670t／h锅炉后屏过热器固定穿屏管结构改造.pdf

内 蒙 古 电 力 技 术 ! 垒里 旦 !R I C P OWE R 2 0 0 7年第 2 5卷第 5期 6 7 0 t h锅炉后屏过热器 固定穿屏管结构改造 Re t r o f i t t o F i x e d P e n d a n t P o l i n g S t r u c t u r e o f 6 7 0 t h B o i l e r Re a r P l a t e n S u p e r - h e a t e r 蔡斌 ， 田宏亮 。 邢春雷 ( 1 内蒙古电力科 学研 究院， 内蒙古 呼和浩特0 1 0 0 2 0 ； 2 内蒙 古金 山发 电有限责任公 司， 内蒙古 呼和浩特O 1 O 0 1 6 ) i 要】分析 了丰镇发 电厂 6 7 0 t h锅炉后屏过热器结构方面存在的缺 陷， 通过计算水动 力偏差和热偏差等特性 ， 给 出固定穿屏管爆 管原因， 并制定了治理和改造方案。改造时， 突破 了固定穿屏管传统连接模式， 取得良好的改造效果。同类现象可借鉴。 f 关键词1后屏过热器； 固定穿屏管； 爆管 【 中图分类号】T K 2 2 3 3 2 【 文献标识码1 B 文章编号1 1 0 0 8 6 2 1 8 ( 2 0 0 7 ) 0 5 0 0 3 0 “ 0 3 0 引言 丰镇发 电厂布置 6台 WG 6 7 0 t h超高压煤粉锅 炉， 在运行期 间， 后屏过热器固定穿屏管频繁发生爆 管， 成为困扰机组安全 、 稳定 、 经济运行的突出问题 。 全国许多电厂也发生过类似问题，均未得到根本解 决。因此 ， 该课题被列为电厂重点技术攻关项 目。 本 项 目确立后，通过现场测试和对多次爆管原 因的分 析 ， 在运行数据基础上， 采用 同屏热偏差原理计算分 析了烟气温度场 、 炉内速度场和流量偏差， 找出了结 构设计方面存在的缺陷，并进行了结构改造。改造 时 突破 了固定穿屏管传统连接模式( 管卡 、 点焊) ， 取得 良好的改造效果。 1 设备概况 该厂锅炉的后屏过热器， 布置于炉膛上方， 折焰 角前 。整组设备 由 1 6片立式蛇形管屏组成 ， 沿烟道 宽度均匀顺列布置 ， 横 向间距 7 0 0 mm。每片管屏 由 1 5 根管绕制而成 ， 管子规格为直径4 2 mm， 厚 5 5 m m。 炉外管设计材质为 1 2 C r l MO V和 1 2 C r 2 MO WV T i B ( 钢 研“ 1 0 2 ” 1 。进汽方式为 Z型双进双出， 左右交叉。设计 进 口参数： 压力 1 4 5 3 MP a ， 温度 4 3 9 1 ； 出口参数 ： 压力 1 4 2 9 M P a ， 温度 5 0 0 2。设计煤种成分见表 1 。 表 1 设计 煤 种 成 分 2 存在问题分析 后屏过热器管屏 固定管( 穿屏管 ) 炉 内部分 ， 经 常发生爆管 爆 口附近外表面有明显的机械磨损痕 迹 。 爆管呈一定周期性 ， 爆管时 ， 管壁温度不超温 ， 负 荷平稳。 固定穿屏管爆管后 ， 泄漏蒸汽往往将其他相 邻管吹损爆破。 2 1 结构设计存在缺陷 为保证后屏过热器、高温对流过热器管屏横 向 节距不变 设计时布置了沿炉膛宽度方向横穿管屏 的固定管。该管子左右对称布置 ， 采用管卡 、 点焊方 式与管屏相 固定 ， 结构示意图见图 1 。