电站锅炉高温对流受热面管壁温度的校核算法

动 力 工 程 POW ER EN G IN EER IN G
文章编号: 100026761 (2002) 0321768204
电站锅炉高温对流受热面管壁 温度的校核算法
V o l. 22 N o. 3 June 2002
阎维平, 陈华桂, 叶学民, 梁秀俊
(华北电力大学, 保定 071003)
°C
差的设计值
再热器平均热负
荷
k管吸热量
荷
kW m 2 计算
数值 475 2. 6 809 540 2. 45 714 570 14. 71 21. 03
(4) 在沿管长热负荷分布的约束条件下, 由 校核管进口工质温度及焓值逐段计算出各段的出 口工质温度, 直至管的出口工质温度。计算误差要 求计算的出口工质温度与 (2) 中给定的出口工质 温度吻合, 从而得到沿管长工质温度变化示于表
关键词: 电站锅炉; 对流受热面; 壁温计算 中图分类号: T K 212 文献标识码: A
0 前言
随现代大型电站锅炉的容量和参数不断提
高, 使锅炉受热面, 特别是过热器和再热器的管壁
温度非常接近于其材料的安全极限。 电站锅炉运
行事故发生最多的是过热器和再热器的爆管, 其
原因主要是由于壁温计算方法不完善或运行方式
在实际壁温计算中发现, 直接应用该推荐方
法存在不少问题, 譬如, 在计算校核截面的平均汽
温时, 没有考虑沿管长的各管段吸热能力的差别,
即, 将传热系数取为定值; 在计算管屏前、屏间、屏
后、烟气辐射时取的是平均烟温, 没有考虑烟温沿
受热管长度的不同; 完全没有考虑同屏各管间的
水力不均匀性。因此, 有人在此算法的基础上提出
差, 从而使计算截面的工质温度更接近实际温度。 但是, 该方法在合理分配各管段的局部热负荷方 面仍可能与实际情况有偏差。
2 计算步骤和算例
以上海锅炉厂生产的 400t h 超高压锅炉的 对流再热器管屏为例来说明计算步骤[5]。 再热器 管径及壁厚为 42mm ×5. 5mm , 沿宽度 104 排, 横 向节距 90mm , 每排 5 根管。同屏各管长见表 1, 管 屏结构见图 1 所示, 以最外圈管 (编号 1) 为计算 对象 (图 2) , 主要依据的热力参数示于表 1。 计算 流程如图 3 所示, 具体步骤说明如下。 (1) 依据同屏各管的进出口工质压力降相 等, 且已知管屏的工质总流量, 由同屏各管的阻力 特性, 计算分配至各管 (含校核管) 的工质流量;
Q qd ——计算管段相对与每 kg 燃料的吸热 量, kJ kg
B j ——计算燃料量, kg h D z j ——管内蒸汽流量, kg h
Q qd =
Q
d qd
+
Q
f qd
式中
Q
d qd
——
计算管段的对流吸热量和管间辐射
吸热量, kJ kg
Q
f qd
——
计算管段从炉膛或相邻气室的辐射
吸热量, kJ kg
不合理, 并且缺乏可靠的监测手段, 而使部分管子
长期超温所致。
目前, 国内仍主要依据原苏联热力计算标准
(73 年) 所推荐的壁温计算方法[1], 受热管校核截
面的管壁最高温度由式 (1) 计算得到。此式的关键
参数是计算该截面处的管内工质的平均温度, 也
就是确定从进口处逐段到计算截面的工质焓增
(由式 (2) 计算)。 显然, 该截面处工质温度计算的
31. 77 39. 30 43. 91 26. 23 21. 97 28. 51 23. 76 15. 46
第 3 期
动 力 工 程
·1771·
表 4 管壁温度
位置
单位
A
B
C
D
E
F
G
H
I
管壁温度
°C
542
584
594
572
568
579
591
592
(5) 由已知的参数和数据, 计算式 (1) 的第二 项, 其中最大热负荷值是在沿管长的热负荷分布 的基础上并考虑了相应的热偏差计算得到的, 沿 各管段的计算值示于表 3;
参考文献:
[1 ] 北京锅炉厂译. 原苏联《锅炉机组热力计算标准方法》[M ]. 机械工业出版社, 1976.
[ 2 ] 刘林华, 王孟浩, 杨宗煊. 电站锅炉过热器和再热器壁温计算 的一种新方法[J ]. 动力工程, 1995, 15 (2) : 1～ 4.
