反应为： FeO+4NaOH?2NaFeO+NaFeO+2HO （4–5） 342222 Fe+2NaOH?NaFeO+H （4–6） 222 生成的NaFeO、NaFeO可与渗入附着物中的炉水发生水解反应而生成NaOH，继222 续对水冷壁管腐蚀。高温下NaOH还会与钢中渗碳体FeC发生反应： 3 FeC+6NaOH?3NaFeO+CH+H （4–7） 32242使钢铁脱碳。当上述腐蚀过程中生成的H、CH气体聚集在晶粒边界处时，可产生巨24大压力，迫使晶界扩张和晶粒分离，高温下最终导致炉管爆破。 （3）酸腐蚀 锅炉发生酸腐蚀时，局部炉水pH值<7，此时钢铁会发生如下反应： +2+Fe+2H?Fe+H （4–8） 2 一般认为，炉膛水冷壁烟侧高温腐蚀的类型可分为两种：硫酸盐型腐蚀和硫化物 型腐蚀。 （1）硫酸盐型腐蚀 硫酸盐型的腐蚀机理是基于下列反应： 3NaSO+FeO+3SD?2NaFe(SO) （4–9） 2423343 3KSO+FeO+3SD?2KFe(SO) （4–10） 24233343 3KSO+AlO+3SD?2KAl(SO) （4–11） 24233343 19 壁面上形成上述腐蚀反应的过程是：在煤粉火焰中，矿物质中的钠挥发、升华， 非挥发性硅酸铝中的钾通过置换反应，被释放出来。钠和钾与烟气中的SO反应生成3硫酸钠和硫酸钾，其露点温度在1150K左右，气态的硫酸钠和硫酸钾扩散到较冷的管 子表面时，凝结在管壁的氧化膜上，借助于从高温火焰区扩散过来SO与管壁氧化膜3中的主要成分FeO发生上述腐蚀反应。腐蚀产物是熔点低的复合硫酸盐，它不具有23 氧化膜一样的保护作用；壁温较高时，硫酸盐呈熔融状态，当管壁温度小于720? 时，熔融状态的硫酸盐比气相状态的硫酸盐具有更强的腐蚀性。气相硫酸盐和SO向3壁面的扩散主要依靠温度差。 从上述可以看出，在硫酸盐型腐蚀中，火焰温度和燃料的成分具有非常重要的作 用。火焰温度高，温度差大，燃料中钠、钾、硫含量高，则产生的气相硫酸盐多，且 其向壁面的扩散和沉积加快；煤的含硫量越高，火焰温度越高，形成的SO越多，SO33向壁面的扩散越快，同时火焰温度高，易使沉积于管壁上的硫酸盐呈熔融状态，使腐 蚀加剧。由于火焰温度及燃料可选择性的限制，完全避免硫酸盐型腐蚀是不可能的。 （2）硫化物型高温腐蚀机理 硫化物型腐蚀是黄铁矿硫造成的，其腐蚀过程如下： 当黄铁矿粉末随未燃尽煤粉到达管壁上，受热分解放出自由原子硫化亚铁： FeS?FeS+[S] （4–12） 2 当管子附近有一定浓度的HS和SO时，也可能生成自由的原子硫，反应如下： 22 2HS+SO?2HO+[S] （4–13）222 在还原性气氛中，单独的原子硫，在管壁温度达到623K时，便发生硫化作用，即： Fe+[S]?FeS （4–14） HS还可以透过疏松的FeO，与较致密的磁性氧化铁层FeO中复合的FeO作用： 22334 FeO+HS?FeS+HO （4–15） 22 硫化亚铁FeS缓慢氧化而生成黑色的磁性氧化铁： 3FeS+5O?FeO+3SO （4–16） 2342 [9]黄铁矿在还原性气氛下，对水冷壁产生的硫化物型腐蚀的图像如图4–1所示。 （1）煤种 煤种是造成高温腐蚀的主要原因之一。对国内亚临界机组的调查表明，发生较严 重的高温腐蚀的锅炉，绝大部分是燃用贫煤锅炉，而燃用烟煤的锅炉则几乎未发现高 温腐蚀。说明煤种与高温腐蚀的关系极大。同烟煤相比，贫煤挥发分低，着火和燃烧 20 困难，燃尽度差，表现在对高温腐蚀的影响上则是煤粉火焰拖长，大量煤粉粒子只是 在到达水冷壁附近才开始燃烧和燃尽，未燃尽的碳到达缺氧区，因为在那里有还原性 气氛和高浓度的HS，使高温腐蚀加剧。此外，煤中含硫量高低对高温腐蚀也有显著2 影响。 图4–1 硫化物型腐蚀 (a)氧化性气氛；(b)还原性气氛 （2）煤粉的粒径和浓度 由于锅炉一般由多台磨煤机供应煤粉，而一次风管又长短不一，弯头数量各不相 同，因此各一次风管阻力和煤粉分布就难以保证。尤其气粉混合物通过磨煤机、分离 器或弯头等装置时，都会产生不同程度的旋转，这将使得煤粉浓度和颗粒度分布不均 匀更加严重，从而引起的高温腐蚀和磨损。 （3）炉内燃烧工况 目前四角切圆燃烧锅炉普遍采用集束射流着火方式，一、二次风间隔布置并以同 一角度平行射向炉内。理想的着火过程应是一次风喷出后不久即被动量较大的二次风 所卷吸，射流轨迹变弯，形成一转弯的扇形面，并卷吸周围高温烟气，形成着火区， 着火后的一次风被卷入二次风射流中燃烧。由于一次风射流混入动量大的二次风中， 使火炬射流刚性加强，不易受干扰，从而在整个燃烧器区域内形成一个燃料与空气强 烈混合的、稳定燃烧的旋转火炬。 但炉内实际燃烧过程却并非如此。为保证稳定燃烧，一次风出口风速通常控制较 低（贫煤锅炉一般在20～25m/s），而二次风速一般在40～50m/s之间，从而一、二 次风的刚性相差较大。一、二次风射流喷出燃烧器后由于受到上游邻角气流的挤压作 用及左右两侧不同补气条件的影响，使气流向背火侧水冷壁偏转，此时刚性较弱的一 次风射流将比二次风偏转更大的角度，从而使一、二次风分离。一、二次风的刚性相 差越大，这种分离现象越明显。这一点在多台锅炉的炉内冷态空气动力场试验中也得 21 到验证。由于部分一次风射流偏离了二次风，煤粉在缺氧状态下燃烧，在射流下游水 冷壁附近形成还原性气氛，这样就会引发高温腐蚀。 （4）炉膛断面热负荷过高、炉膛切圆直径过大 青岛电厂1、2号炉，其设计参数与同类型贫煤锅炉相比有较大差别（见表41）。由表中可看出，锅炉采用高浓度煤粉燃烧技术，采用了较大的切圆、较高的炉膛容积 热负荷和断面热负荷，虽可强化燃烧，但易造成煤粉气流贴壁导致高温腐蚀。炉内冷 态空气动力场试验表明，强风环直径约为9.6m，最高风速区靠近水冷壁，相对切圆 直径0.81m（一般锅炉为0.7m左右）。热态时由于气流膨胀，强风环直径会进一步加 大，从而在水冷壁附近形成强燃烧区并生成大量还原性气体，使水冷壁表面温度升高， [1]加剧高温腐蚀过程。 表4–1 锅炉设计参数 项目 青岛电厂 同类型电厂 3炉膛容积热负荷/MW•m 0.117 0.090～0.105 2锅炉断面热负荷/MW•m 5.15 4.3～4.5 一次风喷口数量/个 16 20～24 单个喷口热功率/MW 45.3 35～38 2燃烧器区域壁面热负荷/MW•m 1.77 1.4～1.6 假想切圆直径/mm 1600 1000左右 （5）水冷壁管内的附着物 运行经验表明，水冷壁管内附着物厚度超过3mm时，便可使炉管发生鼓包、胀粗 或爆破。在采用化学除盐水作为锅炉补给水以后，锅炉水冷壁内的附着物多以腐蚀产 物为主。当附着物厚度超过1.5mm时，就可使碳钢超过其允许温度，若附着物厚度超 过4.5mm，可使管壁温度超过碳钢的临界点，使水冷壁管快速蠕变而胀粗、爆破。 （6）炉内氧量及温度波动 运行中若操作不当，炉内氧量及温度波动过于剧烈，使水冷壁附近氧化气氛和还 原气氛交替出现，导致壁面处于氧化气氛和还原气氛的交替作用下，氧化层变成海绵 状，给腐蚀介质提供大量的反应表面。 4.4 防止高温腐蚀的措施 （1）防止水汽系统腐蚀，除保证水汽质量外，还应加强热力除氧器的运行管理； 22 保证除氧效率以外，还应保证水中除氧剂联氨的过剩量，以防止氧腐蚀，加强水汽质 量监督，及时对锅炉进行化学清洗，除去水冷壁管内附着物。 （2）加贴壁风。从二次风箱引出少量二次风，如图42所示，在水冷壁附近形成一层氧化性气膜，不仅可防止煤粉气流直接冲刷水冷壁，而且改善了水冷壁附近烟 气的性质，冲淡烟气中SO浓度，且使积结层中分解出来的SO向外扩散而不向内扩33 [10]散，可有效抑制水冷壁管的高温硫化腐蚀。 图4–2 贴壁风示意图 （3）防止火焰偏斜。锅炉火焰偏斜会造成局部热负荷过高，使结垢和腐蚀速度 提高。 （4）控制煤粉细度。煤粉细度对高温腐蚀的影响也是不可忽视的。细度大时， 火焰易冲墙，煤粉不易燃烧完全，为高温腐蚀造成条件，故应严格按规定控制煤粉细 度。 （5）采用一次风微向反偏转技术。采用一次风微向反偏转来减小一次风切圆直 径，可使一次风射流相对于二次风气流偏离水冷壁面较远，形成风包粉气流，减少煤 粉燃烧时对水冷壁附近的氧量消耗，防止未燃尽的可燃物冲刷水冷壁，有利于改善水 冷壁表面还原性气氛。经验表明，燃烧器改造偏转角度不宜过大，应小于5?，此外 燃烧器角度改造还应逐层进行，以便在改造过程中，观察改造后对汽温及其它参数的 [11]影响。 （6）采用防腐蚀材料。对燃煤中含硫量高的情况，锅炉采用渗铝管作水冷壁， 由于渗铝管表面有AlO保护膜，它不仅具有抗高硫化腐蚀的作用，而且可防止飞灰23 磨损。也可在腐蚀较严重的区域装卫燃带，可在一定程度上起到防止高温硫化腐蚀的 作用。目前，国内对碳钢管进行渗铝，普遍采用液体渗铝（即热浸渗铝）法。 23 （7）合理配风及强化炉内的湍流混合 合理的配风和强化炉内的湍流混合目的是避免出现局部还原性气体，为减轻高温 腐蚀，合理配风的原则是：保持较低的炉膛过量空气系数；避免炉膛附近出现局部还 原性气体过多；尽可能使煤粉颗粒的激烈燃烧在喷嘴出口附近、炉膛中心附近进行， 因为在这些区域，激烈燃烧所伴随的强还原性气氛并不与水冷壁管直接接触，因而不 会形成腐蚀。 ,由于配风不良，即使总的过量空气系数 >1，也会在炉壁附近出现很浓的还原2 性气氛，尤其是采用低氧燃烧技术的锅炉。以国外某台300MW锅炉实测为例，其壁面 ,,附近烟气成份分布如图4–3所示。虽然燃供风>1，但局部?1，在壁面附近SO、212CO和HS含量均有增高。由于CO达10%，HS为0.11%，使得高温腐蚀速度达11m/s。22 通过调整及强化各燃烧器混合后，实际上高温腐蚀就减轻了很多。 图4–3 在某台300MW锅炉高温腐蚀最严重的部分壁面附近烟气成份分布 (燃烧器供风,=1.02，燃用贫煤) （8）各燃烧器间煤粉浓度分布要尽可能均匀 保证四角燃烧器每角各喷嘴风量分配均匀的同时，还需保证向各燃烧器均匀输送 煤粉，尽量减少煤粉管道的弯头及长度，使通往各燃烧器的煤粉管道阻力相近、尽量 消除煤粉管道内气流的旋转，在产生气流旋转后的管道装设十字形的整流装置，对弯 头引起煤粉分布不均，用加装导流板予以减轻，应避免周期性地将个别给粉机停掉。 24 省煤器是利用锅炉尾部的热烟气加热给水的热交换器。省煤器受热面可以代替成 本较高的蒸发受热面，降低排烟温度、提高锅炉效率、节约燃料、是大型锅炉不可缺 少的一个部分。省煤器磨损爆管是电站锅炉普遍存在的问题。因此，研究省煤器磨损 机理、延长电厂锅炉省煤器的使用寿命、对省煤器进行优化设计，对于提高锅炉的可 靠性、延长锅炉的平均无故障运行时间具有重要意义。 