大型电站锅炉过热器系统热偏差分析与计算_大学本科生毕业论文(编辑修改稿)

大型电站锅炉过热器系统热偏差分析与计算_大学本科生毕业论文(编辑修改稿)内容摘要：

流动差异，造成了烟气速度沿炉膛高度和宽度方向上的不均性[8]。 影响烟温偏差大小的因素 现代锅炉向大容量、高参数发展，炉膛断面和烟道宽度相应增大，炉膛火焰中心容易发生偏斜，炉内沿高度及宽度的热负荷分布不均，而且随容量的增加，炉膛出口气流残余旋转相应 增大，致使对流烟道内的烟速烟温偏差更加严重。 大量锅炉局部超温分析表明，烟温偏差是造成受热面超温爆管的一个主要原因，因此有必要对影响烟温偏差大小的因素进行一定的分析。 炉膛结构因素 [9] (1)炉膛断面形状燃烧器四角布置切向燃烧的炉膛，若炉膛断面设计成正方形或接近正方形，即炉膛宽深比 a/b 时，由于燃烧器几何轴线与相邻炉墙夹角α和β不等，如图 22 中所示，所造成的两侧补气条件差异不会很大。 但若 a/b 时，射流两侧的补气条件就会发生显著的差异，射流卷吸烟气后将使两侧的压力差别也大，从而使 射流偏斜，不但燃烧的实际切圆直径增大，而且火焰中心也易发生偏移，炉内四面水冷壁的热负荷分布不均变大；加之炉膛出口气流残余扭转增大，烟道中烟速烟温偏差增大，使烟道中的过热器再热器的汽温偏差增大。 第 2 章 过热器系统的热偏差理论分析 7 图 21 炉膛燃烧器处断面形状 (2)炉膛燃烧高度烟温偏差与燃烧器最上层含粉气流喷口至水平烟道下沿的距离 h 有关， h 越大，炉膛水冷壁受热面的冷却能力越强，气流旋转衰减的历程越长，炉膛出口残余旋转越小，炉膛出口平均烟温越低，烟温偏差就越小。 此外，烟温偏差的大小与炉膛深度和水平烟道高度的比值也有一定的 关系。 (3)燃烧假想切圆直径国内外的试验及运行实践证实，切向燃烧炉膛中的实际切圆直径远比设计值大，且实际切圆直径随假想切圆直径增大而增大。 切圆直径增大，有利于煤粉气流着火和燃尽，但过大的切圆直径易使气流偏斜贴壁，残余旋转过大，使烟温、汽温偏差增加。 (4)烟气走廊对流烟道中过热器和再热器受热面下沿与烟道底部壁面之间通常存在比较大的空隙，即所谓的烟气走廊，由于此区域的阻力较小，从炉膛出口流出的部分烟气流向这里，使该处的烟速烟温偏差加大。 [10] (1)运行方式 (2)燃烧煤种偏离设计煤种 (3)一、二次风配风比 (4)燃烧器四角风粉不均匀 (5)煤粉细度 (6)三次风的影响 （ 7）负荷变化快慢 由于电网调度的需要，机组负荷经常进行大幅度变化，如果燃烧器层数及磨煤机投、停调整不当，会造成着火推迟和火焰中心上移等问题，使炉膛出口烟温上升，加剧炉膛出口的烟温偏差。 总之，由于影响炉内燃烧工况的因素复杂多变，运行调整工况的优劣也影响到烟温偏差的大小。 东北电力大学本科毕业论文 8 蒸汽侧流量偏差原因 国内人员对引起受热面工质流量分布不均原因的研究进行得比较早，取得了较为成熟的理论成果，并运用于实践。 根据研究结果，引起工质流 量分配不均的原因可以归结为三方面的原因 [11]： （ 1）由集箱效应引起的屏（片）间流量分配不均； （ 2）由于各排管子结构差异引起的管间流量不均； 由流体力学的基本理论： 221 ZGp （ 24） 可知，压差一定时，阻力系数 Z 与流量 G 的平方成反比，所以管子结构的差异将引起管子流量分配的不均。 （ 3）由热效应引起的流量分配不均。 热效流量偏差是由于各管圈吸热量差异引起的。 从式 可以看出，压差与阻力系数一定时，工质比 容与流量的平方成反比。 由于屏间和管间热负荷不均的存在而导致各管圈吸热量的不同，必然加剧各管圈流量分配的不均性。 从以上概述可以知道，沿烟道宽度上各排管子之间流量的分布主要取决于进出口集箱中沿轴向方向上静压的分布和各排管子几何特性的偏差以及由热偏差引起的工质比容偏差。 