锅炉过热器管壁温度特性研究李坚隆,曾汉才(华中科技大学,湖北武汉 430071)[摘 要] 对一台锅炉过热器壁温在不同负荷下的变化情况进行了讨论。

通过传热计算、现场实测以及对过热器管的金相分析等方法,得出在低负荷工况时,具有辐射或半辐射特性过热器的金属壁温有可能随负荷的下降而升高。

对于以带基本负荷为设计原则的锅炉,长期在低负荷下运行,发生过热器超温爆管的可能性会增大。

[关键词] 锅炉;过热器;爆管;管壁温度;传热计算;金相分析[中图分类号]TK223.3+2 [文献标识码]A [文章编号]10023364(2005)03003403某电厂350M W机组锅炉为日本石川岛播磨重工株式会社制造的IH I FW型自然循环炉,露天布置。

每台锅炉配置5台M BF型中速磨煤机,每台磨煤机带一层4只燃烧器,燃烧器为前后墙对冲布置。

电厂按具有调峰能力的基本负荷设计,最低负荷为25% MCR。

锅炉布置如图1所示,锅炉主要参数见表1。

PSH为一次过热器;PDW为分隔墙过热器;PL T为屏式过热器;FSH为末级过热器;RH为再热器图1 锅炉布置表1 锅炉主要参数项 目数值蒸发量/t h-11070过热器出口蒸汽温度/541过热器出口蒸汽压力/M Pa17.3再热器蒸汽流量/t h-1886再热器进口蒸汽温度/320再热器进口蒸汽压力/M Pa 3.5再热器出口蒸汽温度/541再热器出口蒸汽压力/M Pa 3.4给水温度/276在锅炉尾部垂直竖井中设有烟气挡板,以改变前后两个并联竖井的烟气量分配,达到调节再热蒸汽温度的目的。

1 锅炉过热器系统过热器系统流程如下:汽包!炉顶及包覆墙过热器!一次过热器(一级喷水减温)!分隔墙过热器(左右交叉)!屏式过热器(二级喷水,左右交叉)!末级过热器。

PSH位于锅炉尾部垂直竖井中,逆流布置,热交换面积为870m2,材质为ST BA22S和ST BA42 E;PDW布置在炉膛顶部,沿炉膛宽度35屏,材质为ST BA22S和ST BA24;PLT和FSH依次布置在炉膛出口,热交换面积分别为960m2和830m2,材质为技术交流STB24和T91。

制造厂在强度计算中选用过热器各段金属的最高工作温度见表2。

为了防止过热器超温,在各段过热器出口引出管(非加热段)上安装了炉外壁测点(可以认为十分接近于蒸汽温度),并设置了报警装置,报警温度值见表3。

表2 过热器各段金属最高工作温度项 目数值材质一次过热器/430S TBA22S(顶部管)分隔墙过热器/484S TBA22S屏式过热器/516屏式过热器/547T91(出口加热段)屏式过热器/552S TBA24(出口加热段)末级过热器/549S TBA24(入口加热段)末级过热器/554S TBA24(弯曲段)末级过热器/567T91(出口过热段)表3 报警温度值项 目高负荷低负荷一次过热器/不设报警不设报警分隔墙过热器/522566屏式过热器/558591末级过热器/5826162 负荷变化与过热器金属温度2.1 过热器传热计算(1)平均热负荷q o(W/m2)q o=T g-T s(2!( +1)+1h2)+1h1(1)式中:T g为烟气温度,;T s为过热蒸汽温度,; 为管子外径与内径之比; 为均流系数;为管壁厚度;!为管壁导热系数;h1为h gz+h d+h f∀(W/(m2 )); h2为过热蒸汽的对流换热系数,W/(m2 );h gz为沿管周的热负荷不均匀系数;h d为烟气对流换热系数,W/ (m2 );h f为烟气与管子的辐射换热系数W/(m2 )。

