高温过热器管材及壁温计算
过热蒸汽锅炉水阻力计算1
fm
总
Δ Pjb ΔP P'
2 总W /2ν
pj
Δ Pm+Δ Pjb+Δ PZW P''+Δ P
Φ 219x9 3.82 3.82 3.820 450 0.08134 9.72
Φ 38x4 17.11 3.86 3.820 3.839 352.3 450 401.15 0.07442 0.03 0.00071 58 17.644 0.00006 0.02342 0.02794 0.9 0 0.8 1.1
(4) 低温过热器管组 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 管子规格 管子长度 工质进口压力 工质出口压力 工质平均压力 工质进口温度 工质出口温度 工质平均温度 工质平均比容 管子内径 管子流通截面积 管子根数 工质流速 管子内壁绝对粗糙度 管子摩擦系数 管子摩擦阻力损失 进出口高度差 重位压差 工质由集箱进入管子 的入口介质系数 ν L P' P'' Ppj t' t'' t'
ξ
c
Δ Pjb
21 22
管子总阻力损失 锅筒出口压力
ΔP P'
MPa MPa
Δ Pm+Δ Pjb-Δ PZW P''+Δ P
二.省煤器
(1) 省煤器出口集箱至锅筒连管 1 2 5 6 7 8 9 10 11 12 13 17 18 19 22 23 24
省煤器出口集箱管子规格
管子长度 工质进口压力 工质出口压力 工质平均压力 工质平均温度 工质平均比容 省煤器出口集箱引出管 内径 管子流通截面积 管子根数 工质流速 管子内壁绝对粗糙度 省煤器出口集箱引出管 摩擦系数 管子摩擦阻力损失 进出口高度差 重位压差 管子的出口阻力系数
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。
600MW机组锅炉屏式过热器壁温测试及三维计算
600MW机组锅炉屏式过热器壁温测试及三维计算摘要：大型锅炉过热器爆管是造成机组强迫停机的重要因素之一，而大多数的爆管都是由管壁超温引起的。
因此，为了准确了解锅炉屏式过热器（屏过）的壁温分布情况，在大别山电厂超临界600MW机组锅炉屏式过热器上进行了炉内外壁温测试，实时采集了炉内壁温及炉外壁温的变化数据，找出了屏式过热器炉内外壁温的关系，并用最小二乘法拟合出二者的关联模型，并进行了三维壁温分布计算分析。
利用所拟合的屏式过热器炉内外壁温的关联模型及炉外可长久保留的测点测量出的温度t0，可以预测发生超温管段的炉内温度。
此外，利用该模型还可验证屏式过热器三维管壁温度计算程序结果的可靠性。
伴随着锅炉蒸汽参数提高及容量增大，过热器和再热器系统成为大容量锅炉本体设计中必不可少的受热面，这两部分受热面内工质的压力和温度都很高，且大多布置在烟温较高的区域，受热面温度接近管材的极限允许温度。
锅炉容量的日益增大，使过热器和再热器系统的设计和布置更趋复杂。
在炉膛出口以及各高温受热面进口截面上，烟气速度及烟温的分布偏差越来越大，使与过热器并列屏片和同屏的各个并列管间的吸热偏差及管壁所承受的壁温差也越来越大。
由于蒸汽流经管内温度不断升高，而管外的烟气温度沿烟道横截面分布不均，且沿烟气流向在不断传热，因而管内各处温度都有不同，使得有的管段温度高于整个管内的平均温度，这也是高温受热面管过热或爆管的主要原因。
要进行大型锅炉高温受热面管壁的监测和寿命预测，必需获得管子各处的温度分布。
在现有测试条件下，还无法对高温受热面炉内壁温进行长期实时监测，只能通过测定炉外壁温去推定炉内壁温。
为此，需要进行锅炉过热器内外壁温对比试验，并利用试验数据进行屏过的壁温计算。
一、试验方案炉内壁温测量及炉内外壁温对比试验需要选定过热器不同管排及内外圈管子，在其上面安装炉内壁温测点，在各种典型工况下进行炉内壁温测量及炉内外壁温对比试验，得到炉内管壁温度分布。
HG-670-13.7-YM13锅炉过热器、再热器壁温计算
拌 热散漫系数。 —
高温过热器冷段Ａ点 高温过热器冷段Ｂ点 高温过热器热段 Ｂ点 高温过热器热段 Ｃ 点 高温再热器 Ｅ点 高温再热器Ｆ 点
月 八ｊ 任
：
内０
Ｊ 口 Ｊ
舟匕 左
‘
ｏ
‘
扁ｂ
洲 ． 幻 ， 二
７ ０
５ ２２ ５． ９
５５ ２ ６ ．０
３ 计算结果
过热器管圈结构如图 １ 所示。冷段过热器出口为 Ａ点， 热段过热器出口为 Ｃ点。考虑冷、 热段的蒸汽 流向和受热条件， 根据前面的超温原因分析， 对热段过 热器分别计算了最易超温的Ｂ Ｃ两点壁温， ， 对冷段过 热器管圈计算了最易超温的Ａ， Ｂ两点的壁温。 再热器管圈结构如图 ２ 所示。考虑其蒸汽流向和
函 １力 电・ ０ １ ｛ 热 发 ２４０ ０ （）
万方数据
文壁温计算采用如下公式：
“ ｚ Ｕ ＇Ｃｘ １Ｒ ａ 一ｉ Ｌ ｍ＼ 入＋下 ２ ｐ ｝ｊ ； Ｔ ｆ （ Ｔ ｌａ ｍ ）
式中
＿二
‘； ． ，
， ， １ ，１＼ ｓ、
（） ５
表 １ 设计工况下受热面改造前后高温过热器和 高温再热器最商盈温 ℃
沿炉膛宽度吸热偏差的分布规律〔７动力工程，９９ １． １９，
（ ０ ：７ 一３ ８ １）３５ ７．
】力 电・ ０ １ ｛ 热 发 ２４０ 毋 ０ （）
万方数据
的壁温 。
５ ９７ ７． ７
５０９ ３．３ ５３０ ５．５
５５ ８ ６． ９
５ ５０ ２． ０
５４４ ４．６
ＡＩ ｝ 点 门 瞧
４ 结
论
圈 １ 过热器管圈结构及计算点位里 Ａ 点Ｉ自 ｆ Ｆ Ａ
（） １ 壁温计算结果表明， 设计工况下高温过热器 和高温再热器是安全的， 但余量不大。 （） ２ 实际运行情况与设计工况有较大差异， 残余
8高温过热器结构尺寸和热力计算
热系数
a1
w/(m2· (αd+αf)* ℃)
热有效度
37
系数
查赵翔《锅炉课程设计》附录三表Ⅶ
w/(m2·
38 传热系数 k
℃)
ψα1α2/(α1+α2)
39 较小温差 △tx
℃
θ"-t"
40 较大温差 △td
℃
θ'-t'
若△td/△tx＜1.7则 △t=0.5*（△td+△tx）；若
41 平均温差 △t
过热器吸
7
热量
Qgr
炉顶附加
kj/kg
受热面吸
8
热量
Qldfj
kj/kg
水冷壁附
假定
加受热面
9
吸热量
Qslbfj
kj/kg
假定
炉膛及后
屏 对过热
器辐射热
10
量
Qfp"
kj/kg
炉顶吸收
11
辐射热量 Qfjdfj
kj/kg
由后屏热力计算得 Qfp"Aldfj/(Aldfj+Aslbfj+Ajsgr)
水冷壁吸
水冷壁附
加受热面
13
积
Aslbfj
序号 1 2 3 4 5
名称 烟气进口
温度 烟气进口
焓
蒸汽进口 焓
蒸汽进口 温度
蒸汽出口 温度
符号 θ1 H1 h1 t1 t"
单位
计算公式或数据来源
mm
结构设计知
mm
结构设计知
mm
结构设计知
根
结构设计知
排
顺流 顺列
过热器运行问题-热偏差及壁温计算
第二节 过热器壁温计算锅炉过热器、再热器爆管是造成火电机组非正常停机的重要原因之一，严重影响了火电机组的安全、经济运行，而且过热器、再热器管的失效在大型电站中具有一定的普遍性。
过热器的失效类型主要有短期超温、长期超温、氧化减薄、高温腐蚀等，诸多失效形式均与过热器壁温状况有着直接或间接的关系。
对于工作在高温状态下的过热器、再热器而言，控制其管壁超温是运行中的首要任务。
一、温度计算公式过热器和再热器受热面管子能长期安全工作的首要条件是管壁温度不能超过金属最高允许温度。
过热器和再热器管壁平均温度的计算公式为：max q t t t gz g b μ+∆+=β()⎥⎦⎤⎢⎣⎡++λβδα112 式中 b t —管壁平均温度，ºC ；gz t —管内工质的温度，ºC ；gz t ∆—考虑管间工质温度偏离平均值的偏差，ºC ；μ—热量均流系数；β—管子外径与内径之比；m ax q —热负荷最大管排的管外最大热流密度，kw/m 2；2α—管子内壁与工质间的放热系数，kw/m 2.ºC ；δ—管壁厚度，m ；λ—管壁金属的导热系数，kw/m..ºC 。
