热面状况（精选4篇）
热面状况 篇1
1 引言
高炉炼铁的成本占整个钢铁联合企业生产成本的50%, 因此降低生铁成本具有重要经济价值。要达到上述目的, 措施之一就是设法延长高炉寿命。随着高炉的强化和炉型的大型化, 冷却壁的寿命是影响高炉寿命的重要因素之一。因此, 对高炉冷却壁热面状况进行监测对于了解高炉的运行状况以及预测高炉的使用寿命有着很大的实际参考意义。
为了检测高炉冷却壁的热面状况, 在冷却壁壁体不同深度上或在冷却壁间隙之间的填料上安装检测传感器, 这既会破坏高炉冷却壁的本体结构, 严重时更会导致高炉炉壳的应力分布不均匀。因此, 大量使用传感器布设高炉冷却壁上不太现实。目前, 现场操作人员还采用测量冷却壁水温差, 凭经验了解冷却壁的热面状况越来越得到广泛使用, 但这种方法不够精确, 无法对冷却壁热面状况进行量化分析。
为了得到更加科学的冷却壁热面状况结果, 需要对这种采用冷却壁水温差进行判断热面状况的经验方法进行进一步科学量化地分析。冷却壁热面的任何变化都直接影响进出口水温差的变化, 冷却壁水温差可以直接快速地反映冷却壁的热面状况。对其进行监测并对结果加以分析, 可以快捷、较准确地得到高炉冷却壁的热面状况。但大多数冷却壁传热分析在进行有限元计算时, 往往忽略冷却壁的水温差值[1,2,3]。笔者采用有限元分析软件Fluent, 对高炉铜冷却壁进行分析, 探讨了冷却壁水温差与冷却壁热面状况的变化关系。
2 高炉铜冷却壁复合体三维传热稳态模型
2.1 高炉铜冷却壁物理模型
计算冷却壁以某钢铁公司高炉冷却壁为例, 冷却壁本体宽为900mm, 厚为125mm, 高为2535mm。填充层厚度为50mm, 炉壳厚度为50mm, 水管间距为220mm。物理模型如图1所示, 计算所需材料的热物性参数如表1所示。
2.2 传热基本模型
高炉冷却壁复合体的稳态传热可视为导热问题, 其三维稳态导热微分方程为:
2.3 边界条件的确定
炉壳与大气:空气与炉壳之间为对流换热。假定空气温度为30℃, 其对应的换热系数为11 W/ (m2•℃)
高炉煤气与炉渣:高炉煤气与炉渣之间存在着较为复杂的热交换, 即有对流和辐射两种形式的热量交换。换热系数hz受很多因素影响, 如炉气本身的物性, 冷却壁表面的材质、表面状态等[4], 使得其很难精确测定[5,6,7]。在本文中采用hz=232 W/ (m2•℃) [8], 炉气温度取1150℃。
冷却水管内表面:某钢铁公司高炉冷却壁的冷却水管为新型的“8”字形截面水管, 截面形状如图1, 冷却水流速为v=2m/s。
冷却壁水管与冷却壁之间为流固耦合面, 对流换热系数由Fluent自动计算, 其它边界为绝热条件。
3 计算结果与分析
通过Fluent数值模拟的方法, 改变炉渣层厚度, 计算结果如表2所示。
图3为不同炉渣层厚度下冷却壁进出口温差及冷却壁热面最高温度示意图。从图3中可以看出, 前期随着炉渣厚度的增加, 冷却壁温度下降幅度十分明显, 特别是从没有炉渣 (炉渣厚度0mm) 到炉渣厚度为10mm, 冷却壁最高温度有显著下降, 这是由于炉渣本身的导热能力十分有限, 这验证了炉渣对保护高炉冷却壁的重要意义。随着渣皮厚度累积至50mm之后, 冷却壁最高温度降幅逐渐趋于平缓。
图4为冷却壁水温差与炉渣层厚度关系图。可以看出, 冷却壁水温度差与热面最高温度对炉渣厚度几乎保持着相同的变化趋势。且冷却壁水温差与冷却壁炉渣厚度以及冷却壁本体最高温度有着严格的对应关系。这就为通过监测冷却壁水温差来监测高炉炉渣厚度以及热面最高温度提供了理论依据。
4 数值模拟结果的拟合方程
为了更加精确、量化地分析冷却壁水出口温差与炉渣厚度、热面最高温度间的关系, 笔者采用MATLAB软件将模拟所得数据进行了拟合, 得出了冷却壁水温差与炉渣层厚度、冷却壁水温差与冷却壁热面最高温度的关系公式如下:
冷却壁水温差与炉渣层厚度关系为六次函数:
式中:x——冷却壁水温差, ℃;
y——炉渣层厚度, mm。
拟合相关系数R=0.9977。拟合关系曲线如图4所示。
冷却壁水温差与冷却壁热面最高温度关系为一次线性函数:
式中:x——冷却壁水温差, ℃;
y——冷却壁热面最高温度, ℃。
拟合相关系数R=0.9986拟合关系曲线如图5所示。
5 结论