现代大型锅炉由于烟道宽度尺寸相对锅炉容量的增加而增长较慢以及为了简化系统和实现工质的充分混合，多采用大口径连接管集中引入引出，集箱的效应在热偏差计算中不可忽视 [12]。 引起屏间流量偏差的原因 许多电站锅炉过热器 和再热器管组的分配、汇流集箱直径设计的太小或引入引出方式不当，且大型锅炉的集箱长度较长，蒸汽在集箱轴向方向上的静压发生较大的变化而造成非常大的屏（片）间流量偏差。 典型集箱布置型式如 Z 型和 U 型，集箱中静压变化情况如图 23（ a）和图 23（ b）所示。 大型锅炉为简化系统或减小集箱长度方向流量分布不均，多采用径向引入、引出的三通联接方式。 分配集箱和汇流集箱的引入和引出方式既非轴向又不是沿径向均匀分布的。 这种集箱中的静压变化比较复杂，各管子流量偏差系数 1 的计算比较繁琐。 第 2 章 过热器系统的热偏差理论分析 9 (a)Z型 (b)U型 图 26集箱及其静压变化 根据国内对过热系统带三通集箱流量分布的冷态模化试验结果分析知道：在集箱三通区域气流急转形成涡流，涡流区的静压急剧降低是造成该区域管排流量减少进而导致受热面超温爆管的主要原因 [28]。 由于该类集箱内静压分布比较复杂，还有待进一步的研究 [13]。 引起管间流量偏差的原因 大型锅炉的过热器、再热器管束由多列并联的管屏组成 ，每片管屏并联的管子根数一般都在 4 根以上，多的达到 15 根以上 [2]。 由于同一管屏中各套管长度、管径及材质不同，各管的阻力系数不同，从而使各管的流量不同 [14]。 由流体力学的理论可以知道，管子的折算阻力系数 Z 的表达式：   dlZ （ 25） 其中： λ 、 ζ — 分别为管子的摩擦阻力系数和局部阻力系数； l、 d — 分别为管子的长度和管子内径。 从表达式可以看出，管 子长度、内径或管材不同时，管子阻力系数是不同的。 至于管材不同时，按我国“电站锅炉水动力计算计算方法”中的数据计算，在管子内径为 ～ 范围内，奥氏体钢的每米摩擦阻力系数 o 值是珠光体钢 o 值的 ～ 左右。 因此，即使并联各管的长度、内径以及局部阻力相同时，材质不同流量也会不同 [15]。 过热系统管组易产生流量不均的类型 屏式过热器同一片屏中的并联管排数目一般不算较多，集 箱中的最大蒸汽流速较低，集箱中轴向静压变化所引起的屏间流量偏差不是很大。 但是由于同屏各管具有显著的长度偏差、内径偏差或管材差异，从而引起的管间流量偏差则是不应忽视的。 当同屏热偏差很大时，由蒸汽比体积引起的流量偏差也会有 东北电力大学本科毕业论文 10 一定的数值 [17]。 大型锅炉的对流过热器由于集箱中蒸汽流速高，动压头大，不论是几个管系之间，一个管系中的各管组之间，还是一个管组中的各并联管子之间，都可能由于集箱中的静压变化过大产生较大的流量偏差。 再热器受热面有两个突出的特点：一是管组中并联管子数目多，管径粗，管组的设计阻 力 0p 小 ；二是蒸汽参数低，蒸汽在集箱中的流速高，分配、汇流集箱中的动压头和最大静压差 fp 和 hp 较大。 因此，再热器管组非常容易产生由集箱静压变化所造成的流量偏差。 第 3 章 过热器热偏差基本计算方法 11 第 3 章 过热器热偏差基本计算方法 概述 鉴于过热系统热偏差问题的严重性，如何保证过热系统受热面的可靠运行，是锅炉设计和实际运行中的关键问题。 因此，准确计算过热 器受热面热偏差大小及管子壁温就尤为重要。 现代大型锅炉因其显著的几个特点使苏联热力计算标准中关于热偏差及壁温计算的方法已不再适应。 原有壁温计算方法的不足有以下几点 [18]： （ 1）原方法认为蒸汽流量最小的管子正好热负荷最大，而实际运行实践证明，情况并非如此； （ 2）在计算校核点的平均汽温时，没有考虑到各管段吸热能力的不同，即取传热系数为定值； （ 3）在确定计算点周向平均热负荷时，没有考虑到管束前烟气空间的影响。 因此，改进原有计算方法中的不足之处，采用比较合理的计算方法准确计算实际危险点的管壁温度，便成为当前 锅炉设计和超温爆管事故改造过程中亟待解决的突出问题。 