(2)过热器金属壁温T()T m=T s+ q max∀(2!( +1)+1h2)(2)T om=T s+ q max∀(2!( +1)+1h1)(3)式中: q max=∀k∀∀r1∀q o;T m为平均壁温,;T om为外壁温度,;∀k为沿烟道宽度的热不均匀系数;∀r1为热力不均匀系数。

计算中选取的锅炉负荷为100%、75%、50%、25%M CR。

2.2 计算结果及分析(1)PSH从布置位置来看属于对流式过热器,但实际上却具有类似辐射过热器的特性(图2),其原因主要是:1)PSH位于与再热器(RH)并联的竖井烟道中,通过PSH的烟气量完全取决于RH的汽温调节需要,因烟道中的烟气挡板是联动的,即RH的挡板开, PSH的挡板关小。

按制造厂设计,在25%负荷时, PSH前的烟气温度为700,RH烟气挡板全开(开度为100%),85%的烟气量通过RH,15%的烟气量通过PSH,过热器的两级减温喷水量均为零。

实际上,在机组验收试验中,25%负荷时,第一级喷水量1号炉最大为26.5t/h,2号炉最大为29.4t/h,因此通过PSH的烟气量肯定已大于15%。

经过多年运行,炉膛和受热面的清洁程度都已不及投产初期,加上运行中可能出现的结焦、积灰以及燃烧工况的变化,25%负荷下PSH前的烟气温度可能达到800。

为了保证RH 的出口蒸汽温度,RH烟气挡板开度仅为50%~80%。

此时,PSH烟气挡板联动开大,相对应通过PSH的烟气量增至烟气总量的32%~44%,而通过PSH的蒸汽量则随负荷降低而减少,出现了PSH在低负荷下汽温和金属壁温都比高负荷时高的现象;2)PSH之上有一个很大的烟室,该烟室对PSH顶部第1排管子的辐射换热系数h f不仅远大于烟气对流换热系数h d,而且也远大于PSH的整体辐射换热系数h f(图3),具有明显的辐射特性,在低负荷下的壁温明显升高。

经长期连续低负荷运行,最终导致过热爆管。

图2 过热器(T m-T g)与负荷的关系(电算结果)(2)PLT和FSH属于辐射过热器,在50%以上负荷,金属壁温随负荷下降而呈下降趋势,在50%以下负荷金属壁温随负荷下降而有所上升(图2)。

在25%以下负荷时,PLT和FSH的出口蒸汽温度能达到530和540。

因此,其金属壁温将会超过600。

技术交流图3 一次过热器的烟气侧换热系数(电算结果)(3)PDW 属于辐射过热器,在75%以上负荷,金属壁温随负荷下降而呈下降趋势。

在75%以下负荷,金属壁温随负荷下降有较明显的上升(图2)。

PDW 的热负荷与锅炉负荷下降不成比例。

25%负荷的热负荷为100%负荷时的50%,而蒸汽的管内对流换热系数仅为100%负荷时的13%,再加上燃烧偏差等因素,PDW 的金属壁温最高可达到650 。

2.3 实测结果图4为根据实测结果绘制的过热器炉外壁温与负荷的关系。

在实际运行中,由于各种因素的影响,例如两级减温水量的自动调节等,使计算结果与实测结果会有一些偏差。

加之实测的只是炉外壁温,虽与炉内真实壁温有一定联系,但毕竟已十分接近相应点的汽温。

通过对比发现,除PSH 外,其计算结果和实测结果的变化趋势基本一致。

图4 过热器炉外壁温与负荷的关系3 低负荷运行对过热器工作寿命的影响温度对钢材的持久强度有直接的影响,对于低合金钢,通常当工作温度高于430 以后,随温度的升高,钢材的强度迅速降低,因此,对每个牌号的钢材都规定了其适用的工作温度(表4)。

表4 钢材适用工作温度(用于受热面管子)所用钢材牌号相当的国内牌号适用温度范围/S TBA22S15C rM o #540S TBA2412C r2M o #590S A213T 911C r9M o1#635对照前述的计算结果,在低负荷时过热器的金属壁温不但超过了设计强度计算所选用的温度值,也超出了钢材自身适用的温度范围。