由于后屏过热 器 布置 于炉膛 上方 折焰 角前 ，所 以具有较 强 的导 流 收稿 日期】2 0 0 7 - - 0 8 - 0 6 作者简介】蔡斌( 1 9 7 0 一) ， 男， 内蒙古呼和浩特市人， 毕业于东北电力学院， 工程硕士， 高级工程师， 现从事锅炉燃烧及水动 力试验研究工作 。 维普资讯 2 0 0 7 年第 2 5 卷第 5 期 内 蒙 古 电 力 技 术 3 1 消旋作用。鉴于管屏较长 、 横 向节距较大 ， 整体刚性 差 ， 在热 态运 行 时 ， 受 烟气 冲刷扰 动 影 响 ， 管 屏晃 动 幅度较大 ， 而点焊处应力较大 ， 焊点开裂后 ， 固定穿 屏管 与 管卡 、 管 屏形 成相 对 位 移 ， 碰 撞磨 损 ， 使管 壁 减薄 ， 引发爆管 ， 其后屏过热器及固定屏管连接示意 图 见图 1 择 图中： 1 一后屏过热器管屏； 2 一 固定穿屏管 图 1 后屏过热器管屏及 固定穿屏管连接 示意 图 2 2 热 负荷分 析 固定穿屏管既为首 、 末根管 ， 又是悬空管 ， 依据 按参考文献 _ 】 中给出的结论 ， 其吸收烟气 的辐射热 量( 包括屏前 、 屏底 、 屏后烟气辐射热 ) 、 对流热量都 较大。 利用实际值进行分析计算 ， 其对流吸热量与一 般 中间管 的相应 吸热 量相 比较 ，系 数为 1 5 3 1 5 8 辐射角系数为 1 0 ， 呈最大值 ， 计算过程略( 见 图 2、 图 3 ) 。而屏前 、 后的烟气温度场和速度场都存在较 大 偏差 ， 实 测左 右侧 偏差 系数达 到 1 2 5 1 3 。 右侧最 高烟温值 可达到 1 1 0 0 1 2 0 0，左侧 烟温仅 为 9 5 0 - 1 0 0 0 c C，因此炉右侧固定穿屏管局部热负荷 较 高 l ， 7 9 f 口 ， 0 3 0 6 0 9 0 1 2 0 1 5 0 1 6 0 相位角 ( 。 ) 图 2 对 流换热 系数偏差 曲线 x 一 首排管 一 中间管 。 一 未排管 2 3 流 量分 析 在结构研究基础上 ，运用可压缩粘性流体伯努 利方程 ， 依据并联管屏结构及水动力特性参考文献翻 中 搽 ； 婢 1 ： 三 一 横向节距 比 图 3 屏前 、 后烟气 空间对各排管子角系数 的有关计算方法， 对流量偏差进行计算分析( 计算结果 略 ) 。计算 结果 表 明 ： 该 管屏 流程 长 ， 阻力 大 ， 当进 出 口联箱问差压相同时 ， 阻力大的管 内流量较小 ， 其流 量 系数为 0 8 6 。 上述分析表明：固定穿屏管结构设计存在不合 理现象 ， 导致热负荷较大 ， 管内介质流量较小 ， 是造 成管子频繁爆管的原因之一。 其中机械碰磨 ， 是其爆 管的 主要原 因 。 3 技术 改造 3 1 结构 改造 根据 以上分析 ，结合同屏热偏差理论进行的计 算结果 ， 制定了以下治理方案 。 3 1 1 锅 内 设 计 改进 固定 穿屏 管连接 方式 ，拆 除原 穿屏 管 子， 以 2片屏为 1 个单元 ， 共分为 8个单元 。每屏第 1 4号管子进 口与另 1 屏的出口相互交叉连接。接 口 部位在距屏底 1 5 1 6 m高处， 见图 4所示。将屏问 第 1 4号固定管裸露在烟气中的管段及其炉 内出口 段壁 温进 行校 核计算 ，其 壁温分别 为 5 6 6 7和 5 8 6 5， 都低于所用“ 钢研 1 0 2 ” 管材 的许用温度 。 并有一定裕度 。依据文献。 