二、壁温影响因素(1)工质温度：过热器和再热器任何部位的管壁超温都会威胁到整台机组的安全，为了使整台机组的过热器、再热器壁温不超温，运行中整体汽温的保持是非常重要的。
除此之外，各平列出口的工质温度差别越小对过热器、再热器的壁温安全越有利；(2)热偏差：壁温最高的位置是热偏差最大的位置。
当过热器、再热器温度处于正常水平时，但整个区域存在诸多不均匀因素，也会造成过热器、再热器局部壁温过高，影响过热器、再热器的安全性；第二节 过热器热偏差一、热偏差概念从上式可，管内工质温度和受热面热负荷越高，管壁温度越高；工质放热系数越高，管壁温度越低。
由于过热器和再热器中工质的温度高，受热面的热负荷高，而蒸汽的放热系数较小，因此过热器和再热器是锅炉受热面中金属工作温度最高、工作条件最差的受热面，管壁温度接近管子钢材的最高允许温度，必须避免个别管子由于设计不良或运行不当而超温损坏。
第二十三章受热面管壁温度计算第二十三章受热面管壁温度计算
一、均匀受热光管的管壁温度图23-1 锅炉受热管壁温变化图23-5 膜式水冷壁管结构膜式水冷壁鳍片管正面壁温的确定与光管的相同，其均流系数按前述方法确定也具有足够的精确性。
鳍片顶端的温度按下式确定：d t d g hf qt t K t =+∆gt 鳍片根部的温度max 2211g g t t t q δβμλβα⎛⎫=+∆++ ⎪+⎝⎭23.2 壁温校核点工质温度的确定在校核管组中偏差管某一截面的管壁温度时，校核点的工质温度等于该管组计算截面的工质平均温度加上计算管的温度偏差。
gz t t t ∆组件内计算截面处工质的平均温度，t (1)对亚临界压力锅炉的蒸发受热面取其等于工质的饱和温度；(2)对于超临界压力锅炉的水冷壁、过热器、再热器、省煤器和过渡区则按计算确定。
若校核点为管组的出口截面，则工质平均温度等于该管组的出口温度，可由热力计算取用。
x i i i '=+∆若校核点为管组中任一中间点，则其平均温度按计算截面的比焓计算：i 一、炉膛水冷壁炉膛水冷壁计算管组中，从进口到计算截面区段的工质平均焓增为：()zjl f g bqdx km q A i q ηηη∆=∑二、屏及对流受热面计算管组中，从进口到计算截面区段的工质焓增为：zjk j qdx m B Q i q η∆=d fqd qd qdQ Q Q =+qd Q ：计算区段每公斤燃料的吸热量dqd Q ：计算区段的对流吸热量和管间辐射吸热量。
f qd Q ：计算区段从炉膛或相邻气室的辐射吸热量(1) 计算管段从炉膛、屏间气室或空气室的辐射吸热量f f f qdjq A Q B =(2) 计算管段对流和管间辐射的吸热量可由下式确定：f qdd qd jKA t Q B ∆=：计算区段的平均温压。
qd t ∆计算管温度偏差：max t t t∆=-计算管校核点处的工质温度按焓值计算。
max t max i max 1rl jg xsl i i i ηηη⎛⎫=+-∆ ⎪⎝⎭rl η：热力不均匀系数。
换热器壁温计算书
换热器壁温计算书在热工领域中，换热器壁温是一个重要的参数，它用于评估换热器的工作状态和性能。
换热器壁温是指换热器内壁的温度分布情况，它直接影响着换热器的换热效果和运行安全性。
换热器壁温的计算方法是通过热传导定律来推导得出的。
热传导定律表明，热量在物体内部的传导是由温度梯度驱动的，即热量从高温区向低温区传递。
换热器内部的温度分布是一个复杂的问题，但可以通过一些简化的假设和数学模型来进行计算。
我们需要确定换热器内部的热传导方程。
在换热器中，热量的传导主要是通过换热器壁面和流体之间的热传导来实现的。
根据热传导定律，我们可以得到下面的热传导方程：∂(k∇T)/∂x = ρCp∂T/∂t其中，k是换热器壁材料的热导率，T是换热器壁面的温度，x是壁面的坐标，ρ是壁材料的密度，Cp是壁材料的比热容，t是时间。
为了简化计算，我们可以假设换热器壁面的温度分布是一维的，即仅与壁面坐标x有关。
在这种情况下，上述的热传导方程可以进一步简化为：d²T/dx² = (ρCp/k) * ∂T/∂t这个方程描述了换热器壁面温度的分布情况。
为了解决这个方程，我们需要给定边界条件和初始条件。
边界条件是指在换热器壁面的两个边界上的温度值。
通常情况下，一个边界是与流体接触的表面，另一个边界是与环境接触的表面。
这些温度值可以通过实际测量或者其他途径得到。
初始条件是指在开始计算时换热器壁面的温度分布情况。
通常情况下，可以假设初始条件为均匀的温度分布。
有了边界条件和初始条件，我们就可以使用数值方法来求解上述的热传导方程。
常用的数值方法包括有限差分法、有限元法和有限体积法等。
这些方法可以将热传导方程离散化为一系列代数方程，然后通过迭代求解得到换热器壁面的温度分布。
在实际计算中，我们还需要考虑换热器壁面的热辐射和对流传热等因素。
这些因素可以通过引入辐射传热和对流传热的模型来进行计算。
例如，辐射传热可以通过斯特藩-波尔兹曼定律来描述，对流传热可以通过牛顿冷却定律来描述。
表10 高温过热器的传热计算
13
20
烟气流速
7.81
21
错列区烟气对流放热系数
58.68
22
顺列区烟气对流放热系数
56.22
23
烟气平均对流放热系数
56.86
24
蒸汽平均温度
℃
387.5
25
蒸汽比容
查蒸汽表
0.0716
26
蒸汽流速
21.7
27
蒸汽放热系数
1228
28
三原子气体辐射减弱系数
4.44
序号
名称
符号
单位
公式及计算
结果
29
飞灰辐射减弱系数
3.31
30
烟气辐射吸收力
0.292
31
烟气黑度
0.253
32
错列管灰污系数
0.0073
33
顺列管灰污系数
选用
0.ห้องสมุดไป่ตู้043
34
平均灰污系数
0.0048
35
管壁灰污层温度
℃
605.8
36
辐射放热系数
51.61
37
修正后辐射放热系数
72.58
38
烟气总放热系数
129.26
39
热有效性系数
根据表8-5选取
0.65
40
传热系数
76.02
41
平均温压
纯逆流温压
℃
469.23
42
修正系数
查表8-1，图8-2
0.985
43
平均温压
℃
462.2
44
传热量
1619.83
45
高温过热器的计算
7 高温过热器的计算7．1 高温对流过热器结构尺寸 7．1．1管子尺寸 425d mm φ=⨯ 7．1．2冷段横向节距及布置 40L n = （顺列，逆流，双管圈） 7．1．3热段横向节距及布置 39R n = （顺列，顺流，双管圈） 7．1．4横向节距 195mm S = 7．1．5横向节距比 11 2.262dS σ==7．1．6纵向节距 287mm S = 7．1．7纵向节距比 22 2.07dS σ==7．1．8管子纵向排数 28n = 7．1．8冷段蒸汽流通面积 222*0.06424nL Ld f n m π== 注：n d 单位：m下同7．1．9热段蒸汽流通面积 222*0.06284nR Rd fn m π==7．1．10平均流通截面积()/20.0634pjLRff f=+=7．1．11烟气流通面积 2(7.68790.042) 5.4323.3Y m F =-⨯⨯= 7．1．12冷段受热面积 2**( 5.6)237L L z pj pj d m n n l l m H π=== 7．1．13热段受热面积 2**( 5.6)231R R z pj pj d m n n l l m H π=== 7．1．14顶棚受热面积 27.68(0.70.61)10.06LD m F =⨯+= 7．1．15管束前烟室深度 0.7YS m l =7．1．16管束深度 0.61GS m l = 7．1．17辐射层有效厚度 124*0.9(1)0.188s d m πσσ=-= （注：d 单位：m ）7．2高温过热器的热力计算7．2．1进口烟气温度 'GG ϑ=995 0C 查表4-7，凝渣管结构及计算第11项7．2．2进口烟气焓 'GG I = 11821.0703 KJkg查表4-7，凝渣管结构及计算第12项7．