高压汽包锅炉及内部结构分析.doc

高压汽包锅炉的内部结构分析I. I. Belyakov1 .高压汽包锅炉内部结构分析表明了单级蒸发系统是最有利的。这种设计确保了在相等的连续排污量是引入锅水的碱式磷酸盐的最少消耗量和最小的含盐量。 关键词：内部结构，汽包锅炉，蒸发级，磷酸盐，排污。汽包锅炉不同于直流锅炉，它需要通过组织内部结构以确保蒸发量，以及把过程中的内部沉积和蒸发受热面的金属腐蚀产物限制在最小值。这样的设计是必要的，因为在汽包锅炉中，蒸发受热面和过热器之间存在固定的分界面；由于化合物在传热介质水相和蒸汽相的溶解度不同蒸汽相中化合物溶解度低于水相，化合物富集于锅水中。依据成分平衡，其中不包括携带到蒸汽中的盐份，锅水中化合物的平均浓度由 确定，其中和分别代表给水的给水和锅水的杂质浓度，代表排污率，即，排污量与蒸发量之比。从表达式中可知，汽包排污水中可溶性杂质浓度，当排污率时，它近似等于给水的100倍。因此，为了防止蒸发受热面管子的金属被腐蚀，锅水中应该添加特殊的试剂以使管子的内表面水垢沉积变的最小。为了保证锅水中可溶性杂质的浓度为恒值，一部分应该连续从汽包中排出，腐蚀 1 Central Boiler and Turbine Institute (NPO TsKTI), Russia.产物和不可溶矿泥的形式从下联箱中周期性的排出。由于可以从锅水中排出一部分杂质，所以在相同蒸发量时，汽包锅炉的给水品质可以比直流锅炉的给水品质低。图1介绍了最广泛使用的高压汽包锅炉内在结构。为了提高蒸汽分离效率，它才用了分级蒸发原理，并带有在顶端布置立式旋风分离器的除盐装置。在分离器内部一个直接定位于汽包上的清洁空间，用于汽水混合物的分离，所有的蒸汽是通过特殊的清洗装置用给水清洗的。目前，我们不能在假定它们能够产生足够所需的蒸汽前提下来考虑设备和分离装置的最佳布置，而是要从能够提供可靠的蒸发受热表面的观点出发来分析内部结构。数量上相当于锅炉消耗量蒸发量的一半的给水是由起泡穿层式清洗装置提供并送入汽包水空间的。磷酸盐或是碱式磷酸盐通过特殊方式引入汽包是为了粘合硬盐，并使锅水值接近到适合于保护蒸发受热面管子金属的值，使蒸发受热面不被腐蚀。磷酸盐被引入到锅水是因为这将导致生成或。这些化合物在水中是难溶的。磷酸盐会在受热面上形成传导率低的沉淀和氢氧根促成积垢。由于后者化合物主要形成形式的离子，因此引入锅水的磷酸盐要比引入给水的多1。这种磷酸盐引入法需要在汽包长度方向上均匀的支架带有小直径排污孔的特殊管子。有许多空堵塞的例子，在汽包长度方向上变形很严重。在省煤气之后直接往给水中加磷酸盐是比较简单的。这种方法在化学工业汽包压力为的废热锅炉中已经成功使用很多年了2。因为碱式磷酸盐加入高压汽包锅炉可以改善锅水品质，所以将它引入给水或锅炉其他部分已经没有实际意义了。盐是通过连排管子排出锅炉的。这种排污方式使得平分管路和化学工业排污过程自动程度简单化成为了可能。然而，这种工程溶液要求在连接管路中有严格的对称性分布。如果违反这个条件，盐的分布可能会因为在锅炉侧排污的不均匀流动而被扰动盐移。连排水是从立式旋风分离器里低于设计水位的最后蒸发段中带出来的3。为了从锅炉中排出铁的磷酸盐沉淀，是要通过短时间打开安装在循环系统下联箱的阀门。定排的效率是取决于联箱中的水在它后一半长度上最大流速时的水动力特性。长期的定期排污是没有意义的，也是设计不完善的突出表现。定期排污的时间通常是一天一次是以锅炉的热化学试验结果为基础决定的。能够有效除去沉淀的定期排污应该在带有内径为的锅炉穿墙管的下联箱中进行，以便于使两个排污点之间的距离小于。定排时，循环管路中有不到个水冷壁的循环被破坏，这个是可以通过减少连续排污时间到或在排污管路上用支架限制蒸汽清洗器来避免4。运行经验显示，从蒸发段回路管屏的下联箱中进行连续排污和定期排污的联合是不被允许的。因为它可能导致连排管路堵塞。也因为这个原因，不推荐使用立式旋风分离器的疏水管执行连续排污的操作。在分级蒸发情况下，需要确保产生规定数量的蒸汽其他工况相同，它的给水品质较低于单级蒸发锅炉的给水品质。然而从蒸汽发生管的内部沉积和腐蚀的立场看，在高压锅炉中采用这种产生蒸汽的方法来提供最佳的锅水化学成分是不可能的5。图1高压汽包锅炉内部结构1，汽包；2，立式旋风分离器；3，加药管；4，连续排污管；5，盐段下联箱；6，混合管；7，盐段下降管；8，定排管；9，盐段水冷壁管；10，盐段导汽管；11，净段管屏；12，平衡含盐率管；13，盐段给水管路；14，蒸汽管路；15，给水管路在新式的汽包锅炉中，盐段通常是固定在立式旋风分离器里。