加之,制造厂按照非加热段上的炉外壁温测点设定的报警温度明显偏高,起不了报警的作用,这样势必造成低负荷时部分过热器管子处在过热超温的工况下运行。

该厂2台锅炉在投入运行后,通常只有夜间调峰。

在经过一段时间的低负荷(在8个月内有1/3时间机组出力小于40%额定出力)运行后,2台锅炉相继发生多次过热器爆管事故。

4 锅炉各段过热器宏观检查和金相分析(1)外观检查发现PSH 顶部管子大面积胀粗,第2排管子也有不同程度的胀粗现象。

爆管试样向火面的金相分析显示材料组织为完全球化,同时存在极小量的新生珠光体,表明温度达到745 ;背火面组织为轻度球化。

对胀粗未爆管试样的金相分析同样显示了其向火面组织完全球化。

(2)对PDW 爆管试样的金相分析显示其组织为铁素体加贝氏体,均已沿变形方向拉长,除小裂纹外,还有一些拉伸变形所产生的洞。

向火面和背火面均为中度球化,爆口中心金属温度达820 ,对未爆管试样的金相分析同样显示其球化等级为中度球化。

(3)FSH 未发生爆管事故,但其向火面外表氧化较严重。

金相分析显示其组织为铁素体加碳化物,铁素体晶内有弥散的均匀点状碳化物,晶界上有链串状碳化物,球化程度为D~E 级。

(4)对各段过热器剩余寿命的估算表明,PSH 顶部管在590 温度下已无剩余寿命可言,PDW 在590 温度下运行,对STBA22管其剩余寿命为10.5个月,FSH 如继续在低负荷下运行,对于ST B24钢管,仅有2∀104h 的剩余寿命。

很显然,长期低负荷运行大大降低了过热器的工作寿命。

(下转第48页)mm。

装配时保证汽封体在120∃和300∃位置分别有0.2 mm+0.25mm作为热膨胀间隙。

装配时汽封径向间隙可以按标准的下限调整,以达到减少漏汽量的目的。

3.3 铜汽封3.3.1 结构与工作原理为解决低压轴封漏真空,改善4号瓦振动,避免一旦发生动静碰磨时,汽封伤及转子,将低压前后轴封共10圈汽封改为铜汽封。

汽封体的外型尺寸也与原汽封体完全相同。

汽封齿是整体车出的,不同之处在于每只铜汽封体背部用工作更可靠的8只螺旋弹簧代替原来的片弹簧,汽封体在螺旋压缩弹簧的作用下推向转子,作用机理与铁素体汽封相同。

3.3.2 铜汽封的安装铜汽封的安装较简单,汽封体不需做任何改动。

装配时保证汽封体在120∃和300∃位置有1.8m m+ 0.30mm间隙,以保证热膨胀顺畅,汽封径向间隙为(0.40~0.75)mm,比原标准小(0.10~0.15)mm。

4 改造效果(1)改造后机组的振动状况明显改善,在几次机组起动过程中,在(2000~3000)r/m in升速过程中,1号瓦轴振均未出现突升超标现象。

(2)高中压缸漏汽情况有较大改善,低压轴封真空泄漏的现象基本消除。

4号瓦发生碰磨振动的几率明显减少。

(3)改造后额定工况下,高压缸效率达82%,比大修前提高了3.97%,中压缸效率达90.6%,比大修前提高了1.11%。

依据国内同类型机组缸效率的影响系数,可估算出大修后因高压缸效率提高引起热耗率下降约66kJ/(kW h),中压缸热耗率下降约27 kJ/(kW h)。

5 结 语(1)对于大跨度转子的高中压合缸机组,特别是转子已经弯曲的汽轮机,兼顾机组的的安全性和经济性,将高中压缸汽封改为自调整汽封是一个比较可行的选择方案。