大型電站鍋爐過熱器系統(tǒng)熱偏差分析與計算大學本科生畢業(yè)論文

1、畢業(yè)設計論文姓名：曉春學號：0902050303學院：能源與動力工程學院專業(yè)：熱能與動力工程題 目：330MW大型鍋爐過熱器系統(tǒng) 熱偏差分析與計算指導教師：洪憲講師2013年6月- 37 - / 46題目 330MW大型電站鍋爐過熱器熱偏差特性分析 摘 要隨著電力工業(yè)的發(fā)展，火力發(fā)電機組的裝機容量日益增大，300MW、600MW 機組已成為電網(wǎng)中的主力機組，這部分機組運行質量的優(yōu)劣對整個電網(wǎng)運行的可靠性、經濟性有著非常重要的影響。過熱器和再熱器作為鍋爐機組重要的部件，其可靠運行無疑對整個機組的安全運行有著非常重要的意義。隨著機組容量的增大，鍋爐過熱系統(tǒng)因熱偏差引起的超溫爆管事故頻頻發(fā)生，嚴重影

2、響了發(fā)電廠的安全、經濟運行。鑒于上述原因，關于熱偏差的成因與熱偏差、壁溫計算方法的研究就具有非常重要的實際意義。但多數(shù)人員對熱偏差成因的研究多側重于某一方面，很少對熱偏差的成因進行全面、系統(tǒng)的理論分析；而且我國許多鍋爐制造廠普遍采用原聯(lián)熱力計算標準方法來計算壁溫，這種方法對于過去容量小、參數(shù)低的鍋爐機組來說，計算結果還比較準確，但是對于現(xiàn)代大容量、高參數(shù)的電站鍋爐來說，不可避免地帶來一些問題。因此，論文在關于熱偏差成因的綜合理論分析基礎之上，建立受熱面合理的蒸汽流量分配計算模型、熱偏差計算模型和壁溫計算模型，摒棄原有計算方法中的不足，采取適于工程應用的計算方法，以實現(xiàn)準確地反映受熱面出口汽溫和

3、管子壁溫分布情況。同時，依據(jù)熱偏差的成因提出相應的減小措施或預防對策。論文以江南熱電330MW亞臨界鍋爐機組為例，對建立的計算模型進行了實際應用，對引起熱偏差的主要因素進行了分析。計算結果證明本文采用的計算方法較為合理，能夠反映受熱面的實際熱偏差狀況，對于過熱系統(tǒng)受熱面的優(yōu)化設計、事故分析提供了一定的參考價值和實際指導意義。關鍵詞：鍋爐；過熱器；熱偏差；壁溫；超溫爆管Title 330MW boiler superheater deviation characterization ABSTRACTWith the development of the electrical industry,

4、the installed capacity of the thermal power generating unit is augmenting increasingly. The generating units of 300MW and 600MW have been the main ones in the power network. Whether these generating unitsoperation is superior or not will have a great influence on the dependability and efficient perf

5、ormance of the power network operation. The reliable operation of the superheater and reheater that are the key components of the large-capacity power station boiler is very significant for the whole units without doubt. With the enlargement of the installed capacity,the overheating and tube rupture

6、 of the boiler superheat system frequently happen because of thermal deviation, which seriously affects the safe and economy operation of generating plant.On account of the related fact above, research into the causes of the thermal deviation, the calculation method of the thermal deviation and the

7、wall temperature are greatly important. But most researches into the causes of the thermal deviation often are thrown into some a side, few carry out an all-round and systematic theoretical analysis, and many manufactures calculate the wall temperature popularly according to the old standard method

8、about the heat calculation of the Soviet Union, this method is suitable for the last boiler unit of small capacity and low parameter, but as to large-capacity and high parameter power station boilers today, it will bring some problems inescapably. At the same time,according to the causes of the ther

9、mal deviation, the measures or schemes to decrease the thermal deviation have been put forward.This dissertation puts the calculation patterns established into practical use, taking the thermal condition of the 330MW subcritical pressure concurrent boiler of the Jilin Jiangnan Power Plant as an exam

10、ple, and gives a profound analysis on the main causes of the thermal deviation. The calculation results of the thermal deviation prove it appropriate that the calculation method is taken, for the results can accord with the factual thermal deviation condition. So this dissertation can provide a cert

11、ain reference value and practical direction for the optimum design of the heat-exchanger surface and the accident analysis.Key words: Boiler；Superheater；Thermal deviation；Wall temperature；Overheating and tube rupture目 錄摘 要IABSTRACTII目 錄III第1章 緒 論11.1 課題背景11.2 國外研究成果和發(fā)展動態(tài)21.3 課題研究的容與方法3第2章 過熱器系統(tǒng)的熱偏差理

12、論分析12.1 概述42.2 過熱器熱偏差概念敘述42.3 煙氣側熱偏差的原因52.4 蒸汽側流量偏差原因8第3章 過熱器熱偏差基本計算方法113.1 概述113.2 熱負荷不均系數(shù)計算113.3熱偏差計算相關參數(shù)的確定143.4 并聯(lián)管組流量偏差計算173.5 熱偏差系數(shù)計算223.6 金屬壁溫計算233.7 實例鍋爐介紹253.8 實例應用計算結果26第4章 減小熱偏差的措施294.1減小煙溫偏差的措施294.2 減少蒸汽側偏差的措施32結 論32致 33參考文獻36第1章 緒 論1.1 課題背景隨著我國電力工業(yè)的發(fā)展，火力發(fā)電機組的裝機容量不斷增大，300MW、600MW 機組已成為電網(wǎng)