这种方式消除了盐段向净段注入锅水的麻烦。当盐段安装在汽包内侧时，这种注水现象会频繁发生。另外，立式旋风分离器的使用可以减少汽包蒸汽负荷从而减小汽包尺寸成为了可能。由于使用的立式旋风分离器是小容量的，有些情况下可能需要使用多个。在很多锅炉中的立式旋风分离器是从汽包中给水，并且与汽包串联，锅水是从那经过送到盐段水冷壁管屏的下联箱中。这样的测试6显示即使在盐段管屏的下联箱和上联箱中缺少独立的分离装置情况下，下联箱中锅水杂质的浓度也是不同于2的。这表明锅水是在下联箱中第一个和第二个旋风分离器外进行混合的，锅炉采用三级结构来代替二级结构是不合算的。由于装料管的串级连接，使供水从汽包流到末级旋风分离器的延迟，当锅炉在不稳定运行的情况下，距离远的装料管处可能会导致循环的失真，其中间充满的水不允许低于液位。许多实例已经发生在中低压锅炉的三级串级系统和立式旋风分离器中。在设计锅炉时，由于蒸汽进入到下降管中，所以在确定连接立式旋风分离器处的盐段汽耗率的不精确度可能在水冷壁管处导致循环的失真。立式旋风分离器的给水应归于分离器和汽包的水位差，即： 其中和分别是排汽管和供汽管的流动阻力，和分别是饱和线上水和蒸汽的比密度，。通常情况下，。根据3，为了防止蒸汽进入下降管，立式旋风分离器的水位线距它的底部应该不小于。如果由于的增长，盐段的实际汽耗率超过设计参数，立式旋风分离器的水位将下降到不允许的值。这会由于蒸汽进入到下降管而引起盐段水冷壁水循环被破坏。这样的例子发生在机组的燃煤锅炉中。为了防止循环被破坏，立式旋风分离器的低于水位部分被和两个水冷壁管子组合连接到净段。降低旋风分离器连接连排管下方的水位以阻止它的运行将会引起水冷壁管的破坏，因为它的内表面有致密的沉淀，同时也会使蒸汽的质量变的更差，这在运行中是能观察到的。在立式旋风分离器的生产时，遇到了为汽水混合而制作的弯管比设计的小的情况，这会在锅炉最大负荷时扰乱水循环6。考虑周密的汽包锅炉的内部结构应该有在紧急情况下降低锅炉水位的可靠装置。它使得盐段水冷壁管不会因为降低立式旋风分离器的水位而被破坏。为了减少锅炉里不同尺寸的盐段的化学错配，浓度平衡管路图1中的混合管才用了直径的管子。具体运行功率测试已经在带有流量和含盐量的机组的锅炉7管子中进行过了。就汽包长度方向上的盐段而言，具有相同热负荷的地方，它的磷酸盐与给水的比值是相同的，“盐移”，即在锅炉左右两侧锅水中杂质浓度的不同是不会出现的。在混合管路中，锅炉流量与盐浓度是一致的。一般来说，盐移的出现是由于炉膛燃烧的不均匀导致的不同热负荷而造成的。许多操作条件是通过在恒定的蒸发量下增加水冷壁的热负荷确定的。这里在锅水含盐量的最大负荷部分管路浓度增加了，而在最小负荷部分管路的含盐量几乎保持不变，即。自然循环的作用使得在流量为的管路中增加，则在另外一个流量为的管子中减少，即。这样可以从高负荷段减少的排污除盐。因此，混合管路的存在，除了有平衡的作用外，还有促进“盐移”增强的效果，这是不明智的。这种现象是自然循环锅炉运行回路的特有现象，还没有被开发者考虑到。它伴随的关系在排污水中的含盐量是有排污率决定的，而不受蒸发级数量的约束。当校正物质没有引到锅水前，这种表现对于没经过水化学是可靠的。当锅水中添家了碱式磷酸盐的混合物后，磷酸盐和普通盐含量的比率是由表达式 确定的，其中，分别为盐段和净段的盐含量，是第二级蒸发段部分回路的汽耗率，是排污率。根据运行规则，当时，盐段和净段的含量之比为。年的运行规则在每级中比率和允许超过磷酸盐含量的值，盐段磷酸盐浓度可达，甚至更高，这将导致在蒸发受热面管子的内表面形成磷酸铁沉淀，金属在沉淀的堆积下受水和蒸汽的腐蚀。这种现象是通过安装为调试各蒸发级中盐分布状况比率的管路来控制的；连接盐段与净段的管子用于控制从盐段进入净段的锅水排污。调试管应该依据 来减少蒸发级的磷酸盐率来组织，其中是调节含盐率管子的水流量。系数通常为锅炉汽耗率的。然而，测试的结果7没有证实调节管路有调节更蒸发级盐分布的作用。还有有更早类似结果的报告8，分析这些材料，我们可以通过长期要求有公式确定的条件来说明这种现象。计算结果显示在以后，当混合完全时，可以达到公式设计的含盐率。通过因素显示了锅炉和包含于末级立式旋风分离器的这种持久开放管路设备使大幅度减少各级含盐率和减少每年磷酸盐的消耗成为了可能9，并推荐一些锅炉可以用来减少蒸发级数量的方法。然而，锅炉一天中往往运行在变负荷情况下，这就使得这种管路不能够执行它们做为含盐率调节者的正常功能。计算结果显示，当高压锅炉的，给水中浓度小于时，在用给水清洗蒸汽的现场，饱和蒸汽的含量可达到允许值。