2．3进冷段烟气温度 'GGL t = 513.3248 0C 即屏出口蒸汽温度，查表4-6，屏的热力计算7．2．4进冷段烟气焓 'GGL I = 3405.5931 KJ kg即屏出口蒸汽焓，查表4-6，屏的热力计算7．2．5总辐射吸热量 '''f f GGNZQ Q== 157.4649 KJkg7．2．6冷段辐射吸热量 'f f LGGLGGLRLDH QQH H H=•++=237157.464978.0623723110.06⨯=++ KJ kg7．2．7热段辐射吸热量 'f f RGGRGGLRLDH QQH H H=•++=231157.464976.0823723110.06⨯=++KJ kg7．2．8顶棚辐射吸热量 'f f LD GGLDGGLRLDH Q QH HH =•++=10.06157.4649 3.313623723110.06⨯=++KJ kg7．2．9出热段蒸汽温度 ''GGR t = 540 0C （建议取额定值5400C ）7．2．10出热段蒸汽焓 ''GGR i = 3476.45 KJkg查附录二中水和水蒸气性质表，按计算负荷下高温过热段出口压力P = 9.9 MPa （查表1-6）7．2．11出冷段蒸汽温度 ''GGL t =535 0C （先估后校） 7．2．12出冷段蒸汽焓 ''GGL i = 3461.158 KJkg查附录二中水和水蒸气性质表，按计算负荷下高温过热段出口压力P = 10.10 MPa （查表1-6）7．2．13第二次减温水量 2jw D = 2800 KJ h（取用）7．2．14减温水焓 JW i = 923.69 KJ kg 就是给水焓，按P =10.98MPa7．2．15进热段蒸汽焓 '''22()jw jw GGLJW GGRD Di i D D i -+==33461.158(220102800)923.6928003428.863220000⨯⨯-+⨯= KJ kg7．2．16进热段蒸汽温度 'GGR t = 524 0C 查附录二中水和水蒸气性质表，按计算负荷下高温过热段出口压力P =10.10 MPa （查表1-6）7．2．17冷段吸热量 '''21()()/jw j GGL GGL GGLD D Qi i D B =--=(2200002800)(3461.1583364.675)3428.86331642.3221--=662.281KJ kg7．2．18热段吸热量 '''1()/j GGR GGR GGRD D Qi i B =-=220000(3521.24753428.863)797.530131642.3221⨯-=642.329KJ kg 7．2．19高温过热器吸热量 11GGGGLD GGRD QQQ=+=663.6538+642.3231 =1305.9769 KJ kg7．2．20高温过热器对流吸热量 'D f GGGGGGQQQ=-=1305.9769-157.4649=1148.5129KJkg7．2．21顶棚对流吸热器 1GGLDD Q = 48 KJ kg （先估后校）7．2．22高温过热器出口烟焓'''D GGGG GG LF QI I I αϕ=-+∆•=11821.0703-1148.51290.9946+0.025225.44810535.0124⨯=KJ kg7．2．23高过出口烟气温度 ''GG ϑ= 883.7995 0C （查焓温表）， 7．2．24烟气平均温度 '''()2GG GG PJ ϑϑϑ+== 10671.9588 0C7．2．25烟气流速(273)3600273jyPJyyV B WFϑ+=⨯⨯=31642.32217.7569(944.3998273)13.0488360023.3273⨯⨯+=⨯⨯ m s （其中Y V 见表2-9）7．2．26烟气侧放热系数dZSwC C Cαα=•••= 800.9410.9672.192⨯⨯⨯=20()WC m查《标准》线算图12（附录图8）7．2．27冷段蒸汽平均温度 '''()/2GGLPJ GGl GGL t t t =+=(513.3248535)524.16242+=0C7．2．28 冷段蒸汽平均比容 GGL v = 0.034 3Kg m 查附录二中水和水蒸气性表，按冷段进出口压力平均值PJ P = 10.15 MPa（查表1-6）7．2．29冷段蒸汽平均流速 2()(3600)jw GGLGGLPJ LD v D W f-=⨯=3(220102800)0.03431.952236000.0642⨯-⨯=⨯m s 7．2．30冷段蒸汽放热系数GGLα= 3404 20()WC m，odCα•查《标准》线算图15即（附录图11） 7．2．31热段蒸汽平均温度 '''()/2GGRPJ GGR GGR t t t =+= 5405245322+=0C7．2．32热段蒸汽平均比容 GGR v = 0.035 m s查附录二中水和水蒸气性质表，按冷段进出口压力平均值PJ P =10 MPa （查表1-6）7．2．33热段蒸汽平均流速 (3600)GGRGGRPJ RD v W f=⨯⨯=3220100.03534.058736000.0628⨯⨯=⨯ m s 7．2．34热段蒸汽放热系数GGRα= 38000.923496⨯= 20()WC m，odCα•查《标准》线算图15即（附录图11）7．2．35三原子气体辐射减弱系数0.78 1.60.1)(10.37)1000pjQ TK +=-0.1-)(1-1217.39980.371000⨯)=24.711(.)m MPa7．2．36三原子气体容积份额 r = 0.2360 查表2-9烟气特性表7．2．37灰粒的辐射减弱系数H K =88.6804=1(.)m MPa 注：h d 单位：m μ7．2．38烟气质量飞灰浓度 Yμ= 0.0134 3kg m查表2-9烟气特性表7．2．39烟气的辐射减弱系数Q H YK r K K μ=+=24.710.236088.68040.01347.0199⨯+⨯= 1(.)m MPa7．2．40烟气黑度 a =1kpse--=7.01990.10.18810.1236e-⨯⨯-=7．2．41冷段管壁灰污层温度1()3.6j GGGGLHBGGL GGLPJ LQB t t H εα••+=+=131642.32211305.9769(0.0043)3404524.1624717.31843.6237⨯⨯++=⨯0C ，其中：0.0043ε=7．2．42热段管壁灰污层温度 1()3.6j GGGGRHBGGR GGRPJ RQB t t H εα••+=+==131642.32211305.9769(0.0043)3404532 3.6237⨯⨯++⨯=759.89110C ，其中：0.0043ε=7．2．43冷段辐射放热系数FGGLα=22.04 20()WC modCα•查《标准》线算图19即（附录图12）7．2．44热段辐射放热系数FGGRα=23.12 20()W C modCα•查《标准》线算图19即（附录图12）7．2．45修正后冷段辐射放热系数0.250.071273[10.4((]1000))GGLPJ YS F GGL FGGLGSt l l αα+=+• =0.250.07524.16242730.722.04[10.4((]10000.61))+⨯+•=33.255420()W C m 7．2．46修正后热段辐射放热系数0.250.071273[10.4((]1000))GGRPJ YS F GGR FGGRGSt l l αα+=+• =0.250.075322730.723.12[10.4((]10000.61))+⨯+•=31.964620()W C m 7．2．47冷段传热系数11GGL GGL GGLK ψαααα•==+105.447434040.65105.44743404⨯⨯=+66.4814 20()W C m （其中ψ—热有效系数，对烟煤ψ=0.65。