国内人员对热偏差和壁温计算方法进行了不断的研究和改进，并取得了一定的成效。 近年来，数值模拟方法逐渐用于炉内空气动力场的研究，并尝试应用于炉膛温度场的计算，希望通过考虑火焰辐射传热计算关系，给出炉膛内部及出口烟气温度分布，以二维烟温分布计算壁温，使壁温计算更具针对性，反映锅炉结构、燃烧特点对壁温分布的影响。 这些理论的可行性有待进一步研究和论证。 本章的重点就是建立合理的热偏差计算模型，采用适于工程应用的数值计算方法，结合实例进行计算应用和分析 [19]。 热负荷不均系数计算 由热偏差的成因知，受热面管组及并联管子接受的热负荷分布不均是产生屏间及同屏热偏差的一个主要因素。 比较准确地计算管段的吸热量和管段计算点处的最大热负荷强度，是热偏差计算中的重要环节。 在吸热不均系数计算中，就几个比较重要的方面进行分析。 沿炉膛宽度热负荷不均匀系数 kr 布置于炉膛上部出口区域的屏式过热器沿宽度方向的热负荷不均系数可以由图 31 中的曲线 [29]查取，也可以通过差值方法把曲线拟合成公式的形式，便 东北电力大学本科毕业论文 12 于程序计算。 炉膛出口沿宽度 方向热负荷不均系的计算公式为 [20]： 7 1 9 4 1 5 8 234  XXXXkr （ 31） 式 中 X 代表炉膛相对宽度。 沿对流烟道宽度的吸热不均匀系数 炉膛出口烟气在进入对流烟道时，由于残余扭转的存在，使沿烟道宽度方向上的烟速烟温分布不均，烟气对各管屏（片）的表面传热系数和传热量不同，造成沿烟道宽度各管屏热负荷的不均匀。 对流烟道中沿宽度的吸热不均匀系数kr 与下列因素有关[21]： 图 31 切向燃烧固态排渣煤粉炉 炉膛出口 kr （ 1）锅炉宽度愈宽，沿烟道宽度的烟温偏差愈大，热负荷最高处的吸热不均匀系数 kr 值愈大； （ 2）沿烟气流程热力不均匀性逐渐减小，即随着烟气平均温度的降低，吸热不均匀系数的最大值 krmax, 逐渐减小； （ 3）随烟气与介质之间的温压 t 减小，吸热不均系数 krmax, 增大； （ 4）一般来说，切向燃烧方式沿烟道 宽度的吸热不均匀分布曲线比较固定，可能是中间高两侧低，曲线沿烟道中心对称分布，如图 32（ a）的曲线 1，或者热负荷最高点位置偏向烟道某侧 ,如图 32（ a）中的曲线 2；也可能是呈马鞍型的如 32（ b）曲线 [22]。 (a) (b) 图 32 沿烟道宽度吸热不均系数分布 第 3 章 过热器热偏差基本计算方法 13 根据国内大量的试验结果分析，容量在 100MW 及以下的切向燃烧锅炉，炉膛出口及对流烟道沿宽度的热力不均匀系数 krmax, 的一般在 ～ 范围内。 随着锅炉容量的增加，如 300MW 和 600MW 机组锅炉，切向燃烧方式的炉膛出口烟速烟温的偏差加剧，炉膛出口烟温偏差有的高达 100℃以上。 有的锅炉其对流烟烟道中过热系统受热面沿烟道宽度的热力不均匀系数最大值krmax, 达到 ～ ，甚至以上的数值[23]。 令烟道宽度为 a，坐标原点定位在烟道左端处，绝对坐标 x 的相对坐标为 X=x/a，由第二章的内容知道，沿烟道宽度的吸热不均系数 krmax, 分布函数为： EDXCXBXAXEaxDaCaxBaxAk334234rxx （ 32） 若过热器再热器沿烟道宽度没有分成几段，可认为集箱长度 L=a。 利用已知的几个条件可以求出函数中的五个待定系数 [24]。 （ 1） 0/  axX 时， 1r ； （ 2） 1/  axX 时， 2r ； （ 3） maxX  / 时， r ； （ 4） maxX  / 时，曲线在此处具有极大值，曲线在此处的斜率为零，即 0/ dXd krx ； （ 5） 曲线下面积应等于 1，即积分 110 dXkrx 利用五个已知条件可得以下方程组 1213141510234 2323421EDCBADmCBmAmEmDCmBmAmDcBAE。