由于这个原因，不使用分级蒸发的建议不止一次被提出10-12。然而说这种方法有利的争论没有充分被证实。分级蒸发特征的主要区别在于盐段和净段的含盐量、值不同。像我们经常所说的，这将造成对于锅炉通过中和手段确保的内部沉淀逐步堆积在蒸发受热面表面的。“毛细现象”引起在固定浓度沉淀层，由于水分蒸干而导致腐蚀性杂质浓缩，这将导致磁性氧化铁保护膜的破裂和金属的腐蚀。这一过程起初的强度是由其中的化合物和设计因素决定的。锅水腐蚀性的一个主要参数是有它的含盐量和值确定的。假定具有相同排污率的单级蒸发锅炉中锅水的含盐量应该与在多级蒸发锅炉的盐级含量相等1。然而，带有双级和单级蒸发的锅炉机组热化学试验证明了在具有相同排污率和相同含量情况下5，单级蒸发的盐段的硅酸盐真实含量仅仅比双级蒸发高一点。这说明了一个事实，被引入锅水中来保持在允许的范围的单级蒸发的碱式磷酸盐的数量是双级蒸发的低倍。在的盐段给水硬度取决于离子的浓度。因此，单级蒸发高压锅炉的这个转折使减少水冷壁管子的金属腐蚀及内部流动的时间延长到年成为了可能。另外，减少了可观的磷酸盐消耗量蒸发量为的锅炉每年消耗；热化学控制得以简化，并且，其他条件是相同的，使降低连续排污量成为了可能。单级蒸发是三级除盐的新型锅炉以及热电站的最适当方法。使用VVR反应器的核电站的蒸发受热面的水空间的杂质分布过程的研究13-14显示了在其蒸发受热面的长度上盐份分布的不一致，这是由于不同区域蒸发受热面的温差造成的。这种盐份分布不均可以通过找一个最适宜的地方，在那个地方进行连续排污来减轻。当在蒸发受热面长度方向上来减少可溶性杂质浓度的分布不均，并且从含盐量最大的区域组织连续排污，那么总的排污数量，即在等式中描述的排污水中盐段的含盐量保持恒定。这已经被证明了4。汽包长度图2锅炉沿汽包中心线锅水中总含盐量和引入磷酸富裕的分布状况1，2分别为单级蒸发的盐的总含量和磷酸盐富裕值 在最大杂质区域从总的长度方向上，根据盐含量的不均匀状况进行连续排污的效率测试12，显示了锅水中值的变化，这是一个很重要的热化腐蚀参数。莫斯科能动源动力工程学院讨论了汽包锅炉内部结构设计优化问题15-18。在这方面是有争议的15-18，我们不能够推广使用他们的结论。根据作者的观点15，18，蒸发受热面的主要任务是减少杂质随着循环水到达过热器。依照这个观点，对于改变给水设计和使用磷酸盐处理的方法从汽包长度方向上减少可溶想杂质分布不均匀，即在净段的长度方向上提升水冷壁受5热面的可靠性的结论似乎是不恰当的，而仅仅在单级蒸发受热面取得减少引入锅水的磷酸盐就是取得最大除盐效率，并且不需要蒸发冷段管子的“盐化”。在相同给水量的直流锅炉和汽包锅炉中的加热部分的盐含量限制因素已经别比较过。运行经验显示直流锅炉的受热面腐蚀严重，只有少数的含盐量低于汽包锅炉，而内表面几乎没有被腐蚀的。保护汽包锅炉蒸发受热面的难题有很多方面，主要方面是优化锅水化学处理，达到减少坚固的氧化铁沉淀和锅水中的腐蚀物。调节净段汽包长度方向上锅水中盐的浓度是缺乏理性的，因为水冷壁吸热和每个回路的循环倍率的不均匀是必然的； VVR的循环流量不是常数。多级蒸发的最大浓度发生在盐段。我们已经说过单级蒸发的最适宜的立场是最低腐蚀和最高流速的地方5。图介绍了锅炉转化为单级蒸发时，盐段的平均值和锅水中磷酸盐的富裕值，这可以从立式旋风分离器的下降管中分离出来并且把净段的屏连接到盐段“前屏”下联箱中。由于减少了引入锅炉中的碱式磷酸盐，当磷酸盐为时，锅水中盐含量最多为。就像我们提到的，蒸汽品质是确保供水十低含量也不会恶化。高压汽抱锅炉的运行通过年的运行规则调整了对减少磷酸盐处理量的简化，内部变化显著，盐段水冷壁管的可靠性首先受到限制。经验显示水冷壁管内部沉积的化学水处理试剂的显著改变，氧化铁增加了到。参考文献1 M. A. Styrikovich, M. A. Katkovskaya, and E. P. Serov, Steam Generating Units in Russian, Gosnergoizdat, Moscow (1959).2 O. M. Baldina, V. V. Eremeev, I. N. Komissarov, and M. M. Kocherov, “Studies of the boiler equipment of a high-capacity ammonia unit under nonstationary operating conditions,” Trudy