壁温计算书
38 被校核管的吸热不均匀系数 η т
kg/h kJ/kg kJ/kg ℃ kJ/kg ℃ m3/kg ℃ ℃ m2 m3/kg m/s
热力计算结果 《标准》公式Ⅳ-9 《标准》公式Ⅳ-3 按水和水蒸汽表 《标准》公式Ⅳ-6 按水和水蒸汽表 按水和水蒸汽表 《标准》公式Ⅳ-5 《标准》附录Ⅳ第12条 热力计算结果 热力计算结果 《标准》公式7-21 热力计算结果
42 计算断面前的管段内蒸汽的焓增 △iх 44 计算断面处蒸汽的平均温度 t
△tт ひp Fг Vг ωг γ H2O α к
kэ л ×μ э л
49 计算断面处烟气温度 50 烟气流通截面 51 烟气体积 52 计算断面处烟气速度 53 水蒸汽容积份额 54 对流放热系数 55 三原子气体辐射减弱系数 56 灰粒的辐射减弱系数 57 烟气流黑度 58 污染壁温 59 管间辐射放热系数
技术文件号:1GRL300-BWJ 共 5 页 第 5 页
名
称
符号 α л α 1 fп ωп α 2 λ м β β i μ ε q0
tн .с р
qм а к с
计
算
数
值 1 0 1.2 34.453 0.002
60 来自烟气容积的辐射度系数 φ т 61 计算点的辐射放热系数 63 烟气对管壁的放热系数 64 蒸汽流通截面 65 蒸汽速度 66 管壁对蒸汽的放热系数 67 管子金属材料 68 管壁金属导热系数 69 外径与内径之比 70 毕奥准数 71 热散漫系数 72 污染系数 73
W/(m2.℃) 《标准》公式7-33
kг ×rд 1/(m.MPa)
《标准》公式6-08 《标准》公式7-51
1/(m.MPa) 《标准》公式6-13
7后屏过热器结构尺寸和热力计算
序号符号单位计算公式或数据来源1d×mm 选用2z 1片3n 1根 4c m 据图计算5h pj m 据图计算6s 1mm 7s 1/d s 1/d 8s pj 2mm9s pj 2/d s pj 2/d10x hp 赵翔《锅炉课程设计》附录三图I(a)之511A f pq m 2A f pq =A ch12A p m 2按图计算13A js p m 2A p x hp 14A ld m 2据图计算15A cq m 2据图计算 A ld +A cp17A f p m 218A fld pfj m 2 A sl20m 2根据结构图21m 2根据结构图A24 kg/(m 2*s)（D-D jw2)/()名称符号单位公式单片管子根数屏的深度屏的平均高度横向节距后屏过热器结构尺寸计算名称管径及壁厚屏片数屏区接受炉膛热辐射面积屏的对流受热面积屏的计算对流受热面积屏区炉顶受热面积比值纵向平均节距比值屏的角系数 后屏过热器热力计算序号25m屏区两侧水冷壁受热面积屏接受炉膛热辐射面积炉顶附加受热面辐射面积烟气进屏流通截面烟气平均流通截面积蒸汽流通截面积烟气有效辐射层厚度16192223烟气出屏流通截面蒸汽质量流速m 2m 2m 2A pfj A pj S屏区附加受热面积水冷壁附加受热面辐射面积m 2烟气进屏温度Θ'p ℃查表炉膛校核热力计算 即炉膛出口烟气温度Θ"1烟气进屏焓h'ypkJ/kg 查表炉膛校核热力计算 即炉膛出口烟气焓h"y1烟气出屏温度Θ"p ℃先估后算烟气出屏焓h"yp kJ/kg 查焓温表烟气平均温度Θpj ℃(Θ'p +Θ"p)/2屏区附加受热面对流吸热量Q d pfj kJ/kg 先估后计算，Q ld pfj =83 ,Q slb pfj =130屏的对流吸热量Qd pkJ/kg υ*（h'yp -h"yp +Δα*hlk )-Q dpfj炉膛与屏相互换热系数β赵翔《锅炉课程设计》附录三图Ⅵ炉膛出口烟囱的沿高度热负荷分配系数ηyc赵翔《锅炉课程设计》附录三图Ⅶ屏入口吸收的炉膛辐射热量Q 'f pkJ/kgQ ‘f p =Q hp屏间烟气有效辐射层厚度s m 查表屏的结构数据表屏间烟气压力p Mpa 近似0.1MPa 左右水蒸气容积份额r H2O 查表烟气特性表三原子气体辐射减弱系数k y1/(m ·Mpa)10*（(（0.78+1.6*ΥH2O ）/sqrt(10*p n s ))-0.1)*(1-0.37*T pj /1000)三原子气体和水蒸气容积总份额r nkg/m ³查表烟气特性表灰粒的辐射减弱系数k h 1/(m ·Mpa)55900/power((Θpj +273)^2*d h ^2)烟气质量飞灰浓度μhkg/kg 查表烟气特性表烟气的辐射减弱系数k1/(m ·Mpa)K y *r n +k h *μh567812341314151691011121718屏区烟气黑度α 1-e -kps屏进口对出口的角系数x sqrt((c/s 1)^2+1)-c/s 1注：s 1单位为m燃料种类修正系数ξτ取用屏出口烟囱面积A"pm ²查表4-5屏的结构数据计算炉膛及屏间烟气向屏后受热面的辐射热量Q f p"kJ/kg(Q'fp *(1-α)*x)/β+3600*(б0*α*A ch *T 4pj *ξr )/B j注：σ0=5.67*10-11W/(M ²·K 4)屏区吸收的炉膛辐射热Q f pqkJ/kgQ 'f p -Q"f p屏区附加受热面吸收额辐射热量Q f pfjkJ/kgQ f pq *(A pfj /(A pj +A pfj ))屏区水冷壁吸收的辐射热量Qf pslkJ/kg Qf pq*(A sl /(A pj +A pfj ))屏区顶棚吸收的辐射热量Q f pld kJ/kg Q f pq *(A dp /(A pj +A pfj ))屏吸收的辐射热量Q f p kJ/kg Q f pq -Q f pfj -Q f psl -Q f pld屏吸收的总热量Q p kJ/kg Q dp +Qf p第一级减温水喷水量D jw1kg/h取用第二级减温水喷水量D jw2kg/h 取用屏中蒸汽流量D p kg/h D-D jw2蒸汽进屏焓h'pkJ/kg (（D-D jw1-Dj w2)h"dw +D jw1h gs )/(D-D jw2)蒸汽进屏温度t'p℃查蒸汽特性表，p= 11 mpa蒸汽出屏焓h"p kJ/kg h 'p +B j *Q p /(D-D jw2)蒸汽出屏温度t"p ℃查蒸汽特性表，p= 10.5屏内蒸汽平均温度t pj℃(t 'p +t"p )/221222324192029303132252627283733343536屏内蒸汽平均比容v pj m ³/kg 查蒸汽特性表，p= 10.75 ,t=396.85屏内蒸汽平均流速ωm/s （D-D jw2）V pj /（）管壁对蒸汽的放热系数α2W/(m ²·℃)赵翔《锅炉课程设计》附录三图Ⅸ烟气侧对流放热系数αdW/(m ²·℃)赵翔《锅炉课程设计》附录三图Ⅺ灰污系数ε(m ²·℃)/W赵翔《锅炉课程设计》附录二表Ⅶ管壁灰污层温度t hb ℃t pj +(（ε+1/α2）*B j *Q p )/(3.6*A p js )辐射放热系数αfW/(m ²·℃)赵翔《锅炉课程设计》附录三图xv 利用系数ξ赵翔《锅炉课程设计》附录三图XIV烟气对管壁放热系数αl W/(m ²·℃)ξ*（3.14*αd *d/2s 2x hp +αf ）对流传热系数k W/(m ²·℃)α1/(1+(1+Q fp /Q dp )*(ε+1/α2)*α1)较大温差△t d ℃01p -t 1p较小温差△t x℃0"p -t"p平均温差△t ℃若△t d /△t x ＜1.7则 △t=0.5*（△t d +△t x ）；若△t d /△t x ＞1.7则△t=（△t d -△t x ）/2.3㏒（△t d /△t x ）屏对流传热量Q p ct kJ/kg 3.6*k*△t*A js p /B j误差△Q %100*(Q d p -Q ct p )/Q d p 误差﹤2屏区两侧水冷壁水温t bs ℃查蒸汽特性表平均传热温差△t ℃0pj -t bs 屏区两侧水冷壁对流吸热量Qd pckJ/kg 3.6k △tA cq /B j误差△Q %100*(Qslbpfj -Q d pc )/Q slbpfj 误差﹤10屏区炉顶进口气焓h 1pld kJ/kg h bq +Q ld B j /(D-D jw1-D jw2)屏区炉顶进口气温t1pld℃查蒸汽特性表p=11.4383940464748494243444554555657505152535859屏间烟气平均流速ωy 41m/sB j V y （ Θpj +273）/（273*3600A pj ）数值42*516102.2686.2759114.150.41.20.92101.35398.17366.3222.4128.4450.85896.9093990466.9194.8563.02 75.726192440.129 784.7760551 0.785184744结果1173.57 16214.1107614741.7 1124.785195 1271.51040.970.95880.19 0.7851847440.10.0586 10.052875960.2042 80.876557250.01486 3.2546229130.225508060.1281512690.563.02 328.9943814 551.1956186 221.4341944 30.09066438 87.18018825329.7614242 1601.27182470507050462950 2945.84370 3109.5989694404050.0246 19.305490961916.75 11.22651712390.005 722.431595854.481 109.9419565 62.30738693803.57636719.7851249.198173 1.754781332316.3808.485 138.3931579 -6.456275318 2753.97328。
高温过热器管材及壁温计算
高温过热器管材及壁温计算附录A高温过热器管材及壁温计算点示意图附录B高温过热器壁温计算汇总高温过热器壁温计算汇总序号管子编号截面编号管子规格材料最高平均管壁温度℃mm/ MCR高加全切75%定压75%滑压1 第1根管子 1 φ54×7.5T91567.8565.562.2563.92 第2～5根管子中第2根2φ51×7.512Cr2MoWVTiB548.3545.6548.3548.33 第6根管子 3 φ51×7.512Cr2MoWVTiB526.7522.2526.1525.64 第1根管子 4 φ54×7.5TP-347H598.3602.2595.596.75 第2,3,6根管子中第2根4φ51×7.5TP-347H561.1560.2595.596.76 第4,5根管子中第4根4φ51×7.5T91540.6537.2539.4560.7 第1根管子 5 φ54×7.5TP-347H553.3544.4557.8557.88 第2,3,6根管子中第6根5φ51×7.5TP-347H583.9583.9575.6577.89 第4.5根管子中第4根5φ51×7.5T91544.4541.7542.8543.31 0 第6根管子 6φ51×7.5TP-347H539.4536.7536.7536.71 1 第2,3根管子中第3根7φ51×7.5TP-347H548.9547.8550.548.31 2 第1根管子8φ54×7.5TP-347H570.6574.4572.8573.31 3 第2、3根管子中第3根8φ51×7.5T91563.3564.4560.561.11 4 第4、5根管子中第4根8φ51×7.5T91554.4553.9550.550.61 5 第6根管子9φ51×7.5T91557.2557.2551.1551.71 6 第1根管子9φ54×7.5TP-347H565.6568.9568.3568.31 7 第2,3根管子中第3根9φ51×7.5T91565.0566.7561.7562.21 8 第4.5根管子中第4根9φ51×7.5T91558.3558.3553.9555.1 9 第6根管子9φ51×7.5T91558.9560.552.8553.92 0 第6根管子10φ51×7.5T91557.8558.9551.7552.22 1 第1根管子11φ54×7.5TP-347H568.3572.2570.6570.62 2 第2，3根管子中第根11φ51×7.5T91565.6567.2561.7562.22 3 第4.5根管子中第4根11φ51×7.5T91556.7556.7551.7552.22 4 第6根管子11φ51×7.5TP-347H561.1562.2553.9555.2 5 第1根管子12φ54×7.5TP-347H570.6574.4572.2572.82 6 第2，3根管子中第3根12φ51×7.5T91570.6572.8566.1566.72 7 第4，5根管子中第4根12φ51×7.5T91564.4565.6559.4560.62 8 第6根管子12φ51×7.5TP-347H615.0620.6601.1603.92 9 第6根管子13φ51×7.5TP-347H563.9565.6556.1556.73 0 第1根管子14φ51×7.5TP-347H580.0585.580.581.13 1 第2，3根管子中第3根14φ51×7.5T91572.8575.567.2567.83 2 第4，5根管子中第4根14φ51×7.5T91562.8564.4557.8558.33 3 第6根管子14φ51×7.5T91566.7568.9557.8558.9。
再热器壁温高温计算
锅炉高温再热器壁温计算1、背景及意义近年来，我国火力发电机组逐渐向大容量、高参数方向发展。
在电站锅炉的运行故障中受热面管子爆漏问题一直占据首位，电站锅炉受热面管子爆漏是妨碍机组安全运行的重要因素，占锅炉事故的50%以上，1996年我国火电事故的统计表明电站锅炉受热面管子爆漏占全部锅炉事故的72.2%,其中过热器再热器占36.9%[1]。
近年来通过不断加强受热面管子爆漏的综合治理，电站锅炉爆漏失效次数虽然持续下降但仍然维持在一个较高的水平，这一问题早期出现于国产125MW机组锅炉，后来在国产200MW和300MW机组锅炉以及个别进口锅炉的过热器与再热器中都相继发生，如1978 年投运的广东黄浦发电厂400t/h箱式油炉低温过热器的悬吊管曾发生超温问题，个别管圈的出口汽温达到600，淮北电厂DG670/140-4型锅炉高温再热器由于其集箱引出管的布置方式不合理而造成受热面多次超温爆管，谏壁电厂姚孟电厂和望亭电厂等的国产1000t/h直流锅炉的高温过热器与再热器以及陡河电厂日本日立公司设计制造的250MW机组的亚临界850t/h自然循环锅炉的高温过热器都曾因同屏各管圈的结构设计不合理导致受热面多次发生超温爆管[2]。
进入20世纪80年代以后随着按引进美国CE公司技术设计制造的300MW和600MW 机组控制循环锅炉及同类进口锅炉的成批投运，这些锅炉的再热器系统也普遍发生了由烟温偏差及再热器系统设计不合理引起的汽温偏差与超温爆管问题，例如：按引进技术设计制造的第一台300MW机组控制循环锅炉石横电厂5号炉自1987年6月投运后3年内其末级再热器多次发生超温爆管事故。
而按引进技术设计制造的第一台600MW机组控制循环锅炉平圩电厂1号炉自1989年11月投运后其过热器出口两侧汽温一直存在较大的偏差，华能福州电厂从日本三菱公司进口的350MW 机组锅炉第二级再热器也曾发生超温爆管事故。
随着机组容量的不断增大，锅炉蒸汽参数的不断提高，旧机组服役时间的增加以及新机组投产量和参数的提高，这类事故还有逐年上升的趋势，严重影响了电站系统的安全、经济运行。
保温管计算公式例子
保温管计算公式例子
一、传热计算公式：
1.热阻计算公式：
热阻是指保温材料对热传递的阻碍程度，一般用于计算保温材料的保温性能。
热阻（R）= ln(Do/Di)/2πλ
其中，Do为外径，Di为内径，λ为保温材料的导热系数。