图 1 再热器管屏结构示意图
图 2 最外圈管分段图
表 1 同屏各管长度及流量分配
管编号
1
2
3
4
5
总长 (m ) 17. 57 17. 39 17. 36 17. 72 18. 46
各管流量 0. 1882 0. 1885 0. 1881 0. 1871
(kg s)
0. 1829
·1770·
动 力 工 程
在计算中发现: 沿受热面高度方向的温度场 分布规律对各管段的热负荷分布有很大的影响, 进而影响最终的壁温计算结果, 这有赖于实际检
测或可靠的数值计算结果。另外, 在条件允许的条 件下, 将被校核管划分为更多的管段会进一步提 高计算的精度。
4 结论
本文提出的壁温算法优于以往算法之处是在 计算校核截面的工质温度的过程中增加了热力约 束条件, 因此计算截面的工质温度更接近实际温 度。计算实例表明: 计算得到的最高壁温位置与实 际超温爆管的位置吻合, 计算步骤清晰, 也比较易 于实现。但是, 该方法在合理分配各管段的局部热 负荷方面仍可能与实际情况有偏差。
运行等方面的研究与应用开发。已发表学术论文 60 多篇, 著 书 1 本。
Κ——管壁金属导热系数,W m °C
Α2 ——管壁向被加热工质的放热系数,W m °C qmax ——壁温校核点最大热负荷,W m °C
∃ ix =
ΓkB jQ qd
D zj
(2)
式中 Γk ——计算管组沿烟道宽度的吸热不均匀 系数
3;
(2) 由现场实际检测的或考虑了热偏差的再
热器管组和被校核管的进出口工质设计温度, 计
算得到该管的总吸热量, 并换算成基于该管对流
受热面积的平均热负荷;
( 3) 将校核管划分为 10 段, 其中炉外 2 段
(图 2)。首先, 在分析校核管外部与烟气的传热状
况的基础上计算各段的热负荷。 在各段传热计算
第 22 卷
表 2 主要热力参数
单位
来源或依据
入口平均汽温
入口集箱测量值
°C
或设计值
入口汽压
M Pa
入口集箱测量值 或设计值
进口烟气平均温
测量值或
度
°C
设计值
出口平均汽温
出口集箱测量值
°C
或设计值
出口汽压
M Pa
出口集箱测量值 或设计值
出口烟气平均温
度
°C 由热平衡计算
1 号管出口汽温
实测值或考虑热偏
(6) 根据式 (1) 计算出沿管长各点的管壁温 度, 管壁温度变化示于表 4。
3 计算结果分析
由表 4 的计算结果, 被校核管的的最高管壁 温度 594°C 位于 D 点附近, 即计算得到的最高壁 温位于首排管的迎风下弯头处, 工作条件最为恶 劣, 这与实际发生的大多数超温爆管的位置吻合。 另外, 在接近出口段处管壁温度也处于较高的水 平, 但由于该处烟气冲刷较弱, 一般发生爆管的情 况较少见。F 点处的管壁温度较低, 这与在计算中 将此段管作为纵向冲刷考虑有关。但是, 由于炉内 壁温不易检测, 因此无法直接对管壁温度的绝对 值进行对比验证。
800 70 22. 3 275 21. 59 537
8 3. 38 0. 446 1064 760 70. 5 22. 1 223 18. 00 539
9 3. 38 0. 446 1053 690 71. 3 20. 6 131 11. 72 558
10 1. 498
0
570
qm ax
kW m 2
kbjqqd计算管组沿烟道宽度的吸热不均匀系数计算管段的对流吸热量和管间辐射吸热量kj计算管段从炉膛或相邻气室的辐射吸热量kj在实际壁温计算中发现直接应用该推荐方法存在不少问题譬如在计算校核截面的平均汽后烟气辐射时取的是平均烟温没有考虑烟温沿受热管长度的不同
第 22 卷 第 3 期 ·1768·2002 年 6 月
首先, 通过计算被校核管屏的同屏各管的阻 力特性, 求出校核管内的工质流量[4]。 然后, 根据 被校核管的工质流量和进出口温度及压力, 确定 该管的吸热量 (既沿全部管长的平均热负荷) , 并 将此作为热力约束条件。另外, 根据管组工质侧和 烟气侧的热平衡关系, 得到管组烟气进口或出口 温度, 并考虑烟气沿宽度的放热不均匀性。
了一些改进的算法[2, 3], 主要集中在更细致地考虑
了各种因素引起的热偏差, 使在原有基础上建立
的模型更趋于合理。
第 3 期