省煤器超温爆管的原因非常复杂，主要由磨损、腐蚀、以及振动引起。以下主要 就这三方面探讨省煤器超温爆管的机理及改进措施。 锅炉飞灰中常有坚硬而形状不规则的大颗粒，随烟气高速冲刷和撞击省煤器管子 表面。灰粒冲击管壁时，可分解成切削力和撞击力，如图5–1所示。高速灰粒撞击管壁时，消耗动能，使金属显微粒子克服分子间结合力而与母体分离产生磨损；切削 力对管壁的切削是灰粒磨损管壁的主要因素。当冲击角为30?、50?时，由于切削 力和撞击力的双重作用，因此磨损最严重。根据实验和省煤器实际运行结果，当烟气 均匀地横向冲刷管排时（如图5–2所示），第一排管子的磨损集中于与烟气流动方向 成30?、40?夹角的两个对称点上，对错列布置的管束而言，以后各排管子的磨损 集中在25?、30?夹角的对称点上，而最大磨损发生在第二排管子上；对顺列的管 束而言，以后各排管子的磨损集中在60?的对称点上，其最大磨损发生在第5排及 [12]以后各排的管子上。 由磨损导致的爆管中，飞灰磨损是主要原因，影响腐蚀的因素包括飞灰浓度、烟 气流速、飞灰的磨损性能等方面；另外，省煤器的结构也会引起磨损。 图5–1 灰粒冲击管壁受力示意图 图5–2 烟气横向冲刷管壁磨损部位示意图 25 （1）飞灰浓度 飞灰浓度大，表明烟气中含灰量多，灰粒撞击受热面的次数增多，引起磨损加剧。 我国煤种的多样性和电厂用煤的不确定性，使当前许多电厂的燃煤含灰量大于设计 值。有的燃料灰分高达40%。煤质变差，灰分增加，燃煤量也增加，造成烟气中飞灰 浓度剧增，增加了省煤器的磨损。 （2）烟气流速 烟气流速是影响受热面磨损的最主要因素。一些研究表明，磨损量与烟气流速的 三次方成正比。烟气流速越高，则省煤器的磨损越严重。其原因可疑归结为下：冲蚀 磨损源于灰粒具有动能，颗粒动能与其速度的平方成正比。磨损还与灰浓度(灰浓度 又与速度的一次方成正比)、灰粒撞击频率因子和灰粒对被磨损物体的相对速度有关， 故磨损量和烟气的三次方成正比。 1、省煤器腐蚀的类型 省煤器的腐蚀包括管内腐蚀和管外腐蚀。管内腐蚀属于氧腐蚀，因锅炉给水仍含 有一定量的氧，而氧的化学性质很活泼，能与钢铁设备的铁元素发生反应，造成钢铁 设备的腐蚀，生成铁的氧化物FeO和FeO。根据上述氧腐蚀原理，在给水流经省器2334管内时，由于温度较高，极易发生省煤器管内氧腐蚀，在管内壁上形成溃疡状腐蚀坑 陷，危及省煤器的安全使用。管外腐蚀属于硫酸腐蚀，也叫低温腐蚀，是指锅炉烟气 在通过省煤器管段时，由于省煤器管壁温度较低，烟气中的硫酸蒸汽便凝结成酸液而 附着在省煤器外管壁上，从而造成对省煤器的酸腐蚀。 2、省煤器的低温腐蚀机理是： 当省煤器的壳程中的烟气低于硫酸露点腐蚀时，发生硫酸露点腐蚀，即 HO+SO+Fe?FeSO+H? （5–1） 2342 3、省煤器低温腐蚀的影响因素 （1）电厂燃用煤所含硫分较高，硫分较高是引起省煤器腐蚀的一个重要因素。 燃料中硫分、水分高，使燃烧生成的硫酸蒸汽份量多、浓度高，这就使得烟气中的酸 露点相对增高，而低温段省煤器的管壁温度又偏低，所以酸汽极易凝结到低温省煤器 管壁上，造成省煤器的腐蚀。 （2）给水温度低是造成省煤器腐蚀的一个主要原因。给水温度低，使得省煤器 的管壁温度下降，低于烟气中的酸露点时，酸便凝结在省煤器管壁上与飞灰粘合在一 起，形成对省煤器管的不断腐蚀。 26 （3）过量空气系数过大，表明烟气中的含氧量增加，这给燃烧中二氧化硫及三 氧化硫的生成创造了有利条件，对省煤器的低温腐蚀也有一定的影响。 1、管束的振动的形式 根据气流冲刷管束的流动热交换器可以划分成三大类，即： （1）气流横向于管子中心线的（横向流动）； （2）气流平行于管子中心线的（平行流动）； （3）气流沿管子中心线呈S形流动的（S形流动）。横向流动时，激发是由于涡流在单根管子的脱离而造成的。在平行流动的情况下，气流中的涡流是导致激发的根 源。当管子一开始振动，附着在管子上气流的路径变成弯曲路径。于是，气流作用于 管子一个离心力，致使管子更加弯曲。按此方式，在气流和管子之间产生自激振动。 而在S形流动时，不仅在横向流动时的涡流脱离，且在平行流动时的涡流，都会激发 管子振动。振动是由涡流脱离激发，又由涡流强化的。这种振动主要在热交换器中。 2、省煤器的管束振动 省煤器的管束可以分成两种形式，即顺列和错列。振动事故大部发发生在顺列布 置中。 （1）顺列管束省煤器 顺列式省煤器外流体自上而下不断流动，这样流体的温度以及介质的声速相应的 不断变化。横掠管束的烟气的固有频率f/Hz为： f=nc/2b （5–2） 式中： b—特性宽度，m； n—谐波次数； c—烟气流速，m/s。 就一般规律而言，烟气的固有频率判别相对较小。另一方面，又由于烟气横掠管 束时将背侧产生漩涡成对脱离现象。由于漩涡交替脱离在物体表面形成交变的作用 力，可能导致结构的疲劳失效；同时，漩涡脱离也是导致其它形式的振动发生的重要 原因；当漩涡脱离频率和横向烟气固有频率重合时，将进一步加强振动，整个流体就 会出现非常强烈的振动。省煤器也会受迫引起强烈的振动，于是强烈的噪音便向四周 环境辐射出去。 （2）错列管束省煤器 对于错列管束省煤器，烟气的声振自频率主要与管组的自由宽度有关，可由下式 求出： Tf=10i/L （5–3） i 27 式中： f—第i个自振频率，Hz； i—谐振阶序列号，i=1、2、3„； i T—气体温度，K； L—管束组的自由宽度，m。 