】 给出的计算公式 ， 计算 吸收屏前 、 屏后 、 屏问、 屏底烟气空问辐射热量 ： ( fq = fq ( T q T w ) ， ( 1 ) Q fh = f h ( T , - T w ) i ， ( 2 ) Q f = a f ( T - T w ) H &mj， ( 3 ) ( ( 一 ) H& i ； ( 4 ) 吸收对流热量计算 ： Q 【F d ( T - T w ) ； ( 5 ) 管壁温度计算 ： E Q = QI + Q + Q + A i = EQ D ；( 6 ) + x # 3 K g 丢 g ( 7 ) 8 打 7 打 6 排 排 排 l 2 5 0 5 0 5 2 l 0 丑窨爨 赣 霸 辍 霰辎监冰 维普资讯 3 2 内 蒙 古 电 力 技 术 2 0 0 7 年第2 5 卷第5 期 式中 、 、 、 、 Q 厂 分别为屏前 、 屏后 、 屏间、 屏 下烟气辐射热量 ， 对流吸热量 k J k g ； 、 r 、 厂 分别为屏前 、 屏后 、 屏 间 、 屏 下烟气辐射换 热系数和对流换热 系数 ， I ( J ( m2 h ) ； 、死、 、 、 - 分别为屏前 、 屏后 、 屏间平均、 屏下烟气温度和计算管段处灰污壁温 ； 、 、 、 厂分别为计算 管段处吸收各 部分热量的面积 m ； | 分别为计算管段处吸收各部分热量的角 系数 ： 一 分别为计算煤耗量， k g h ； 一 计算管段内蒸汽流量 k g h ； 一计算管段蒸汽焓增量 k J k g ； f 。 一分别为管子外壁温度 ， o C ； f 工质温度， ， ， 分别为管子内壁热量均流系数 ； 一 沿管壁厚度热量均流系数 ； 一 分别为管子外径与管子内径比值； 一 管子厚度， m； 0 l ： 一管 内蒸 汽换热系数 ， k J ( m h ) ； 卜 管壁导热系数 ， k J ( m 2 h ) ； 口 一计算管子外壁热负荷， k J ( m2 - h ) ； 一 热偏差系数。 屏间第 1 4号 固定管计算数据见表 2 。 表 2 第 l 4号固定管主要计算数据汇总表 名称 参数 固定管段 出口管段 3 1 2 炉 内 主要针对燃烧器进行改造 ，采用激光校角仪辅 助拉线法并制作切圆模具 ，用以实际校核测量炉膛 中心位置 ， 测量 、 调整燃烧器角度 3 2 燃 烧工 况试验 改变一次风喷口角度 ，减小一次风假想切圆直 径 ， 使直径由 7 9 0 4 1 0 m m， 减小到 6 0 0 3 0 0 m m。上 组 四层 二 次 风 反 切 7 。 ，形 成 顺 时 针旋 转 直 径 1 0 0 0 m m假想切圆。上层四角一 、 二次风喷口各下 倾 4 。 。 调整后，通过冷态空气动力场模化试验测试数 据表明 ： 一、 二次风喷口风速分别为2 9 5 m s 、 3 4 7 m s 时，炉内一次风实际切圆直径为 3 5 0 0 - - 4 0 0 0 m m 二 次风实际切圆直径为 5 0 0 0 - 5 5 0 0 mm， 形成风包粉的 燃烧动力工况 。正反切风的旋转动量流力矩 比测试 计算值在 0 8 1 1 范围内， 炉膛出口气流的两侧流速 偏差系数由改造前 2 1 0 减小到 1 2 4 炉膛 出口气流 残余旋转减小。火焰 中心高度降低 5 0 0 7 0 0 m m。 3 3 改造效果 改造后的交叉固定管连接方式 ，突破了传统管 卡的点焊模式 ， 使固定管成为管屏 内的一部分管段， 避免了机械碰磨 ， 降低了换热系数 ， 极大地提高了管 屏稳的定性和管内介质流量 既稳 固了定管屏 又消 除了隐患。 