动 力 工 程
·1769·
但是, 在以往的算法中, 一般均计算到校核截 面的工质温度, 然后由式 (1) 计算出管壁温度。 我 们在实际计算中发现: 如果对被校核管从校核截 面一直计算到管的出口截面, 在绝大多数情况下, 会出现出口工质温度的计算值与设计值 (考虑了 热偏差) 或实际测量值或多或少地存在偏差。 显 然, 偏高或偏低均说明校核截面的工质温度计算 值与实际值存在偏差, 由此计算的管壁温度也就 不可避免地存在相应的偏差。其主要原因在于: 计 算各管段传热时, 部分有关参数的选取均有一定 的范围。 因此, 不可避免地存在取值倾向 (趋高或 趋低) 的人为因素, 并以同样的趋势影响所有管段 的传热计算结果, 譬如, 灰污系数等。所以, 尽管以 往算法在管段传热计算的细节上不断完善, 但是, 存在的主要问题是对计算结果尚没有一个直接或 间接的校核手段, 难以检验计算结果的可靠程度。
中考虑了沿高度方向上的烟气温度变化和烟气冲
刷各个不同管段的差别, 并反复计算以满足各段
管长与对应的局部热负荷乘积之和等于管总长与
平均热负荷之积, 最后作出沿管长的热负荷分布
(表 3) ;
表 3 计算汇总
图 3 计算流程示意图
管段 长度 受热面积 管内放热系数 各段平均烟温 管外对流放热系数 烟气辐射放热系数 传热温差 各段平均热负荷 各段进口 工质温度
4 0. 263 0. 035 1076
900 76. 7 28. 3 380 33. 26 531
5 0. 263 0. 035 1074
875 41 24. 2 354 19. 87 534
6 0. 263 0. 035 1073
825 40. 5 23. 1 302 16. 64 536
7 0. 263 0. 035 1072
本文探讨了一种新的计算高温对流受热管壁 温的思路, 从被校核管的局部能量和质量平衡原 理出发, 以较准确的进出口工质温度的测量值或 合理考虑了热偏差的设计值为依据得出该管的实 际吸热量, 并以此作为约束条件进行校核计算。
1 基于热力约束条件的壁温计算方 法
在进行壁温计算时所必需的条件包括: 管组 工质流量, 管组进出口工质平均温度和压力 (由设 计值或直接测量值) , 管组进口 (或出口) 烟温 (由 设计值、间接计算或测量值) , 被校核管进出口工 质温度 (实测或设计值) , 及管排结构数据等。
摘 要: 提出了一种计算高温对流受热面管壁最高温度的校核算法, 该方法基于局部能量和质量平衡的热
力约束条件, 与以往算法的主要区别是具有可校验性, 因此计算结果更接近实际情况。 文中叙述了该算法的 原理, 并以一实例说明其计算步骤, 对计算的结果进行了讨论。 该算法对改进高温对流受热面的壁温设计方 法以及运行中壁温监测具有重要的实际价值。 图 3 表 3 参 5
按各管段在炉内的位置及吸热强弱沿流程将 被校核管分为若干段, 合理分配每一管段的局部 热负荷值, 并满足各管段局部吸热量之和等于沿 管长总的吸热量这一约束条件。然后, 逐段计算各 段的传热, 进而求出沿管长的工质温度分布。 最 后, 由式 (1) 计算出计算截面和管壁金属温度。 显 然, 由于约束条件的限制, 不会出现计算的出口蒸 汽温度与设计温度值或实际测量的温度值的偏
准确性, 对壁温计算的准确性有十分重大的影响。
tb =
tgz + ∃ tΣ + ΒΛqm ax
∆ Κ
1 1+
Β+
1 Α2
(1)
式中 tgz ——计算截面上工质平均温度, °C
Λ—— 均流系数
Β—— 管子外径与内径之比
∆——管子壁厚, mm
收稿日期: 2000208204 修订日期: 2001209221 作者简介: 阎维平 (1955. 12- ) , 男, 教授, 博士生导师。 主要 从事高效低污染煤燃烧理论和技术以及电站锅炉安全经济
单位
1
m
1. 498
m2
0
W m 2C °C
W m 2C W m 2C
°C
kW m 2
°C
475
2 3. 38 0. 446 1110 775 77. 7 21. 7 289. 5 24. 07 475
3 3. 38 0. 446 1089 860 76. 9 23. 9 352 29. 73 500