就错列管束省煤器而言，振动有其自身特点。当漩涡脱离的频率和自振频率相等 时不一定会导致产生强烈的振动，主要由于在锅炉机组的烟道内，声能散射部分与激 发能相比所占的份额很大。 1、从减轻磨损方面入手 （1）合理控制烟气流速，降低煤质灰分，适当控制煤粉细度，尽量避免超负荷 运行以及使用防磨材料或防磨涂料可以有效地防止省煤器磨损。 （2）选取合适省煤器弯头排数z和烟气走廊间隙，减少速度不均匀系数kv，以 [13]及加装梳形管和护瓦或护帘都可以很好改善烟气走廊影响，如图5–3所示。 （3）控制管壁温度。随着温度的升高，管壁表面氧化膜硬度增大，因此，磨损量 随管壁温度升高而降低，如图5–4试验曲线所示。当壁温上升过高时，由于氧化膜 与金属的线胀系数不同，部分氧化膜可能与金属分离或剥落，磨损量又会有所增加。 图5–4表明，20号碳钢管最低磨损壁温为350?，12CrMov合金钢管为380～400?。 图5–3 烟气走廊间隙对v的影响 图5–4 相对磨损量E/E随管壁温度t的变化 0 （4）省煤器管束顺列布置比错列布置磨损要轻，设计省煤器时需考虑顺列布置； 另外，为防止省煤器磨损最常采用的措施是在第一排管子上加装防磨盖板等，采取这 一措施必须严格考察省煤器的横向节距。当横向节距较大，即使加装防磨装置后烟气 28 流通截面减小不大，对防磨能起较好的作用；反之，当横向节距较小时，加装防磨装 置烟气流通截面明显减小，烟速局部被加速和斜向导流，其后的一、二排管子磨损加 重，失去防磨效果。特别要保证防磨盖板的安装质量，保证设计结构和尺寸在允许的 偏差范围内，避免形成烟气走廊的阻塞。 （5）采用膜式省煤器或螺旋翅片管式省煤器可有效的减轻磨损。 （6）燃煤应相对稳定，接近设计煤种。 （7）控制煤粉细度在经济范围内。 2、从防止和减轻低温腐蚀方面入手 （1）尽量减少烟气中SO的生成量，这样即可以降低烟气露点，还会减少烟气3 中硫酸蒸汽的凝结量，从而减轻受热面金属的腐蚀（减少SO的生成量的主要方法有3燃料脱硫、低氧燃烧、加入添加剂等）。 （2）提高管壁温度，使之高于烟气露点，以减少硫酸蒸汽的凝结量。 （3）采用抗腐蚀材料。 （4）提高排烟温度，加装加热冷风设备以及改用其它类型省煤器，如螺旋翅片 管，不仅可以改进流场，提高换热能力，而且可以有效地减少省煤器的积灰；都可以 避免或者防止省煤器受热面的腐蚀现象。 3、从减轻振动方面入手 使整个省煤器中横向固有频率互不相同可以改进管束的振动。 由传热学基本原理可知，在以低密度流体作为工质的热交换器中，低密度工质侧 传热热阻较大。为减小热阻，提高传热效率，仅靠增加流体速度具有一定的局限性。 因为这一方面会增大换热器的流动阻力，增大引风机或泵的能耗，降低传热过程的经 济性；另一方面，如果流体是气固混合物，还会引起固体小颗粒对受热面的严重磨损。 因此，在满足换热器传热性能要求的同时，又要流动阻力小，通常的方法是将换热系 数较低一侧的表面积得到充分扩展。螺旋翅片管就是这样的换热器，它由基管和螺旋 [14]翅片组成（图55）。 1)基管2)螺旋翅片h)螺旋翅片高度D)翅片厚度s)螺距d)基管外径d)翅片外径 f 图5–5 螺旋翅片管结构 29 螺旋翅片管省煤器强化传热，体积小、重量轻、防磨性能好，已成为提高锅炉可 靠性和增容降耗的有力工具之一。20世纪90年代日、英、法、俄等国的500MW、700MW、1000MW火力发电机组燃煤锅炉也先后采用这种省煤器。我国从20世纪70年代起也开展了类似的工作。宝钢自备电厂、华能大连电厂、黄台电厂等进口日本三菱公司的 锅炉，其省煤器均采用螺旋翅片管束(表5–1)。 表5–1 几台锅炉的螺旋翅片管省煤器结构参数 项 目 宝钢自备电厂 大连华能电厂 黄台电厂 炉型 三菱亚临界 三菱亚临界 三菱CE亚临界 强制循环锅炉 强制循环锅炉 强制循环锅炉 -1锅炉蒸发量/th 1160 1160 1025 设计燃料 大同煤 晋北煤 贫煤 d，,/mm 45?4.5 45?4.5 45?3.8 w 省 1.4?19?12.7 1.4?19?12.7 1.4?19?12.7 ,，h，s/mm 煤mms，s/ 130.5?115 130.5?115 130.5?115 12 器 布置型式 错列 错列 顺列 -1设计烟速/m.s 14 9.61 10 还有谏壁电厂对型号为SG1000/170-M306的8号亚临界直流锅炉，也进行了光管 省煤器改造为螺旋翅片管省煤器，改造后排烟温度降低了19.4?，省煤器的传热量 增加了35%，烟气的流速由原来的8.6m/s下降到7.19m/s，减少了磨损使我们充分认 识到，这种螺旋翅片管省煤器在我国有广泛的适用性，有助于我国亚临界锅炉技术进 [15]步和提高火电厂的运行可用率和经济性。 （1）增加管外换热面积。螺旋翅片管在光管外扩展了换热面积，其对流传热面 由扩展表面和光管表面两部分所构成，在外形尺寸相同的情况下，其换热面积为光管 的几倍甚至几十倍，因而显著地提高了管外侧的换热能力及换热器的传热效率。 （2）换热器结构紧凑。螺旋翅片管束增加了单位体积内换热面积，在换热量相 同的情况下，可减小换热器的体积。螺旋翅片省煤器所占空间小于光管和膜式省煤器， 现役锅炉改造时，无需扩大尾部烟道。 30 （3）强化传热条件。