(1) 建立了高炉冷却壁复合体三维传热稳态模型, 运用Fluent软件对高炉冷却壁进行传热分析和计算, 计算结果表明, 炉渣厚度及冷却壁热面最高温度与其所对应的冷却壁水温差有较好的对应关系, 这就为通过监测冷却壁水温差来监测高炉炉渣厚度以及热面最高温度提供了理论依据。
(2) 运用MATLAB软件拟合, 冷却壁水温差与炉渣层厚度关系为六次函数, 冷却水温差与冷却壁热面最高温度关系为一次线性函数。现场操作人员在测得冷却水温差后, 通过本研究中拟合的公式, 可以较为准确地判断出冷却壁炉渣厚度以及冷却壁热面最高温度状况及趋势, 从而达到实时监控高炉冷却壁状况的目的。
参考文献
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热面状况 篇2
高炉长寿对于钢铁企业降低成本和提高效益具有重大意义。由于铸铁冷却壁的固有缺点会导致高炉寿命缩短,因此近年来世界各国许多高炉使用了铜冷却壁[1,2,3,4,5,6]。我国也已经具备了研发生产铜冷却壁的能力。铜冷却壁可以分为3种类型:轧制铜材转孔冷却壁、PW专利技术连铸成型铜冷却壁和埋管式铸铜冷却壁[7]。3种冷却壁各有特点,在国内外都有广泛的应用。但是在铜冷却壁热面状况计算方面,国内自主开发的模型还很少[8],尤其是在应用铸铜冷却壁的高炉上,还没有相关记录。
渣皮是高炉炉腹和炉腰等高温区域最好的炉衬[9],是冷却壁和高温炉气相互作用的产物,其厚度随着煤气流分布和冷却制度等因素的改变很容易发生变化:一是渣皮脱落,二是渣皮结厚,进而破坏炉型,造成炉况异常。所以加强炉型管理,实现对冷却壁热面状况的在线计算很有必要。
我们根据铸铜冷却壁的结构特点,提出了高炉铸铜冷却壁热面状况计算模型,该模型由铸铜冷却壁热面温度和渣皮厚度计算模型组成。通过采集和处理现场高炉数据及编程技术实现了该模型的在线计算,并且成功应用到了国内某钢铁公司的高炉生产中。实践证明该模型可以有效地帮助工长加强对炉型的管理,从而对于延长高炉寿命等起到了促进作用。
1 模型建立
1.1 物理模型
目前国内的铸铜冷却壁主要是埋管式铸铜冷却壁,它具有以下几方面的特点:
(1)埋管采用整根T1铜管(含铜量99.85%)压制成圆形或扁圆形,埋管穿出冷却壁本体与炉壳外水管相接。
(2)铸铜冷却壁埋管进出水端进出冷却壁本体采用圆弧弯制,通水阻力小。
(3)铸铜冷却壁本体和冷却水管管壁之间会产生气隙层。
(4)冷却壁热面肋条可一次性铸造成型。
根据以上特点,我们建立了铸铜冷却壁物理模型,如图1所示。一般情况下,高炉生产1～3年后,高温区域的冷却壁表面衬砖基本上已经被熔蚀。因此在建立计算模型时,只考虑了铸铜本体内的镶砖,而原有的其他耐火砖衬用渣皮取代,即炉墙由炉壳、填充层、冷却壁本体、筋肋、镶砖和渣皮组成。
1.2 数学模型
冷却壁传热可近似地视为三维稳态传热,为方便模型的分析,我们将其转化为一维稳态传热问题考虑。铸铜冷却壁侧面剖视图如图2所示,我们把整块冷却壁本体传热划分为两部分,一部分为筋肋,认为材质均为一种;另一部分为铜与镶砖组合。
δa—镶砖厚度;δb—冷却壁本体厚度;tx1—镶嵌耐火材料热面温度;tx2—铸铜冷却壁热面温度;x1—壁体检测热电偶插入深度;x2—筋肋检测热电偶插入深度;t1—热电偶在x1处监测点监测的温度;t2—热电偶在x2处监测点监测的温度;Δx2—热面与监测点x2的距离;tw—冷却水温度。
整块冷却壁的热流强度q可以利用冷却水参数计算,即
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式中,c为冷却水比热容;m为单位时间内冷却水流量;t出为冷却水出水温度;t进为冷却水进水温度;Δt为冷却水温差;F为铸铜冷却壁表面积。
筋肋热流强度[8]
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式中,λCu为铜导热系数。
铜与镶砖组合部分热流强度
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其中,R=R1+R2+R3+R4+R5
上述式中,R为冷却水与热面间存在的5个热阻的总和;R1为水管内表面与水的对流换热热阻;R2为冷却水管管壁的导热热阻;R3为管壁和冷却壁间气隙层的热阻;R4为冷却壁本体δb部分的热阻;R5为镶砖δa部分的热阻。
5个热阻具体计算如下。
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其中,undefined