13、中的主力機組，這部分機組運行質量的優(yōu)劣對整個電網(wǎng)運行的可靠性、經濟性有著非常重要的影響。過熱器和再熱器作為鍋爐機組的重要部件，其可靠運行對整個機組的安全運行無疑有著非常重要的意義。隨著機組容量的增大，鍋爐過熱系統(tǒng)因熱偏差引起的超溫爆管事故愈加頻繁，極影響了發(fā)電廠的安全、經濟運行。經有關部門統(tǒng)計，由此問題引起的非計劃停運時間占總停運時間的 20%左右，少發(fā)電量占總發(fā)電量的 25%左右1，這不僅給國民經濟造成了很大損失，而且使我國本已緊的供電形勢更加不利，制約了經濟的快速發(fā)展。目前，我國大型電站的過熱系統(tǒng)存在兩個突出的問題2:一是某些機組的受熱面管子因超溫頻頻發(fā)生爆管事故，嚴重威脅機組的安全運行；

14、二是某些機組的過熱器雖然沒有發(fā)生爆管事故，但是由于設計時采用了高質量流速，整體采用高檔合金鋼，使得機組制造成本增加以與機組運行經濟性變差。我國制造的某些機組高檔合金鋼的使用量往往大于從國外引進的同類機組，這對于我國的機組在國際電力市場中的競爭也是一個極為不利的因素。我國許多鍋爐制造廠普遍采用原聯(lián)熱力計算標準方法來計算壁溫，這種方法對于過去容量小、參數(shù)低的鍋爐機組來說，計算結果還比較正確，但是對于現(xiàn)代大容量、高參數(shù)的電站鍋爐來說，不可避免地帶來一些問題?，F(xiàn)代大型機組的發(fā)展有以下幾大特點2：（1）由于爐膛受熱面相對減少，過熱器、再熱器受熱面前移，這些高溫受熱面工作在比以往更高的煙溫區(qū)；（2）現(xiàn)代鍋

15、爐普遍采用布置在爐膛上部的屏式過熱器，由于輻射熱分布極不均勻，容易造成較大的同屏熱偏差；（3）隨機組容量增大，爐膛寬度相對減少，為防止受熱面結渣和積灰而必然放大管束的橫向節(jié)距，同時還要增加同屏管子的套數(shù)，于是增加了同屏熱偏差的幅度；（4）由于爐膛相對寬度減少以與簡化系統(tǒng)等原因，各級受熱面之間往往采用大口徑管道連接，從而可能加大沿集箱軸向流量分布的不均勻性；（5）由于沿對流煙道高度方向的尺寸增加，上下部分之間的煙溫偏差對壁溫的影響不可忽視；（6）現(xiàn)代高溫受熱面管子普遍采用變管徑或采用節(jié)流圈來調整同屏流量偏差以便控制壁溫。正是由于大型機組具有上述特點，原有的熱偏差與壁溫計算方法已不適應。大量運行實

16、踐表明，采用以往計算方法設計的受熱面最大允許壁溫往往偏低，而且壁溫變化規(guī)律不合理，甚至同國外先進設計結果相反。因此，分析研究鍋爐高溫受熱面產生熱偏差的機理與原因，改善原有的熱偏差計算方法，以便獲得高溫受熱面管子的真實壁溫，從根本上采取相應措施，減少或防止高溫受熱面的超溫爆管事故的發(fā)生，具有非常重要的實際意義3。1.2 國外研究成果和發(fā)展動態(tài)四角布置切向燃燒鍋爐是我國大型火力發(fā)電廠的主要爐型，這種鍋爐的優(yōu)點是煤粉湍流混合度強、燃燒效率高、煤種適應性廣。但是由于爐環(huán)狀氣流螺旋上升至爐膛出口時存在較大的殘余旋轉造成沿煙道寬度方向的煙速煙溫偏差，以與因集箱聯(lián)接方式、渦流等原因造成的并聯(lián)管屏流量分布不均

17、和同屏各管吸熱不均，經常引起受熱面局部超溫爆管事故的發(fā)生。多年來，國鍋爐技術人員對切向燃燒鍋爐的熱偏差問題進行了不斷的探討和研究，取得了不少的成果。就爐氣流殘余旋轉引起的煙速煙溫偏差問題，許多學者采用?；囼灪蛿?shù)值模擬的方法，進行了大量的實驗研究和技術攻關，對爐側引起熱偏差的機理有了進一步的認識，并獲得一些通過優(yōu)化燃燒系統(tǒng)減小熱偏差的可行性方案。就鍋側因素如因集箱軸向靜壓分布不均造成的管屏間流量偏差和同屏各管阻力不均導致的管間流量偏差問題，國學者做了比較深入的研究工作，獲得了較為成熟的理論成果，并運用于實踐，取得了可觀的經濟效益。對于帶等徑三通結構集箱中蒸汽的渦流問題，國做了初步的試驗研究，由

18、于其復雜性，還有待進一步地深入研究。對于大量采用的異徑三通引起的渦流問題和過熱系統(tǒng)的優(yōu)化設計問題，沒有進行全面的科研攻關。國外對這些問題雖開展過一些工作，但涉與的廣度和深度有限。導致過熱器局部超溫爆管的原因復雜多樣，它與燃燒方式、受熱面結構設計，各級受熱面系統(tǒng)布置形式、管壁材料選用與鍋爐運行工況等因素都有關系，如何保證過熱器和再熱器安全運行愈加成為鍋爐設計和運行中的難題。綜合考慮引起熱偏差的各種因素，準確計算管子出口汽溫和危險部位的壁溫，是過熱器和再熱器超溫爆管事故分析 、改造的技術關鍵；同時，也是鍋爐制造廠家提高鍋爐設計水平的重要環(huán)節(jié)4。 引起鍋爐過熱器受熱面熱偏差、造成超溫爆管事故的原因復