螺旋翅片管通过其外部曲线结构能增强翅片间气流扰动， 造成流动边界层分离并周期发展，减薄翅片上的流动边界层和热边界层，并缩短层流 边界层长度，有助于破坏边界层的层流底层，从而起到强化传热的作用。 （4）减小管外流体的流动阻力。在翅片方向与冲刷翅片的气流方向相平行的情 况下，虽然错列翅片管束每排的通风阻力约为光管的1.2倍，但在外形尺寸相同的情况下，翅片管束较光管管束每排的换热面积的增加则远远大于1.2倍，因此可减少管束的排数，使得换热器总阻力下降。同时，由于螺旋翅片管传热能力的大幅度提高， 在保证换热能力的条件下，还可适当降低管外流体速度，而流动阻力通常与速度的平 方成正比，因而，降低流体速度可减小换热器阻力，节省运行费用。 （5）减轻受热面的磨损。在气固两相流体冲刷受热面时，夹杂在气流中的固体 粒子在流经换热面时，冲击和切削换热面，会造成受热面的磨损，其磨损量与流体速 度的三次方成正比。由于螺旋翅片管换热器传热能力的提高，可降低管外流体的速度， 因而大大减轻了受热面的磨损；同时，螺旋翅片管的结构特点可使流经螺旋翅片管的 流体在一定程度上形成有利于减轻磨损的流动工况，从而削弱因固体小颗粒对受热面 的冲击与切削而造成的磨损。当然，在气固两相流工况时，螺旋翅片管束因其结构的 特殊性，其积灰特性直接关系到能否将它作为换热元件。实际运行结果表明，只要在 设计螺旋翅片管束时充分考虑飞灰的特性，选择适当的气流速度、翅片管结构、管束 布置型式以及管间节距其积灰状况完全可以改善。 除上述特点之外，螺旋翅片管省煤器的主要优点在于： （1）除了粘结性积灰的煤种外，凡是应用光管、纵向鳍片管省煤器的场合，都 可用螺旋翅片管省煤器。 （2）在相同空间内相等热力性能条件下，螺旋翅片管省煤器体积小，钢耗少， 能耗低；弯头焊口少，磨损寿命长。对锅炉制造厂来说，可降低生产成本；对发电厂 来说，还有安装周期短，运行可靠性高，可减少检修和技改费用。 （3）在不改变烟道的条件下，螺旋翅片管省煤器可吸收更多的烟气余热。对新 设计锅炉来说，有利于尾部受热面布置；对现役锅炉来说，可以增加锅炉出力。同时 降低排烟温度，提高锅炉效率，降低能耗。 （4）对于磨蚀系数高的煤和循环流化床锅炉，有突出的抗磨能力。 （1）基管外径 按照锅炉省煤器的结构特点，增大管子的直径可以减少管子的根数及总长度，水 31 侧的流动阻力也可以减小，有利于减轻受热面的飞灰磨损。 （2）翅片间距（翅片的密度） 采用较大的翅片密度、较小的翅片节距会使每单位长度管子的外表面积增加，这 样翅片管的传热面积就增加。但是随着翅片密度的增加，翅片节距的减小，烟气的流 阻增加，阻力降增加。如果翅片高度较大时，烟气就可能在翅间发生不完全渗透的现 象，这样传热性能就不一定能起到强化的效果，同时，由于翅片间距的减小，烟气不 能完全渗透，增加了烟气中的飞灰、颗粒等固相物体在翅片管上的沉积，影响传热， 对于燃煤锅炉尤其严重。 （3）翅片高度 翅片高度又是一个比较重要的影响因数。翅片高度的增加将大大地增加翅片管的 外部表面积，这样使得翅片换热管的根数和总长度大大减少，传热面的总重量和烟气 侧的流动阻力也可以随之降低。翅片高度的合理选择与翅片管的横向、纵向间距等有 关，也会影响到翅片管的传热、阻力和流速等参数。另外，高度大的翅片管比高度低 的翅片的制造相对比较困难。同时，翅片的高度增加会降低了翅片效率。当翅片管的 所有其他参数不变的条件下，仅仅增加翅片的高度，则换热器的面积虽然增加，但是 管间距也相应增加了。烟气的流速降低，翅片的效率降低，流体在翅片间的流动渗透 能力也下降了，这样也就降低了换热器的换热，同时结灰程度增大。因此，合理选择 [16]翅片的高度也是十分重要的。 （4）翅片厚度 翅片厚度如果减薄，翅片密度可以相对增加，会相对增加翅片的面积。但是，出 现较低的翅片效率和较差的翅片刚性，翅片厚度与传热和阻力等性能的影响不是很 大。选择翅片厚度主要是考虑到制造方便和运行时的腐蚀等因素，实践证明增加翅片 厚度对防磨效果不明显，反而增加了钢材的消耗量，所以目前国内外常用的翅片厚度 在1～2mm左右。过厚达不到节约材料的目的，太薄则容易氧化而损坏，也不利于传 热。 （5）管间距和翅片管的布置 管间距的选择主要考虑翅片管省煤器的传热、阻力降、堵灰、支撑条件及工艺限 制等因素、对于不同的管子尺寸来说，应该有一个比较合理的管间距、主要考虑的因 素是：如果管间距太小，虽然传热得到强化，但是制造上有难度。另外阻力降将大大 增加；相反，如果管间距增加太大，那么阻力降肯定会大大下降，但是传热性能也因 此大大降低了。所以，对于一定的直径翅片管要考虑传热和阻力的综合性能较好的管 32 [17]间距。翅片管的布置有两种不同的形式：错列布置和顺列布置见图5–6。 图5–6 管束的布置方式 经过许多实验得出顺列布置的管子排列比错列布置的阻力降要低，但是也减少了 传热面积。因为顺列布置的翅片管束第二排后的管子都是在前排管子的阴影区，根据 许多翅片管的局部换热系数实验得出，翅片管的迎风面的传热系数比背风面的传热系 数要高。另外烟气在顺列布置的管束之间的通道中比较容易通过，不容易产生湍流， 影响传热。因此，顺列布置的翅片管束在锅炉省煤器的改造和设计中较少应用，一般 应用于一些比较特定的场合，例如翅侧的污染十分严重的场合，顺列布置的翅片管束 比较容易吹灰和清洁。 （6）烟侧的结灰 结灰是螺旋翅片管省煤器能否高效长期运行的关键。从目前使用的多家螺旋翅片 管束省煤器的运行情况来看，省煤器的结灰问题不严重，并且容易清洁，只要定期吹 灰清洁，翅片管侧的灰污不是十分严重。 （7）翅片管的磨损 翅片管省煤器由于大幅度扩展了受热面，使传热得到强化。所以在与光管省煤器 相同空间的条件下，可以采用较低的烟气流速。而使省煤器的磨损减轻，在光管外面 加装螺旋翅片后，当烟气流过管子时，在翅片表面形成附面层，并可能出现小的旋涡 区。由于两翅片的间距通常在10～20mm左右，烟气中的大颗粒飞灰较难碰撞到基管的表面。由于磨损主要是由大颗粒的飞灰造成的，因此，省煤器采用了翅片管结构形 式后可以减轻翅片管的磨损。而翅片的磨损，一方面是翅片基本上与烟气的流动方向 平行，磨损较轻。 33 空气预热器不仅能吸收排烟中的热量，降低排烟温度，从而提高锅炉效率，而且 由于空气的预热，改善了燃料的着火条件，强化了燃烧过程，减少了不完全燃烧损失， 这对于燃用难着火的无烟煤及劣质煤尤为重要，故空气预热器也成为现代大型锅炉机 组中必不可少的组成部分。目前我国亚临界参数下的锅炉通常采用结构紧凑、质量较 轻的回转式空气预热器。 （1）回转式空气预热器的工作原理及类型 回转式空气预热器工作时，热烟气流过元件组成的阵列。热烟气高速通过金属元 件表面，使金属温度迅速升高。当转子以约每分钟一转的速度旋转时，受热的元件转 到空气侧，这时冷空气以很高的速度流过元件板之间的空间，吸收热量并将空气的温 度升高（见图61）。 图6–1 回转式空气预热器的原理图 （2）回转式空气预热器的类型 回转式空气预热器有两种布置形式，分别为垂直轴和水平轴，目前国内外常采用 垂直轴布置。垂直轴布置形式的回转式空气预热器又分为受热面转动和风罩转动两种 形式，通常使用的是容克式回转空气预热器，而风罩转动的则是罗特缪勒 （Rothemuhle）式回转空气预热器。 作为锅炉尾部的空气预热器，通常是含有水蒸汽和硫酸蒸汽的低温烟气区域，工 作条件比较恶劣，容易出现低温腐蚀和堵灰。处在锅炉低温区域的空气预热器，一旦 发生低温腐蚀和堵灰，就会造成烟气通道堵塞，引风阻力增大，锅炉正压燃烧。这不 34 但降低了锅炉出力，甚至造成被迫停炉，从而影响锅炉安全运行。 锅炉燃料中或多或少都含有硫，当燃用含硫量较多的燃料时，燃料中的硫份在燃 烧后，大部分变成二氧化硫，在一定条件下少部分氧化成三氧化硫气体。三氧化硫气 体与水蒸汽结合生成硫酸蒸汽，其凝结露点温度高达120?以上，露点温度越高，烟 气含酸量愈大，腐蚀堵灰愈严重。当空气预热器管壁温度低于所生成的硫酸露点时， [18]硫酸就在管壁上凝结而产生腐蚀，叫做低温腐蚀（见图62）。 图6–2 燃料中含硫量与烟气露点的关系 当金属温度达到硫酸蒸汽的露点温度时就产生凝结酸液，凝结酸液腐蚀金属并粘 结飞灰，同时酸又与灰中的铁、钠和钙起反应，使积灰增多。如果不能及时清除积灰， 则空气预热器阻力增大，又加剧积灰，越积越多，从而产生堵灰，形成恶性循环，最 终影响锅炉燃烧。烟气露点的提高，使低温受热面在壁温低于烟气露点以下的部分会 有大量硫酸蒸汽凝结，从而引起该处受热面金属的严重腐蚀及堵灰。 （1）烟气中存在着三氧化硫。 （2）受热面的金属壁温低于烟气中的酸露点温度。 （3）由于目前电厂燃煤很难达到设计煤质，对煤质的含硫量也无法进行实时监 测。由于含硫量升高，使烟气露点温度升高，当空预器冷端温度低于或接近烟气露点 时，硫酸蒸汽就会在波形板受热面上凝结下来，并可能大量积灰，造成堵灰。 （4）空气预热器结构不合理。空气预热器入口和出口端均布置有吹灰器，但由 于空气预热器内部蓄热板布置过密，阻力较大，造成蒸汽吹灰无法吹透。 （5）启停炉过程中燃油造成的积灰。锅炉启停炉过程中都要投油枪，燃料油燃 烧后大量烟灰通过空气预热器传热元件波形板上，由于燃料油生成的烟灰颗粒较小且 吸附性较强，加之燃料油中的不可燃液体的作用，造成燃油过程中大量的烟灰紧固地 粘在传热元件上，正常运行后燃料油灰又会吸附大量煤灰粉尘颗粒，造成传热元件局 35 部通道流通截面减小，从而造成堵灰。 为防止空气预热器的低温腐蚀堵灰，可从三个方面采取措施： 1、在燃料及燃烧产物方面可从燃料及烟气中除硫，防止三氧化硫的产生，以降 低烟气的露点温度。 2、在锅炉运行过程中，采用低氧燃烧技术，尽量降低过剩空气量，减少烟气中 的过剩氧，能显著降低三氧化硫的生成量，相应的烟气露点温度也降低了，这样也就 减少了低温受热面腐蚀的可能性。 3、在锅炉方面采用提高低温受热面的壁面温度或使壁面温度避开烟气严重腐蚀 区域的办法，具体措施如下： （1）适当提高排烟温度 提高锅炉的排烟温度，可以相应提高空气预热器的壁温，提高空气预热器进风温 度或提高省煤器入口水温皆可。 （2）要减少或避免锅炉低负荷或超负荷运行 锅炉低负荷运行必然造成排烟温度降低到烟气露点以下，引起空气预热器管壁腐 蚀。当锅炉超负荷运行时，给煤量及排烟量均相应加大，预热器难以适应烟尘排量骤 增的要求，烟气阻力增大，就会发生管内积灰堵塞现象。 （3）加强空气预热器的清灰工作 掌握积灰规律，定期除灰，既可增大烟气流通面积，减少烟气阻力，又相应减少 受热面的腐蚀。特别是在投油期间，空气预热器应进行连续吹灰。启动过程投粉后， 必须尽快切换为屏式过热器出口过热蒸汽吹灰。 （4）利用防腐材料制作空气预热器的低温段 用耐酸的搪瓷波形板或陶瓷材料作回转式空气预热器低温段的传热元件。 （5）加强对出、入口压差的监视 运行中应加强对空气预热器出、入口一次风、二次风及烟气压差的监视，特别是 在冬季温度急剧下降时尤其要注意。由于受热面安装在转子各中隔框内，分高温、中 温、低温三层，每层受热面所用的材料及厚度均不同，以适应各区段的不同壁面温度 和工作条件。当发现空气预热器出、入口一次风、二次及烟气压差有异常变化时，应 加强调整，通过采取加强吹灰等措施，保证空气预热器能够正常运行。 在电站锅炉的安全经济运行中，空气预热器间隙控制系统的安全稳定运行对锅炉 36 的经济性及长期运行指标均有直接影响，因此一直受到发电企业的关注。 由于空预器是承受冷热交替变化的一个大型回转体，低温的支座和高温侧金属膨 胀的同时存在，转子内存在的温度梯度使其发生蘑菇状变形，烟气侧和空气侧之间的 密封间隙变大，增加了空气的泄漏量。 漏风不仅增大锅炉排烟热损失和风机电耗。严重时将直接影响锅炉出力。因此， 采取有效措施减少空预器的径向漏风非常必要。空预器受热时产生的间隙如图63 [19]所示。 图6–4 空气预热器密封间隙监控系统工作原理 图6–3 空预器受热时产生的间隙 间隙控制系统是为解决热端径向密封间隙而设计，系统采用非接触式耐高温间隙 探头 检测 工程第三方检测合同工程防雷检测合同植筋拉拔检测方案传感器技术课后答案检测机构通用要求培训 密封间隙，所有信号均由带模拟量处理功能的PLC系统来处理，并发出相应 的控制信号，形成自动跟踪的闭环系统。配合其它的密封措施，减少空气预热器的漏 风量，提高整个机组的运行效率。 （1）间隙控制系统的工作原理 间隙控制系统主要由间隙测量、PLC系统和执行机构等三大部分组成。系统通过安装在空气预热器扇形板上的间隙传感器检测出扇形板对转子法兰面间的间隙值，经 转换单元转换为电信号送入相应的计算机单元。计算机对采集到的间隙信号进行实时 处理，当实际间隙值超过设定间隙值或小于设定间隙值时，计算机送出相应的信号控 制执行机构，使扇形板下降或上升，最终保持间隙在所要求范围内，从而保证机组满 负荷运行，起到节能降耗的作用（见图6–4）。 （2）间隙传感器 为了适应高温、高粉尘条件，在多种传感器中选用电涡流传感器，涡流传感器是 37 根据高频磁场在金属表面“涡流效应”原理而制成，可对金属表面进行非接触测量， 具有线性范围大、抗干扰能力强、灵敏度高、响应速度快、不受油水等介质的影响、 结构简单、重量轻等优点。该传感器的感应线圈、绝缘材料、线圈骨架等均采用耐高 温的特殊材料，以适应电厂的特殊工作环境，可在400?高温下进行连续动态测量:将传感器置于加热炉内，首先在常温下，调整间隙值为4.0mm，并测出相应输出值为 8.0mA。加热炉加热至400??10?并完全稳定，此时观测其输出值，每一个小时测 量被测距离由1mm至10mm变化时的输出值，依此传感器的温度漂移及线性度。此实 验连续进行168小时，测试结果如表61所示。 表6–1 涡流传感器高温测试结果 间隙值 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5 5.0 5.5 1 1.16 2.53 3.53 4.79 6.19 7.09 8.28 9.61 10.16 11.20 测 2 1.18 2.56 3.56 4.80 6.18 7.08 8.24 9.60 10.16 11.22 试 3 1.19 2.59 3.50 4.82 6.15 7.03 8.27 9.57 10.17 11.22 次 4 1.18 2.56 3.54 4.78 6.17 7.06 8.25 9.58 10.16 11.23 数 5 1.17 2.59 3.53 4.81 6.18 7.08 8.22 9.61 10.18 11.21 间隙值 6.0 6.5 7.0 7.5 8.0 8.5 9.0 9.5 10 1 12.18 13.11 13.76 14.49 14.90 16.02 16.96 18.04 19.00 测 2 12.20 13.14 13.78 14.46 14.92 16.04 16.98 18.02 19.04 试 3 12.21 13.13 13.75 14.47 14.90 16.07 16.93 18.02 19.06 次 4 12.21 13.12 13.73 14.48 14.92 16.05 16.95 18.03 19.02 数 5 12.18 13.14 13.74 14.47 14.90 16.05 16.94 18.02 19.05 通过大量实验并测试，得出所研制的间隙传感器的性能指标如表6–2所示。 表6–2 间隙传感器性能指标 名称 线性范围 线性度 重复误差 工作温度 分辨率 温度飘移 响应时间 数值 0~10mm ?1%ofF.S <1%ofF.S <400? 1%ofF.S <1μA/? <200ms 从现场调试情况看，一般给定间隙定在6～8mm之间，间隙传感器这种性能参数 可满足使用要求。传感器感应的距离由信号变送器转换为标准信号(4～20mA)，送给PLC系统，由PLC系统控制执行机构按照给定命令动作。 