2.导热计算公式：
导热计算公式用于计算保温管道在传热过程中的热量流失。
传热量（Q）=S×(t1-t2)/R
其中，S为管道的表面积，t1为管道内的温度，t2为环境的温度，R 为热阻。
3.温降计算公式：
温降是指保温管道在传热过程中温度的降低程度。
温降（ΔT）=Q/(πDoL)
其中，Q为传热量，Do为外径，L为管道的长度。
二、节能计算公式：
1.节能率计算公式：
节能率是指保温管道使用后相比于没有保温的情况下的节能程度。
节能率（η）=(1-(Q/Q0))×100%
其中，Q为保温管道传热量，Q0为没有保温的管道传热量。
2.节能量计算公式：
节能量是指保温管道使用后节省的能源。
节能量（E）=Q0-Q
其中，Q为保温管道传热量，Q0为没有保温的管道传热量。
以上是保温管计算公式的常见例子，可以帮助工程设计人员计算保温管的保温性能和节能效果。
当然，具体的计算公式还会根据保温管的实际情况而有所变化，需要结合具体的设计要求和参数来计算。
保温保冷厚度计算举例
④0.073745对应的δ为：23+（44—23）×0.4749=33）
园整后2→D管段保温层厚度为 mm，与假设相符。
1→B管段：设该管段保温层厚度为7mm,则D0=0.122mm
ln(D0/Di)=2×3.14×0.0564[75×1.15×(89.4-20)/20×103×1.163×(89.8—89)
③0.023745÷0.005=0.4749
④0.073745对应的δ为：23+（44—23）×0.4749=33）
园整后1→B管段保温层厚度为 mm，与假设相符。
规范规定保温制品最小厚度为20mm，故1→B管段的保温层厚度取20mm,
2→C管段：设该管段保温层厚度为20mm,则D0=0.185mm
③0.023745÷0.005=0.4749
④0.073745对应的δ为：23+（44—23）×0.4749=33）
园整后1→2管段保温层厚度为 mm，与假设相符。
2→D管段：设该管段保温层厚度为20mm,则D0=0.199mm
ln(D0/Di)=2×3.14×0.0564[105×1.15×(89.2-20)/30×103×1.163×0.373
查表得到：X=（D1/D）=1.505
保温层厚度：δ=D（X-1）/2=55.29mm。
保温厚度定为55mm。
二、分支管道指定温降条件输送流体保温厚度计算
已知条件：凝结水蒸汽由罐A分配给车间B、C、D使用，如图所示，由罐A流出的水温为90℃，至B、C、D各车间温度为89℃，各段管道的长度和流量如表所列，室外环境温度为20℃，室外平均风速为3m/s,若以CAS铝镁质保温隔热材料做保温层，确定其保温厚度。
1管道及设备保温计算
管1. 絕熱層厚度計算1.1最小（推薦）保溫厚度的計算1.1.1 對於平面：[]）（m1Q T -T 01⎪⎪⎭⎫⎝⎛-⋅ℜ=s aαλδ 注： ，取介质温度，管道或设备外表面温度-0T例如：全年運行的設備表面保溫厚度計算，並且已知：[]）参考（度）（一般按管道内介质温：97-50264 GB C 140Q C20T C 200T 05.000a 00====λ則有如下算式 ：[][]m06.0 63.1111400.120-2000.05 (m) 1Q T -T 01≈⎪⎪⎭⎫⎝⎛-⋅=⎪⎪⎭⎫ ⎝⎛-⋅ℜ=s a αλδ1.1.2對於管道：[]⎪⎪⎭⎫ ⎝⎛⋅ℜ==S a 0i 000i011-Q T -T ln D 21 2D -D αλδD DD 由以下式算得出：例如：已知全年運行的管道保溫計算：[]）参考（度）（一般按管道内介质温97-50264 GB C 140Q C20T C 200T m089.0D 05.000a 00i =====λ[]43mmm 043.02089.0175.0 175m 175.0 97.1 97.1x xlnx X 348.1 11.631-140180089.00.052ln 1-Q T -T ln 2110iii 0i 0S a 0i i 0i 00==-======⎪⎭⎫⎝⎛⋅=⎪⎪⎭⎫⎝⎛⋅ℜ=δαλmm D D D D D D D D D D D D D D D 为表查得，根据数学为设由以下式算得出：1.2防止燙傷保溫層厚度的計算1.2.1 對於平面： ）（m T -T a s 0s 2⎪⎪⎭⎫ ⎝⎛-=T T s αλδ ，取介质温度管道或设备外表面温度-0T ，取为环境温度，室内安装时c 20T a T 0a - C s 0 60T 保温层外表面温度，取-)c (m /W 0⋅-系数，保温材料及制品的导热λ，），（取室内及地沟安装时：保温层外表面放热系数c m /W 63.11 02s s ⋅-αα例如：全年運行的設備表面防燙傷保溫厚度計算，並且已知：C60T C 20T C 200T 05.00S 0a 00====度）（一般按管道内介质温：λ則有：m015.0 206060-20063.1105.0 m T -T 22a s 0s 2=⎪⎭⎫ ⎝⎛-=⎪⎪⎭⎫ ⎝⎛-=δδαλδ）（T T s1.2.2 對於管道：⎪⎪⎭⎫ ⎝⎛--==a S S T T T T D D D 0s i 000i02ln D 212D -D αλδ由以下式算得出：例如：全年運行的管道設備表面防燙傷保溫厚度計算，並且已知：m089.0D C 60T C20T C 200T 05.0i 0S 0a 00=====度）（一般按管道内介质温：λ則計算如下：mm mm m D D D DD D D D D T T T T D D D D D D a SS 13m 013.0 2D -D 115115.0D , 1.295D295.1x x lnx x D 338.0ln D206060200 11.630.0890.052ln (m)ln 21 2i020iii0i 0i 0i 00si i 0i 00=========⎪⎭⎫⎝⎛--⨯⋅=⎪⎪⎭⎫⎝⎛--=δδαλ查表的，根据数学为设由以下式算得出：1.3 絕熱層的經濟厚度計算：1.3.1對於平面的計算：()as p T T t i a λλδ-⋅-⋅⋅=n 1f A m)w/(m - n %i ,%1)1()1(s m /)(K )(K h)/(10/f 108975.123006n 311k i i i s p C T C T t k m W KJA A nni a ⋅==-++=-----⋅--*=--系数，保温层向外表面的放热计息年数，年年利率，分摊率，按复利计息：保温工程投资贷款的年保温结构单位造价，元环境温度，度，设备和管道的外表面温年运行时间，，保温材料制品导热系数热价，元单位计算常数，按国家法定计量αλ例如，已知全年運行的設備面保溫已知如下：32a 6m /300p )/(w 63.115n 6%i C20T C200T 8000h t k)0.05w/(m KJ10/4f 0元年元=⋅======⋅==i n k m αλ計算年分攤率：%6 %1)06.01()06.01(06.0 %1)1()1(s 55=-++=-++=n ni i i 代入式中：()()m17 63.1105.0%630020200800005.04108975.1 f A 3n 1=-⋅-⋅⋅⋅=-⋅-⋅⋅=-as p T T t i a λλδ1.3.2 對於管道的計算：()22f A Ln D 10n 2100D D as p T T t D D i a -=-⋅-⋅⋅=δλλ度一样。
锅炉过热器壁温计算及爆管研究 毕业设计论文
锅炉过热器壁温计算及爆管研究摘要近年来，我国的火力发电机组逐渐向大容量方向发展。
由于锅炉蒸汽参数的不断提高，过热器和再热器系统受热面积越来越大，设计和布置日趋复杂，不可避免地导致并联各管内的流量与吸热量发生差异。
过热器受热面中的工质是高温高压的蒸汽，而受热面又处于烟气温度较高的区域，工作条件比较恶劣。
因而受设计、制造、运行等诸多方面因素的影响，过热器受热面经常发生超温现象，严重时发生爆管事故。