19、雜多樣，為系統(tǒng)分析與研究熱偏差的成因和因素的影響規(guī)律，課題布置了以下容：1.3課題研究容與方法1.3.1 課題研究容引起鍋爐過熱器受熱面熱偏差、造成超溫爆管事故的原因復雜多樣，為系統(tǒng)分析與研究熱偏差的成因和因素的影響規(guī)律，課題布置了以下容：1.煙氣側煙溫偏差和蒸汽側流量偏差的分析與研究（1）典型燃燒方式下的煙氣側熱偏差分析，以四角切向燃燒方式為重點，具體分析造成煙速、煙溫偏差的爐燃燒過程特點，涉與爐膛結構特點與尺寸，燃燒器結構、系統(tǒng)布置與層數(shù)投停方式和運行中燃料、空氣配送均勻性、合理性，燃料特性以與爐氣流動力場等燃燒調整狀況。（2）蒸汽側流量偏差的因素分析，包括受熱面集箱引入、引出方式不當造成

20、的屏（片）間流量偏差和同屏各管圈因阻力特性不同引起的流量分配不均以與因吸熱不均引起的流量不均。2.屏式過熱器、高溫過熱器與高溫再熱器熱偏差和壁溫數(shù)值計算方法的分析與研究包括建立受熱面合理的蒸汽流量分配計算模型、熱偏差計算模型、壁溫計算模型以與數(shù)值計算方法的實現(xiàn)等。3.在引起熱偏差機理的定性分析和定量數(shù)值計算研究基礎上，提出減小受熱面熱偏差、防止超溫爆管的相對措施，并論證其可行性。1.3.2 課題研究的方法論文以熱偏差的綜合理論研究成果為基礎，從工程應用角度出發(fā)，采用適合的數(shù)值計算方法，以 330MW亞臨界壓力自然循環(huán)鍋爐為例，進行相關的計算分析。具體思路如下：1.以理論分析為主，結合大型實例鍋

21、爐，進行分析、計算、驗證。2.做好資料、數(shù)據(jù)的收集與分析工作，在引起過熱系統(tǒng)熱偏差原因的系統(tǒng)研究基礎之上，建立合理的熱偏差與壁溫計算模型，制定科學的數(shù)值計算方法，以求能夠獲得比較準確的管屏壁溫分布，確定過熱系統(tǒng)受熱面的危險部位，以便采取相應的措施減少或防止事故的發(fā)生。3.在條件允許下，利用實測數(shù)據(jù)，檢驗計算結果的正確性，并完成本課題的剩余工作。第2章 過熱器系統(tǒng)的熱偏差理論分析2.1概述電站鍋爐在運行中的熱偏差由下列5 個方面的因素造成5: (1) 一個管組沿煙道寬度各片屏的吸熱量偏差, 這是由煙氣溫度和流速場的不均勻所引起的;(2) 一個管組沿煙道寬度各片屏的蒸汽流量的偏差, 這是由進出口集

22、箱中蒸汽靜壓的變化所造成的;(3) 一片屏中各根管子的蒸汽流量的偏差,這是由于各根管子的阻力系數(shù)以與蒸汽溫度不同所引起的; 例如一片管屏的外圈管長度最長,同時外圈管子口徑又與其它管子一樣, 則流量最小; 如果出口溫度高, 反過來又會進一步減小蒸汽流量;(4) 一片屏中各根管子的吸熱量的偏差, 這是由每根管子各個管段吸收屏前、屏后與屏間煙氣的輻射熱量以與對流熱量的偏差所引起; 例如, 一片管屏的外圈管所吸收的屏前煙氣的輻射熱量就要比平均管大好幾倍。如果屏前煙氣的煙溫高、黑度大, 外圈管的總吸熱量就會增大很多;(5) 由前一級管組出口的溫度偏差攜帶到本級管組進口的溫度偏差。以上5 個因素中, 只有

23、第1 個因素與燃燒系統(tǒng)的設計與運行2 方面都有關。其它4 個因素與運行的關系不大, 基本上決定于熱力性能和結構設計。除了上述引起熱偏差的設計與結構方面的原因外，在鍋爐機組的運行過程中，一些非正常的運行狀況也會引起熱偏差現(xiàn)象或加劇熱偏差的幅度，例如火焰中心偏移、煤種變化、燃燒不正常、高壓加熱器切除、過量空氣系數(shù)過高等原因都可能使對流煙道中的煙溫升高，使過熱器的噴水量增加，造成噴水點前各級受熱面的介質溫度高于設計值。這些因素也會對管子金屬壁溫的超溫起到一定的不利作用。2.2 過熱器熱偏差的概念敘述由于設計和運行等因素的影響，在過熱器、再熱器管組中并聯(lián)各根管子吸熱量、介質流量與管子阻力系數(shù)存在差別，

24、使得各根管子中的蒸汽焓增也就各不一樣，于是管子工質溫度亦不一樣，這種現(xiàn)象就稱為過熱器和再熱器的熱偏差。為了分析各根管子的熱偏差程度大小，為此引入平均管、偏差管與熱偏差系數(shù)的定義。管子焓增等于管組平均焓增的管子稱為平均管；焓增大于管組平均焓增的管子，稱為偏差管。 （2-1）式子中角標和分別表示整個管組的平均值和所檢測管子（“偏差管”）的特定值。如以角標1和2分別表示管圈進出口的數(shù)值，則有： (2-2)其中：、分別表示管組受熱面的外幣平均熱負荷、平均受熱面積和平均工質流量；、分別表示偏差管受熱面的外壁熱負荷、受熱面積和工質流量。由2.1和2.2可以得到： (2-3)式子中，和分別稱為熱負荷不均勻系