38 （3）PLC控制系统 PLC已是目前广泛采用的工控设备，PLC使用方便，可维护性好，更兼有适应电 厂恶劣环境下运行的高可靠性，围绕主机 配套的PLC扩展功能单元，使PLC功能更趋完善。 控制系统的软件结构如图64所示[20]。控制软件程序存放在PLC的PCRAM存储器中，由高容量锂电池维持，完成系统 硬件自检，给定值在线输入与更改、间隙 巡回检测显示、试灯、采样及滤波处理、 调节规律输出、系统故障判断及应答等全 部控制功能；PLC还可判断主轴转子是否 停转；若引入预热器主电动机工作电流信 号，系统对电动机亦可进行过载保护。 （4）执行机构 本执行机构基本结构型式为卧式，各 零部件安装在一块底板上，底板与预热钢 结构件用螺栓连接。 一级减速器（带电机i=60）设在中部，1 两台二级蜗轮减速器（i=40）对称设置于2 两端，输出轴中心距按型号不同为800mm和1000mm，两个蜗轮的中心孔带有梯形螺图6–4 软件流程图 纹，里面装有两个螺杆，用一个连接杆把两 个螺杆固定使其不能转动，从而只能作同步升降运动。电机通过第一级减速器、离合 器、第二级减速器带动两螺杆作同步升降运动，同时，通过吊杆与两螺杆相连的预热 器扇形板也随之作升降运动，以满足由于热变形，预热器密封间隙调整的需要。 为限制螺杆的上下行程，保证执行机构和整个系统的安全性，执行机构设有两个 上限位开关和一个下限位开关，开关位置可调整。执行机构外壳上设有标尺，指针指 示为零时表明预热器扇形板也处于零位位置，标尺直观显示预热器扇形板上升下降的 位移情况。执行机构可以电动操作，也可通过离合器上的手动操作轴进行手动操作， 依据标尺上的刻度调整预热器扇形板的位置。 39 通过对亚临界锅炉的运行过程的研究，并结合本文的研究结果，可以得出以下结 论： （1）亚临界压力锅炉炉内设计选取合理的布置形式和热力参数，应留有较大的 调节裕度，同时不断优化组合燃烧器，以适应燃用多种煤，保证燃料稳燃和燃尽，提 高燃烧效率，使机组安全稳定地运行。 （2）汽温偏差总是客观存在的，无法全部消除，但应从产生汽温偏差的主要根 源烟气侧着手，使汽温偏差降到最低值，包括本文提到的各种改进措施。 （3）水冷壁高温腐蚀对电站锅炉安全经济运行有较大影响，造成高温腐蚀的原 因是多方面的，通过设备改造来预防高温腐蚀是最有效的途径。实践证明，一次风反 切技术、贴壁风技术及水冷壁防腐涂料喷涂技术对预防高温腐蚀有较好的效果。 （4）减小炉膛出口残余旋转，我们必须通过试验与算机模拟来选择哪几层反切、 反切角度与反切动量等重要参数，根据不同的炉型和煤种选择不同的反切方式。 （5）目前，我国有相当规模的火力发电机组锅炉省煤器进入更换期，以螺旋翅 片省煤器代替钢管省煤器，可以节约钢材，节约燃煤，提高锅炉的可靠性。 （6）回转式空气预热器采用最新引进的技术“双密封”结构，同时与“容克式” 密封系统相匹配，可使空气预热器的漏风降到最低程度。 （7）防止锅炉“四管”爆漏是一件长期而艰巨的工作，随着锅炉运行时间增加， 设备不断老化，工作的难度增加，必须不断分析新情况，坚持以科技进步为载体、技 术监督为手段持之以恒的综合治理。 随着亚临界压力锅炉技术的发展，亚临界压力锅炉技术日趋完善，但它仍存在 一定不足之处，主要表现如下： （1）环境问题。亚临界锅炉在运行中燃烧大量化石燃料，因燃料中含有硫化物， 燃烧生成粉尘、氮氧化物、二氧化硫和二氧化碳等污染物，如果不能合理地进行控制， 将会对大气造成污染，带来“酸雨”等一系列环境问题。 （2）炉膛结渣问题。采用煤粉燃烧方式的锅炉，不论容量大小，结渣问题一直 是危害锅炉安全和可用率的主要问题，迄今远未能有效解决。据不完全统计，当运行 的和在建的大机组的用煤有半数以上在不同程度是属于同一结渣类型的。从长远看， 我国多数动力煤产区如神府、东胜、灵武、晋北、哈密煤田等都富藏灰熔融性温度很 低的煤种。因而如果煤的预处理或燃烧方式无大改进，结渣问题将继续是困扰人们的 40 主要问题，而且会愈演愈烈。 可以预计：在采取了上述一系列优化设计措施后，亚临界压力锅炉的使用性能将 达到一个新的水平，并为我国大型电站锅炉的设计积累更多有益的经验。 41 [1] 张磊，张立华.燃煤锅炉机组.北京:中国电力出版社.2006:144–147，198–201 [2] 王娜娜，边小君，曹云娟.600MW级超临界与亚临界锅炉技术比较.浙江电 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Beijing: International Academic Publishers, 1997 43 本文是在导师佐双吉老师、张子敬老师的悉心指导下完成的。从 论文 政研论文下载论文大学下载论文大学下载关于长拳的论文浙大论文封面下载 的选题到撰 写论文，都给我很大的帮助，特别是在我有一本重要的资料是在没办法找到的时候， 张老师把自己的藏书提供给我参考，她们一丝不苟，严格把关；她们渊博的知识及严 谨的治学态度深深地感染了我，令我受益匪浅，在此向她表示最衷心的感谢！同时两 位老师经常指点我翻译外文资料，使我查阅外文资料的能力大大提高，感谢两位老师 对我的帮助和教导。 在设计过程中同组同学及班级其它一些同学也给了我很多的指导和帮助，在此向 他们表示诚挚的谢意！ 最后，衷心感谢四年来对我有很大关心和帮助的老师和同学们，他们在我的学习 和生活过程中给予了我无微不至的关怀、鼓励和鼎力相助。 44