TsKTI, Issue 190 (1981).3 Hydraulic Design of Steam-Generating Units (Standard Method) in Russian, nergiya, Moscow (1969).4 A. L. Shvarts, Yu. P. Enyakin, and N. S. Galetskii, “Complex tests of high-pressure drum boiler of type TGM-96B under conditions of variable loads at nominal and variable steam pressure,” lektr. Stantsii, No. 6 (2000).5 I. I. Belyakov, I. I. Novikov, and B. A. Tarasov, “On the use of stage evaporation in high-pressure boilers,” lektr. Stantsii, No. 8 (2002).6. V. S. Babichev, A. F. Makeenko, I. I. Belyakov, et al., “A study of reliability and determination of damage causes in waterwalls of BKZ-320-140-GM boiler,” nergomashinostroenie, No. 6 (1980).7 I. I. Belyakov, A. F. Belokonova, and A. V. Mikhailova, “A study of damage causes in waterway tubesofhigh-pressure drum boilersat lithium water chemistry,” lektr. Stantsii, No. 6 (1980).8 G. M. Ivanova and A. G. Nazin, “Some features of design of boilers with pressure of 152 bar,” Teplonergetika, No. 10 (1966).9 S. V. Lukin, S. N. Starikov, T. V. Zroichikova, and Yu. V. Kozlov, “On the expediency of changing the internal design of drum boilers for thermal power plants,” nergetik, No. 3 (1996).10 V. V. Kholshchev, “Once more about stage evaporation,” nergetik, No. 4 (1998).11 Yu. V. Kozlov, . D. Egorov, T. V. Zroichikova, and V. A. Belov, “On the expediency of the use of lines forconcentration ratio regulation in evaporation stages of high-pressure boiler,” lektr. Stantsii, No. 3 (2003).12. T. Kh. Margulova and M. M. Kraseva, “Experience of transfer of TP-100 boiler to the mode of single-stage evaporation,” Teplonergetika, No. 7 (1973).13 N. B. skin, A. S. Grigorev, L. A. Siryapina, et al., “Commercial thermochemical tests of PGV-1000M steam generator,” lektr. Stantsii, No. 4 (1990).14 Yu. V. Kozlov, E. P. Svistunov, G. A. Tarakanov, et al., “A study of salt distribution in the water space of PGV-1000M steam generator wit