25、數(shù)，結構不均勻系數(shù)和流量不均勻系數(shù)6。2.3煙氣側熱偏差的原因四角切向燃燒鍋爐是我國目前大型火電廠的主要爐型，這種爐型憑其爐火焰充滿度高、風粉混合強烈、煤種適應性強、煤粉燃盡度高等系列優(yōu)點被普遍采用。但隨著機組容量的增大，四角切向燃燒鍋爐過熱系統(tǒng)的局部超溫爆管問題比較突出。研究發(fā)現(xiàn)其對流煙道左右兩側的煙溫偏差非常明顯，多數(shù)鍋爐煙溫偏差達到 100以上，有的甚至高達 270以上8。對流煙道煙速煙溫偏差是受熱面沿煙道寬度吸熱不均、導致熱偏差的一個重要原因。而引起對流煙道煙速煙溫偏差的一個重要原因就是爐膛出口存在的殘余旋轉。此外，鍋爐運行中出現(xiàn)的非正常工況也會引起或加劇煙氣側熱偏差7。2.3.1煙速

26、偏差形成機理由爐氣流流動特點知道，進入屏區(qū)的氣流軸向上升速度沿爐寬方向基本上是左右對稱的，左右兩側速度高，中部速度低， 這樣進入屏區(qū)中間通道的氣流流量小，流速低，而進入屏區(qū)左右兩側通道的氣流流量大，流速高1617。對于爐左側氣流，其切向速度方向與對流煙道煙氣流動方向相反，在軸向上升速度的作用下，氣流流向爐前方向，由于前墻的阻擋作用，大部分煙氣經屏區(qū)上部轉向流入對流煙道，一部分煙氣則經過分割屏與前墻的間隙繞流至屏區(qū)右側。而右側氣流由于切向速度方向指向爐后，氣流在進入屏區(qū)后上升很短的高度就進入對流煙道，相對左側氣流而言，右側氣流發(fā)生了“短路”。屏區(qū)左右兩側氣流流動,這樣就造成爐膛出口截面上總體形成

27、右側煙速大于左側的分布狀況，而且整個截面上的速度分布實質上是沿高度和寬度方向上均呈現(xiàn)明顯的不均勻性，也就是在對流煙道入口截面的下部，右側煙氣平均速度顯著大于左側，而在上部則是左側氣流平均速度大于右側，最大煙氣流速出現(xiàn)在水平煙道的右下側。因此，對流煙道形成左右兩側煙氣速度偏差的根本原因是由于爐膛上升旋轉氣流的殘余旋轉導致煙氣在屏區(qū)左右兩側的流動差異，造成了煙氣速度沿爐膛高度和寬度方向上的不均性8。2.3.2 影響煙溫偏差大小的因素現(xiàn)代鍋爐向大容量、高參數(shù)發(fā)展，爐膛斷面和煙道寬度相應增大，爐膛火焰中心容易發(fā)生偏斜，爐沿高度與寬度的熱負荷分布不均，而且隨容量的增加，爐膛出口氣流殘余旋轉相應增大，致使

28、對流煙道的煙速煙溫偏差更加嚴重。大量鍋爐局部超溫分析表明，煙溫偏差是造成受熱面超溫爆管的一個主要原因，因此有必要對影響煙溫偏差大小的因素進行一定的分析。1、 爐膛結構因素9(1)爐膛斷面形狀燃燒器四角布置切向燃燒的爐膛，若爐膛斷面設計成正方形或接近正方形，即爐膛寬深比 a/b1.2 時，射流兩側的補氣條件就會發(fā)生顯著的差異，射流卷吸煙氣后將使兩側的壓力差別也大，從而使射流偏斜，不但燃燒的實際切圓直徑增大，而且火焰中心也易發(fā)生偏移，爐四面水冷壁的熱負荷分布不均變大；加之爐膛出口氣流殘余扭轉增大，煙道中煙速煙溫偏差增大，使煙道中的過熱器再熱器的汽溫偏差增大。圖 2-1 爐膛燃燒器處斷面形狀 (2)

29、爐膛燃燒高度煙溫偏差與燃燒器最上層含粉氣流噴口至水平煙道下沿的距離 h 有關，h 越大，爐膛水冷壁受熱面的冷卻能力越強，氣流旋轉衰減的歷程越長，爐膛出口殘余旋轉越小，爐膛出口平均煙溫越低，煙溫偏差就越小。此外，煙溫偏差的大小與爐膛深度和水平煙道高度的比值也有一定的關系。(3)燃燒假想切圓直徑國外的試驗與運行實踐證實，切向燃燒爐膛中的實際切圓直徑遠比設計值大，且實際切圓直徑隨假想切圓直徑增大而增大。切圓直徑增大，有利于煤粉氣流著火和燃盡，但過大的切圓直徑易使氣流偏斜貼壁，殘余旋轉過大，使煙溫、汽溫偏差增加。(4)煙氣走廊對流煙道中過熱器和再熱器受熱面下沿與煙道底部壁面之間通常存在比較大的空隙，即