2 0 0 5年综合治理改造后的过热蒸汽参数 在 l 3 2 MP a 5 3 8 5 4 0时， 后屏出 口炉外最高壁温 5 l 0， 远小 于 ( 1 2 C r l MO V ) 材料 的允许使 用温度 5 6 0而且炉内再未发生后屏过热器 固定管爆管 事故。改造后屏组单元固定连接方式见图 4所示 。 2号 I I 烟气流 图 4改进后屏 组单元 固定连接方式示意 图 4 结论 现代大型锅炉的立式蛇形管屏( 屏式过热器 、 再 热器 ) 布置于炉膛上部 ， 其横 向节距大 ， 受烟气冲刷 晃动幅度较大 ，固定穿屏管结构 ，多采用传统的管 卡、 局部焊接方式 ， 该设计在热态时会造成穿屏管与 管卡间的相对位移 ， 使其受到机械磨损直至破坏 。 此 次改造 在运行数据基础上 ， 从锅内( 下转第 3 6页) 维普资讯 3 6 内 蒙 古 电 力 技 术 2 0 0 7 年第2 5 卷第5 期 流 的变化 量 ： 、 一 单相接地时第 i 、 条线路 电流。 正常情况下 ，各 出线的零序电流基本相 同 即 一 。如果母线接地 ， 则各条线路零序电流增加的比 率相同， 即 一 l ； 如果 与 l相差很大 。 则认为 线路接地 ， 然后计算出线的线路系数 。 是线路零序电流 ， 0 与接地 电流 ， d 之 比。对于 正常线路 ， 线路系数 因子和线路长短、 连续电流相 位无关 ， 只与系统参数和接地电阻有关； 对于故障线 路 ， 因子和线路参数、 系统参数都相关。并联接地 电阻投入后 ， 有功零序 电流将流向接地线路 。 故障线 路 比正常线路零序电流有明显增大 ， 因此， 故障线路 的线路 系数将比正常线路大许多。 因此 ， 根据系数 ， 可判定是母线接地还是非母 线接地 ； 通过计算机分析线路系数 因子 。 可找出接 地故障线路。 4 - 3 优点 该选线方法克服了残流增量法接地后需调整消 弧线圈以及对高阻接地选线不准的缺点 。能够准确 地对金属接地、 高阻接地进行选线 。 选线准确率达到 1 0 0 。现场的运行经验表明 ： 自动跟踪消弧线 圈并 联 中值电阻选线的方法对瞬时性接地和永久性接地 均有灭弧功能。 在发生永久性接地时。 通过瞬时投入 中值电阻， 能够准确选 出故障线路 ， 同时又兼备了中 性点谐振接地系统残流小、可带故障运行一段 时间 的优点 。 5 结束语 通过分析可知 ，中性点经消弧线圈接地的最大 优点是在系统发生单相接地 时不形成短路 回路。 可 继续对用户供 电，提高 了系统供电的可靠性 。这一 优点已在架空线路为主的 1 0 6 0 k V电网中发挥 了 良好的作用。自动调谐和投并联中值 电阻选线技术 的采用 ， 使这一接地方式更加完善。 所以采用投并联 中值 电阻方式下的消弧接地是中低压配电网一种比 较理 想 的中性点 运行 方式 。 参考文献 1 要焕 年 ， 曹梅 月 电力 系统 谐振接地 M 北京： 中国电力 出 版 社 2 0 0 0 2 计建仁， 濮卫萍消弧线圈接地系统单相接地的选线原理 和应用【 J 浙江 电力 ， 2 0 0 3 ， ( 3 ) ： 5 1 5 4 3 王东 消弧线 圈并联 电阻接地在 城市 配网中 的应 用 J 江 苏电机工程 ， 2 0 0 5 ， 2 4 ( 3 ) ： 3 1 3 3 编 辑 ： 张俊 英 + 。 + 一 - + 一 - 一“ 一” f 一 ” f 一 ” f 一 ” 卜 一 f 一 “+“+”+- f 一 - f 一 - f 一 - f 一 - f 一 - + 一-+“ f 一 - + 一 - + 一 - f 一