目前，大型电站锅炉爆管事故(BFT)已成为当前威胁发电设备稳定运行的突出矛盾，而且随着旧机组服役时间的增加及新机组投产量和参数的提高，这类事故还有逐年上升的趋势，是影响安全发供电的主要因素。
研究和防止过热器爆管已成为保证火电厂安全经济运行和提高经济效益的关键课题之一。
本文以研究了爆管问题为主，对电站燃煤锅炉过热器超温、爆管的问题进行了综合研究，通过对过热器系统的热偏差理论的研究，详细分析了造成过热器超温、爆管的原因，给出了预防过热器超温、爆管的方法，并结合一台具体的锅炉，计算了在不同煤种、不同负荷的情况下其后屏几个危险点的管壁温度，建立了壁温与负荷的关系，提出了锅炉安全工作的负荷及燃料限制，并提出了技术改造方案。
现场的热力实验印证了技术改造方法的可行性。
关键词：过热器、超温、爆管、壁温计算、技术改造ABSTRACTIn recent years，thermal generator unit capacity rased more and more in china. With steam parameter in boiler increased continuously，heating surface area of superheater and reheater became bigger and bigger，and the design and arrangement became more and more complex，and these lead to the flow and heat absorption capacity difference in parallel tubes unavoidably. Because the mediator working in the superheater are high temperature and high pressure steam，and the heating surfaces are in the high temperature fume area，so the working condition is bad. Overtmperature，even tube explosion in the heating surface of superheater always happen because of many elements in design，manufacture and operation.At present，tube explosion of power station (BTF} become an important problem influencing the safe of the power station operation. And with the increase of the time on active service of old units and improvement of operation amount and parameter on new units，this kind of accident has trend of rising year by year，and is the main factor influencing the safe of the operation. So，study on preventing tube explosion become one of the key subjects on power plant safe economical operation and increasing economic efficiency.The research developed on the overtemperature and tube explosion of superheater in power plant and analysed the reason of overtemperature and tube explosion of superheater by the research on heat deviation coefficient and gave the precaution. The author has，calculated some dangerous points while using different coals and running under different load condition ，established the mathematic relation on wall temperature with load，and proposed the limit of load and fuel for safe work and given the technological transformation methods to solve these problems and proved the feasibility of the methods by the analysis of field thermal performance of the boiler. Key Words：superheater，overtemperature，tube explosion，thermal calculation，technological transformation目录摘要 (I)ABSTRACT (II)目录 ......................................................................................................................... I II 1. 绪论 .. (1)1.1课题的选题背景 (1)1.2国内外研究的现状 (1)1.3壁温计算 (3)2. 过热器系统的热偏差理论分析 (5)2.1热力不均匀性 (6)2.1.1 沿烟道宽度的热力不均匀性 (6)2.1.2 沿烟道高度(或深度)的热力不均匀性 (7)2.1.3 同屏(片)各管的热力不均匀性 (7)2.2水力不均匀性 (8)2.2.1 集箱效应引起的流量不均匀性 (8)2.2.2 管子结构差异引起的流量分配不均匀性 (8)2.2.3 热效流动引起的流量分配不均匀性 (8)3. 受热面超温爆管原因及预防措施综述 (9)3.1设计原因造成受热面超温、爆管原因综述 (9)3.1.1 热力计算结果与实际不符 (9)3.1.2 炉膜选型不当 (9)3.1.3 过热器系统结构设计及受热面布置不合理 (9)3.1.4 壁温计算方法不完善，导致材质选用不当 (10)3.2制造工艺、安装及检修质量对受热面超温、爆管的影响 (10)3.2.1 联箱中间隔板焊接问题 (11)3.2.2 联箱管座角焊缝问题 (11)3.2.3 异种钢管的焊接问题 (11)3.2.4 普通焊口质量问题 (11)3.2.5 管子弯头椭圆度和管壁减薄问题 (12)3.2.6 异物堵塞管路 (12)3.2.7 管材质量问题 (12)3.3调温装置设计不合理或不能正常工作引起的受热面超温爆管的分析 (12)3.3.1 减温水系统设计不合理 (13)3.3.2 喷水减温器容量不合适 (13)3.3.3 文氏管式喷水减温器端部隔板漏流及局部涡流 (13)3.3.4 喷水减温器调节阀调节性能问题 (14)3.3.5 再热器调节受热面 (14)3.3.6 挡板调温装置 (14)3.3.7 烟气再循环 (14)3.3.8 火焰中心的调节 (15)3.4锅炉运行状况影响受热面超温、爆管的几种情况简介 (15)3.4.1 炉内然烧工况 (16)3.4.2 高压加热器投入率低 (16)3.4.3 煤种的差异 (16)3.4.4 负荷变化 (17)3.4.5 汽机高压缸排汽温度降低 (17)3.4.6 受热面站污 (17)3.4.7 磨损与腐蚀 (17)3.4.8 运行管理 (18)3.5预防过热器管壁超温的方法 (18)3.5.1 结构措施 (18)3.5.2 运行措施 (19)4. 热偏差和壁温计算 (24)4.1热偏差系数的计算 (24)4.1.1 结构偏差系数的计算 (24)4.1.2 吸热偏差的计算 (24)4.1.3 水力偏差系数的计算 (26)4.2壁温计算 (30)5. 屏式过热器结果分析及应用 (35)5.1计算结果 (35)5.2计算结果应用 (37)5.2.1 锅炉安全工作的负荷及燃料限制 (37)5.2.2 预防超温的技术方案 (37)结论 (40)致谢 (41)参考文献 (42)第1章绪论1.1 课题的选题背景改革开放的20年是我国电力工业大发展时期，到2000 年底全国发电装机容量达到3.19亿kW，年发电量达到13685 亿kWh，成为世界上第二大电力生产国。