30、所謂的煙氣走廊，由于此區(qū)域的阻力較小，從爐膛出口流出的部分煙氣流向這里，使該處的煙速煙溫偏差加大。2.運行工況因素10(1)運行方式(2)燃燒煤種偏離設計煤種(3)一、二次風配風比(4)燃燒器四角風粉不均勻(5)煤粉細度(6)三次風的影響（7）負荷變化快慢由于電網(wǎng)調度的需要，機組負荷經常進行大幅度變化，如果燃燒器層數(shù)與磨煤機投、停調整不當，會造成著火推遲和火焰中心上移等問題，使爐膛出口煙溫上升，加劇爐膛出口的煙溫偏差。總之，由于影響爐燃燒工況的因素復雜多變，運行調整工況的優(yōu)劣也影響到煙溫偏差的大小。2.4蒸汽側流量偏差原因國人員對引起受熱面工質流量分布不均原因的研究進行得比較早，取得了較為成熟

31、的理論成果，并運用于實踐。根據(jù)研究結果，引起工質流量分配不均的原因可以歸結為三方面的原因11：（1）由集箱效應引起的屏（片）間流量分配不均；（2）由于各排管子結構差異引起的管間流量不均；由流體力學的基本理論： （2-4）可知，壓差一定時，阻力系數(shù) Z 與流量 G 的平方成反比，所以管子結構的差異將引起管子流量分配的不均。（3）由熱效應引起的流量分配不均。熱效流量偏差是由于各管圈吸熱量差異引起的。從式 2.4 可以看出，壓差與阻力系數(shù)一定時，工質比容與流量的平方成反比。由于屏間和管間熱負荷不均的存在而導致各管圈吸熱量的不同，必然加劇各管圈流量分配的不均性。從以上概述可以知道，沿煙道寬度上各排管子

32、之間流量的分布主要取決于進出口集箱中沿軸向方向上靜壓的分布和各排管子幾何特性的偏差以與由熱偏差引起的工質比容偏差?，F(xiàn)代大型鍋爐由于煙道寬度尺寸相對鍋爐容量的增加而增長較慢以與為了簡化系統(tǒng)和實現(xiàn)工質的充分混合，多采用大口徑連接管集中引入引出，集箱的效應在熱偏差計算中不可忽視12。2.4.1 引起屏間流量偏差的原因1.典型集箱布置型式許多電站鍋爐過熱器和再熱器管組的分配、匯流集箱直徑設計的太小或引入引出方式不當，且大型鍋爐的集箱長度較長，蒸汽在集箱軸向方向上的靜壓發(fā)生較大的變化而造成非常大的屏（片）間流量偏差。典型集箱布置型式如 Z 型和 U 型，集箱中靜壓變化情況如圖 2-3（a）和圖 2-3（

33、b）所示。2.非典型集箱布置型式 大型鍋爐為簡化系統(tǒng)或減小集箱長度方向流量分布不均，多采用徑向引入、引出的三通聯(lián)接方式。分配集箱和匯流集箱的引入和引出方式既非軸向又不是沿徑向均勻分布的。這種集箱中的靜壓變化比較復雜，各管子流量偏差系數(shù)的計算比較繁瑣。 (a)Z型 (b)U型圖 2-6集箱與其靜壓變化根據(jù)國對過熱系統(tǒng)帶三通集箱流量分布的冷態(tài)?；囼灲Y果分析知道：在集箱三通區(qū)域氣流急轉形成渦流，渦流區(qū)的靜壓急劇降低是造成該區(qū)域管排流量減少進而導致受熱面超溫爆管的主要原因28。由于該類集箱靜壓分布比較復雜，還有待進一步的研究13。2.4.2 引起管間流量偏差的原因大型鍋爐的過熱器、再熱器管束由多列并

34、聯(lián)的管屏組成，每片管屏并聯(lián)的管子根數(shù)一般都在 4 根以上，多的達到 15 根以上2。由于同一管屏中各套管長度、管徑與材質不同，各管的阻力系數(shù)不同，從而使各管的流量不同14。由流體力學的理論可以知道，管子的折算阻力系數(shù)Z 的表達式： （2-5）其中： 、分別為管子的摩擦阻力系數(shù)和局部阻力系數(shù)；l、 d分別為管子的長度和管子徑。從表達式可以看出，管子長度、徑或管材不同時，管子阻力系數(shù)是不同的。至于管材不同時，按我國“電站鍋爐水動力計算計算方法”中的數(shù)據(jù)計算，在管子徑為 0.020.05m 圍，奧氏體鋼的每米摩擦阻力系數(shù)值是珠光體鋼值的 0.60.65 左右。因此，即使并聯(lián)各管的長度、徑以與局部阻力

35、一樣時，材質不同流量也會不同15。2.4.3 過熱系統(tǒng)管組易產生流量不均的類型1.屏式過熱器屏式過熱器同一片屏中的并聯(lián)管排數(shù)目一般不算較多，集箱中的最大蒸汽流速較低，集箱中軸向靜壓變化所引起的屏間流量偏差不是很大。但是由于同屏各管具有顯著的長度偏差、徑偏差或管材差異，從而引起的管間流量偏差則是不應忽視的。當同屏熱偏差很大時，由蒸汽比體積引起的流量偏差也會有一定的數(shù)值17。2.對流過熱器大型鍋爐的對流過熱器由于集箱中蒸汽流速高，動壓頭大，不論是幾個管系之間，一個管系中的各管組之間，還是一個管組中的各并聯(lián)管子之間，都可能由于集箱中的靜壓變化過大產生較大的流量偏差。3.再熱器再熱器受熱面有兩個突出的

36、特點：一是管組中并聯(lián)管子數(shù)目多，管徑粗，管組的設計阻力??；二是蒸汽參數(shù)低，蒸汽在集箱中的流速高，分配、匯流集箱中的動壓頭和最大靜壓差和較大。因此，再熱器管組非常容易產生由集箱靜壓變化所造成的流量偏差。第3章 過熱器熱偏差基本計算方法3.1概述鑒于過熱系統(tǒng)熱偏差問題的嚴重性，如何保證過熱系統(tǒng)受熱面的可靠運行，是鍋爐設計和實際運行中的關鍵問題。因此，準確計算過熱器受熱面熱偏差大小與管子壁溫就尤為重要。現(xiàn)代大型鍋爐因其顯著的幾個特點使聯(lián)熱力計算標準中關于熱偏差與壁溫計算的方法已不再適應。原有壁溫計算方法的不足有以下幾點18：（1）原方法認為蒸汽流量最小的管子正好熱負荷最大，而實際運行實踐證明，情況并

37、非如此；（2）在計算校核點的平均汽溫時，沒有考慮到各管段吸熱能力的不同，即取傳熱系數(shù)為定值；（3）在確定計算點周向平均熱負荷時，沒有考慮到管束前煙氣空間的影響。因此，改進原有計算方法中的不足之處，采用比較合理的計算方法準確計算實際危險點的管壁溫度，便成為當前鍋爐設計和超溫爆管事故改造過程中亟待解決的突出問題。國人員對熱偏差和壁溫計算方法進行了不斷的研究和改進，并取得了一定的成效。近年來，數(shù)值模擬方法逐漸用于爐空氣動力場的研究，并嘗試應用于爐膛溫度場的計算，希望通過考慮火焰輻射傳熱計算關系，給出爐膛部與出口煙氣溫度分布，以二維煙溫分布計算壁溫，使壁溫計算更具針對性，反映鍋爐結構、燃燒特點對壁溫分

38、布的影響。這些理論的可行性有待進一步研究和論證。本章的重點就是建立合理的熱偏差計算模型，采用適于工程應用的數(shù)值計算方法，結合實例進行計算應用和分析19。3.2 熱負荷不均系數(shù)計算由熱偏差的成因知，受熱面管組與并聯(lián)管子接受的熱負荷分布不均是產生屏間與同屏熱偏差的一個主要因素。比較準確地計算管段的吸熱量和管段計算點處的最大熱負荷強度，是熱偏差計算中的重要環(huán)節(jié)。在吸熱不均系數(shù)計算中，就幾個比較重要的方面進行分析。3.2.1 沿爐膛寬度熱負荷不均勻系數(shù)布置于爐膛上部出口區(qū)域的屏式過熱器沿寬度方向的熱負荷不均系數(shù)可以由圖 3-1 中的曲線29查取，也可以通過差值方法把曲線擬合成公式的形式，便于程序計算。

39、爐膛出口沿寬度方向熱負荷不均系的計算公式為20： （3-1）式3.1中X代表爐膛相對寬度。3.2.2 沿對流煙道寬度的吸熱不均勻系數(shù)爐膛出口煙氣在進入對流煙道時，由于殘余扭轉的存在，使沿煙道寬度方向上的煙速煙溫分布不均，煙氣對各管屏（片）的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)和傳熱量不同，造成沿煙道寬度各管屏熱負荷的不均勻。對流煙道中沿寬度的吸熱不均勻系數(shù)與下列因素有關21：圖 3-1 切向燃燒固態(tài)排渣煤粉爐爐膛出口（1）鍋爐寬度愈寬，沿煙道寬度的煙溫偏差愈大，熱負荷最高處的吸熱不均勻系數(shù)值愈大；（2）沿煙氣流程熱力不均勻性逐漸減小，即隨著煙氣平均溫度的降低，吸熱不均勻系數(shù)的最大值逐漸減小；（3）隨煙氣與介質之間的溫

40、壓減小，吸熱不均系數(shù)增大；（4）一般來說，切向燃燒方式沿煙道寬度的吸熱不均勻分布曲線比較固定，可能是中間高兩側低，曲線沿煙道中心對稱分布，如圖 3-2（a）的曲線 1，或者熱負荷最高點位置偏向煙道某側,如圖 3-2（a）中的曲線 2；也可能是呈馬鞍型的如 3-2（b）曲線22。(a) (b)圖3-2沿煙道寬度吸熱不均系數(shù)分布根據(jù)國大量的試驗結果分析，容量在 100MW 與以下的切向燃燒鍋爐，爐膛出口與對流煙道沿寬度的熱力不均勻系數(shù)的一般在 1.21.25 圍。隨著鍋爐容量的增加，如 300MW 和 600MW機組鍋爐，切向燃燒方式的爐膛出口煙速煙溫的偏差加劇，爐膛出口煙溫偏差有的高達 100以

41、上。有的鍋爐其對流煙煙道中過熱系統(tǒng)受熱面沿煙道寬度的熱力不均勻系數(shù)最大值達到 1.31.4，甚至以上的數(shù)值23。令煙道寬度為 a，坐標原點定位在煙道左端處，絕對坐標 x 的相對坐標為 X=x/a，由第二章的容知道，沿煙道寬度的吸熱不均系數(shù)分布函數(shù)為： （3-2）若過熱器再熱器沿煙道寬度沒有分成幾段，可認為集箱長度 L=a。利用已知的幾個條件可以求出函數(shù)中的五個待定系數(shù)24。（1）時，；（2）時，；（3）時，；（4）時，曲線在此處具有極大值，曲線在此處的斜率為零，即；（5）曲線下面積應等于1，即積分利用五個已知條件可得以下方程組 （3-3）通過解上列線性方程組，可以得到各系數(shù)的值。根據(jù)合理的假設