换热器壁温计算
35 41.09
换热器壁温计算
1.工艺参数：
热流体进口温度Ti（0C）
120 热流体出口温度To（0C）
冷流体进口温度ti（0C）
31 冷流体出口温度to（0C）
热流体侧污垢热阻rdh（m2。0C/W）
0.00172 冷流体侧污垢热阻rdc（m2。0C/W）
热流体侧给热系数α h(W/m2。0C)
309.358 热流体侧给热系数α c(W/m2。0C)
总传热系数K(W/m2。0C)
146.6776 热强度q(W/m2)
2.计算结果：
换热器大温差端的流体温差△t1（0C）
89 换热器小温差端的流体温差△t2（0C）
流体有效平均温差△tM（0C）
19.61
Hale Waihona Puke 热流体平均温度Tm（0C）
80 冷流体平均温度tm（0C）
热流体侧的壁温tth（0C）
65.76 冷流体侧的壁温ttc（0C）
一般情况下换热管管壁温度tt（0C）
53.42
管壁热阻小且管壁很薄温度tt（0C）
48.48
估算换热管管壁温度tt（0C）
39.93
3.结论：
换热管管壁温度tt（0C）
53.42
壳壁温度ts（0C）
本表的计算适用于传热系数K值固定不变时△tM的计算
40 39 0.00172 2513.243 2875.62
管式加热炉最高管壁金属温度的计算程序与计算方法
管式加热炉最高管壁金属温度的计算程序与计算方法
王嵩岐
【期刊名称】《石油化工设计》
【年(卷),期】1996(013)003
【摘要】从讨论管式加热炉最高管壁金属温度的计算公式开始，分析评述了公式的内涵；总结归纳了最高管壁金属温度的实用计算程序；并根据管式加热炉的具体情况，建议采用三种不同的计算方法。
【总页数】5页(P16-20)
【作者】王嵩岐
【作者单位】无
【正文语种】中文
【中图分类】TQ054.4
【相关文献】
1.对管式加热炉最高管壁温度计算的讨论与评述 [J], 王嵩岐
2.浅析锅炉启动初期管壁金属温度控制 [J], 陶刚强
3.热载体加热炉炉膛最高热强度和炉管管壁最高表面温度的计算 [J], 汪琦
4.圆筒炉燃烧区内最高管壁金属温度计算 [J], 路世忠;陈保东;崔华
5.屏式过热器三维管壁温度分布计算方法 [J], 王芳;唐必光;余艳芝;李冰
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高温过热器管材及壁温计算
附录A高温过热器管材及壁温计算点示意图
附录B高温过热器壁温计算汇总
高温过热器壁温计算汇总
序号管子编号
截
面
编
号
管子规
格
材料最高平均管壁温度℃
mm/ MCR
高加
全切
75%
定压
75%
滑压
1 第1根管子 1 φ54×
7.5
T91
567
.8
565.
562.
2
563.
9
2 第2～5根管子
中第2根
2
φ51×
7.5
12Cr2Mo
WVTiB
548
.3
545.
6
548.
3
548.
3
3 第6根管子 3 φ51×
7.5
12Cr2Mo
WVTiB
526
.7
522.
2
526.
1
525.
6
4 第1根管子 4 φ54×
7.5
TP-347H
598
.3
602.
2
595.
596.
7
5 第2,3,6根管
子中第2根
4
φ51×
7.5
TP-347H
561
.1
560.
2
595.
596.
7
6 第4,5根管子
中第4根
4
φ51×
7.5
T91
540
.6
537.
2
539.
4
560.
7 第1根管子 5 φ54×
7.5
TP-347H
553
.3
544.
4
557.
8
557.
8
8 第2,3,6根管
子中第6根
5
φ51×
7.5
TP-347H
583
.9
583.
9
575.
6
577.
8
9 第4.5根管子
中第4根
5
φ51×
7.5
T91
544
.4
541.
7
542.
8
543.
3
1 0 第6根管子 6
φ51×
7.5
TP-347H
539
.4
536.
7
53
6.7
536.
7
1 1 第2,3根管子
中第3根
7
φ51×
7.5
TP-347H
548
.9
547.
8
550.
548.
3
1 2 第1根管子8
φ54×
7.5
TP-347H
570
.6
574.
4
572.
8
573.
3
1 3 第2、3根管子
中第3根
8
φ51×
7.5
T91
563
.3
564.
4
560.
561.
1
1 4 第4、5根管子
中第4根
8
φ51×
7.5
T91
554
.4
553.
9
550.
550.
6
1 5 第6根管子9
φ51×
7.5
T91
557
.2
557.
2
551.
1
551.
7
1 6 第1根管子9
φ54×
7.5
TP-347H
565
.6
568.
9
568.
3
568.
3
1 7 第2,3根管子
中第3根
9
φ51×
7.5
T91
565
.0
566.
7
561.
7
562.
2
1 8 第4.5根管子
中第4根
9
φ51×
7.5
T91
558
.3
558.
3
553.
9
555.
1 9 第6根管子9
φ51×
7.5
T91
558
.9
560.
552.
8
553.
9
2 0 第6根管子10
φ51×
7.5
T91
557
.8
558.
9
551.
7
552.
2
2 1 第1根管子11
φ54×
7.5
TP-347H
568
.3
572.
2
570.
6
570.
6
2 2 第2，3根管子
中第根
11
φ51×
7.5
T91
565
.6
567.
2
561.
7
562.
2
2 3 第4.5根管子
中第4根
11
φ51×
7.5
T91
556
.7
556.
7
551.
7
552.
2
2 4 第6根管子11
φ51×
7.5
TP-347H
561
.1
562.
2
553.
9
555.
2 5 第1根管子12
φ54×
7.5
TP-347H
570
.6
574.
4
572.
2
572.
8
2 6 第2，3根管子
中第3根
12
φ51×
7.5
T91
570
.6
572.
8
566.
1
566.
7
2 7 第4，5根管子
中第4根
12
φ51×
7.5
T91
564
.4
565.
6
559.
4
560.
6
2 8 第6根管子12
φ51×
7.5
TP-347H
615
.0
620.
6
601.
1
603.
9
2 9 第6根管子13
φ51×
7.5
TP-347H
563
.9
565.
6
556.
1
556.
7
3 0 第1根管子14
φ51×
7.5
TP-347H
580
.0
585.
580.
581.
1
3 1 第2，3根管子
中第3根
14
φ51×
7.5
T91
572
.8
575.
567.
2
567.
8
3 2 第4，5根管子
中第4根
14
φ51×
7.5
T91
562
.8
564.
4
557.
8
558.
3
3 3 第6根管子14
φ51×
7.5
T91
566
.7
568.
9
557.
8
558.
9。