42、條件，本節(jié)求出了最大吸熱不均系數(shù)時，吸熱不均系數(shù)函數(shù)呈對稱布置和偏向右側四分之一煙道的函數(shù)表達式。1、 沿上升煙道寬度當時；對稱分布函數(shù)： （3-4）當時；非對稱分布函數(shù)： （3-5）2、 沿水平煙道寬度 當時；對稱分布函數(shù)： （3-6） 當時；非對稱分布函數(shù)： （3-7）根據(jù)吸熱不均系數(shù)分布函數(shù)，計算了330MW自然循環(huán)鍋爐高溫過熱器沿煙道寬度方向熱力不均系數(shù)。假設坐標原點取在煙道左端，從左端開始，受熱面每一管屏對應一個坐標，可以求出每一管屏處的吸熱不均系數(shù)。鍋爐過熱器吸熱不均系數(shù)分布情況如圖 3-3 的曲線所示25。圖 3-3 高過各管屏對應的吸熱不均系數(shù)根據(jù)吸熱不均分布函數(shù)可以求出每級受

43、熱面每片管屏對應的吸熱不均勻系數(shù)，便于準確計算管段出口汽溫和危險點的壁溫。3.3 熱偏差計算相關參數(shù)的確定3.3.1 受熱面偏差系數(shù)的確定 設屏中任一管段 ，其長度為 ，它接受屏間煙氣輻射的面積為 ,接受爐膛輻射的受熱面積為 。對每片屏中的中間管而言，每米長中間管段接受屏間煙氣輻射的面積為，其總輻射受熱面包括左右兩側，其值為，其中 為屏間煙氣對管段的角系數(shù)，其計算式為： （3-8）式 3.18 中：管子外徑（）；管子縱向節(jié)距（）；兩管切線與垂直方向上的直徑的夾角（）。令，則有：（） （3-9）其中稱為中間管的面積折算系數(shù)。那么，管段a的受熱面偏差系數(shù)定義計算式為： （3-10） 另外，令，稱為

44、管段a的爐膛輻射因數(shù)。就幾種情況下受熱面偏差系數(shù)的具體計算方法作一些說明：1、管間煙氣輻射受熱面偏差系數(shù) 根據(jù)輻射受熱面積差異，屏中各種管段類型一般可分為六種，且對應一定的受熱面偏差系數(shù)計算公式a. 一般中間管：由受熱面偏差系數(shù)定義，； （3-11）b. 首排管和末排管：； （3-12）c. 懸空管：； （3-13）d. 緊貼管：； （3-14）e. 兩面相鄰節(jié)距不同的管段： （3-15）2、對流受熱面偏差系數(shù)a.首排管和末排管：； （3-16）B.其他管段： （3-17）3.3.2管前煙室輻射因數(shù)的確定屏式過熱器或再熱器垂直于煙氣輻射的各管排:第一排管：（3-18）第 1 排管的值可由計算式

45、求出，也可以根據(jù)管子的縱向節(jié)距比由圖 3-4中曲線查取。圖 3-4 面向輻射的第一排管子 p 值第 2 排管與以后各管： （3-19）第 2 排與以后各排的可由圖 3-5 中的曲線13查取，圖中代表校驗管中心到首排管外側管線的距離，是管子的橫向節(jié)距。圖 3-5 示意圖圖 3-6 垂至于輻射方向第 2 排與以后各排管子的 p 值3.3.3 對流管束前后煙室容積各排管子的輻射角系數(shù) 表3.1各系數(shù)值（橫行為系數(shù)縱行為管排號）ABCDEF1-0.0033260.058543-0.402371.3642-2.42432.43762-0.0016140.020956-0.0849250.0467560.

46、38318-0.365033-0.0010750.001744-0.10450.2685-0.221010.04046840.00099-0.005940.024824-0.0360420.031595-0.01524150-0.000990.006372-0.0196230.048878-0.036159600000.02-0.03布置在倒 U 型爐膛水平煙道中的過熱器和再熱器管組中各排管子接收管組前、后煙氣容積的輻射角系數(shù)一般隨縱向節(jié)距比變化很小，且變化不大。各排管子的輻射角系數(shù)隨變化較大，可以由各排計算式來求。輻射角系數(shù)計算公式的通用表達式可以如下表示： （3-20）式中 A、 B 、C

47、 、 D 、 E 和 F 表示待定系數(shù)。本節(jié)求出了對流管束前后煙氣容積對第 16 排管子的輻射角系數(shù) x ，其計算式子的對應系數(shù)匯總在表 3.1 。3.4 并聯(lián)管組流量偏差計算3.4.1 屏間流量偏差計算沿集箱長度方向上并聯(lián)各管屏流量計算時，可以把每一片管屏視為分配與匯流集箱之間的一根當量支管，根據(jù)管屏結構數(shù)據(jù)與管屏材料特性，計算出每根當量支管的阻力系數(shù)。在已知沿分配與匯流集箱軸向靜壓分布規(guī)律和各當量支管阻力系數(shù)條件下，根據(jù)流體力學關于壓差、阻力系數(shù)與流量之間的基本關系式，通過流量迭代計算可以得到每根當量支管的蒸汽流量25。為方便分析，引入任意一根管子的流量系數(shù) ，即： （3-21）其中：為該

48、管子工質平均比容，在初始計算時，可認為并聯(lián)各當量支管的一樣，取管組進出口工質比容的算術平均值23。設為并聯(lián)管組中任一根支管的質量流量，由管子進、出口壓差和流量的關系得： （3-22）根據(jù)前面章節(jié)的只是可以得到： （3-23）代入式3.45得： （3-24）假設并聯(lián)當量支管根數(shù)為n根，根據(jù)3.26可得n個方程： （3-25）加上流量守恒方程得到n+1個方程組 （3-26）由第一根和第（x+1）跟支管的方程簡整理得到： （3-27）令，則有： （3-28）其中、 都與各管流量無關，均可從原始數(shù)據(jù)中求得，因此也是已知數(shù)據(jù)。在式 3.29中，只有流量未知，可以通過 n 個方程預先假定 3 個第一根當量

49、管的流量、，代入下面化簡后的 n 個方程，可以算出三個對應的總流量、，利用圖解逐步逼近法可以求得符合條件的第一根支管的流量，把代入方程組，依次可以求出其它各支管的流量?；喓蟮?n 個方程為： （3-29）同樣，可以在式 3.30 兩邊同時除于當量支管的平均流量，可以得到關于流量不均系數(shù)的計算關系式： （3-30）引入管子系數(shù)，其表達式為： （3-31）其中：管組結構系數(shù) （3-32）管組總截面積（）；分配集箱截面積（）；分配集箱進口動壓，且（）；分配集箱進口流速（m/s）。則式 3.32可以寫成： （3-33）可以假定第一支管的三個流量不均系數(shù)進行與流量相似的計算，可以計算各支管的流量不均系

50、數(shù)。在計算屏間流量不均系數(shù)時，因為通常情況下，每片管屏之間的結構差異不大，當量支管的流量系數(shù)也差別不大，可以近似認為 ko/kx1，誤差很小，簡化了計算過程。對于同屏各管流量計算時，因并聯(lián)各管阻力系數(shù)差異較大，各流量系數(shù)就不一樣28。根據(jù)式 3.30 計算330MW自然循環(huán)鍋爐屏過、高過屏間流量不均系數(shù)的分布情況如圖3-7 中的（a）、（b）。屏式過熱器管屏數(shù)為 18 片，高溫過熱器管屏數(shù)為 30 片，高溫再熱器管屏數(shù)為 60 片。在計算片間流量偏差時，取高再當量支管數(shù)為 20 根、。高過和高再分配、匯流集箱2。圖 3-7(a) 屏過屏間流量不均勻系數(shù)曲線圖 3-7(b) 高過片間流量不均勻系

51、數(shù)曲線3.4.2 同屏管間流量偏差計算由引起同屏管間流量偏差的原因分析知道，即使并列管圈兩端的壓差 相等，也會由于各套管子的阻力系數(shù)不同與吸熱差別造成的蒸汽比容不同而引起流量不同。在過熱系統(tǒng)受熱面中，同片各套管子可能有若干段組成，其管徑、長度、局部阻力、管材可能各不一樣，借之以平衡管子之間的流量偏差。同屏各套管的流量分配是在壓力平衡和流量平衡兩個條件下進行的，也就是同屏各套管兩端蒸汽壓差相等以與各套管蒸汽流量之和等于該列管屏總的工質流量。由于各管間的流量分配不但與各管的幾何參數(shù)有關，還與蒸汽參數(shù)有關，而蒸汽參數(shù)又與吸熱量與流量有關。因此，各管流量的計算分兩個階段進行29：（1）初步采用簡化方法

52、計算，直接計算出各管的流量；（2）等各段工質溫度確定之后，獲得各管出口的蒸汽焓值，重新計算各管的平均比容，加上平均壓力，再利用兩個平衡條件求解考慮了各管蒸汽比容差異的各管流量，至到誤差滿足一定的要求為止。下面介紹一種初步的計算方法：假設某過熱器受熱面有 N 列管屏，同屏有 n 套管子，假設第 j 管屏的蒸汽總流量為 （kg/s）；可以通過屏間流量分配計算得到，可以使管間流量計算結果更為準確。該管屏各管兩端的壓差為，設第i套管子的總阻力系數(shù)為，該管子的質量流量為，管子徑為；設管組的標準徑為與各套管各段工質比容均為一致。各套管的壓力平衡方程： （3-34） 化簡得到： （3-35） 第j管屏流量平

53、衡方程為： （3-36）以上兩個方程便是各套管流量初步計算的數(shù)學模型，根據(jù)數(shù)學模型編制了管間流量迭代計算程序。在計算時，首先假定一個迭代初始值,由式 3.35 解出各套管流量，再代入式 3.36 進行驗算，不符合時修正值，至到誤差小于規(guī)定值時為止。3.5熱偏差系數(shù)計算根據(jù)熱偏差系數(shù)的定義，在計算出受熱面各管屏或各管子吸熱不均系數(shù)、流量不均系數(shù)與結構不均系數(shù),后，受熱面管屏或管子的熱偏差系數(shù)就可以由其表達式計算；或者根據(jù)熱力計算得到管組中計算管i 自蒸汽進口到計算點的焓增以與相應區(qū)段管組的平均焓增求得對應管段的熱偏差系數(shù)，即： （3-37）由計算分析知道，熱偏差系數(shù)最大的管子不一定是熱負荷最大的管子，也不一定是流量最小的管子。如果不是對每根管子都進行計算，在選擇計算管時，應著眼于金屬壁溫有可能最高的一些管子，可以先核算幾點，如最大、最小與最大的點，最后確定計算管30。(a)額定負荷 (b)最大負荷圖 3-8 后屏屏間偏差曲線(a)額定負荷 (b)最大負荷圖 3-9 高過片間偏差曲線根據(jù)熱偏差系數(shù)計算方法分別對1109t/h自然循環(huán)鍋爐屏過、