上述式中,α为冷却水管内表面与水之间的对流换热系数;do,di分别为冷却水管外径和内径;ν为冷却水管内冷却水流速;λl,cp,ρ,υ分别为冷却水的导热系数、等压比热容、密度和运动黏度。
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式中,λw为水管管壁的导热系数。
在铸造铸铜冷却壁的过程中,冷却壁体和冷却水管管壁之间会形成气隙层,气隙层虽然很薄,一般为0.05～0.15 mm,但因其影响传热过程,因此不能忽略。所以计算气隙层热阻R3时按平壁传热处理。气隙层的传热由两部分组成:冷却壁壁体与水管涂层外表面的辐射换热和气隙层的气体导热。为了方便起见,我们把这两部分传热用一个等效导热过程表示。
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上述式中,λe为气隙层的总传热系数;λg,δg分别为气隙层中气体的导热系数和气隙层厚度;C0为黑体的辐射系数;ts,tc分别为冷却壁壁体与水管涂层接触面和水管涂层表面温度;Ts,Tc分别为与ts和tc分别对应的绝对温度;εs,εc分别为冷却壁壁体和水管涂层的黑度。
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式中,λf为镶砖导热系数。
由式(4)～(8)可以得到:
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在实际工程中我们可以认为整块冷却壁的热流强度为两部分热流强度的平均值,即undefined,所以整块铜冷却壁热流强度q也可以通过式(10)计算:
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由于tx1和tx2反映的是纵向距离非常近的两点的温度值,又同时处于铜冷却壁的热面,因此令热面温度tx1=tx2=tx,联立式(1)和式(10),推导得到式(11),计算出铸铜冷却壁热面温度:
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由于高炉炉渣的熔化性温度在1 330 ℃左右[10],碳饱和液态铁水的凝固温度为1 150 ℃,也就是说液态渣铁在低于1 150 ℃时才能完全凝固成渣皮,因此,形成稳定渣皮时,理论上渣皮凝固边界温度t应为1 150 ℃[11]。在求得铸铜冷却壁热面温度和热流强度的情况下,以1 150 ℃为渣皮凝固边界温度条件,根据式(12)就可以反算出渣皮厚度Δx。
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式中,λ渣皮为渣皮导热系数;tx为热面温度。
2 模型实现
因其计算过程涉及到变量之间的迭代,计算过程繁琐,因此在这里借助计算机来求解不同条件下的热面温度和渣皮厚度,计算流程如图3所示。
3 模型应用
3.1 高炉数据采集与处理
该高炉于2007年12月投产,拥有基础自动化(L1)级和过程自动化(L2)级,其中L1级的PLC控制系统采用了德国Schneider公司的TSX Quantum系列,上位监控软件采用界面良好的iFIX,通过工业以太网相互连接进行通信,iFIX采用C/S模式,支持最新的OPC技术,提供符合OPC规范的OPC服务器,L2级后台采用Oracle数据库。由于iFIX和Oracle都支持ODBC标准,因此可以通过ODBC接口实现SCADA(数据采集与监视控制系统)节点和数据库服务器之间的数据通信,即实现了基于ODBC技术的iFIX组态软件与数据库Oracle的数据通信。系统采集数据的时间间隔为2s,共采集近200个数据,考虑到不同数据的不同用途,在数据转储过程中,将200个数据按用途分为2个表转储到Oracle中,通过Oracle客户端建立只读映射,读取L2级数据,构建铸铜冷却壁热面状况计算模型数据库平台。
由于高炉自身以及外部干扰的影响,采集到的一级数据不可以直接利用,因此需要将大量的一级数据处理成噪声微小、粒度适合的数据。根据高炉数据实际情况,结合模型需要,我们采用两种方法对数据进行处理:数据平滑处理和数据均值处理。具体方法是通过编程设计出两种数据处理方法的程序框图并写入Oracle,从而实现数据的自动处理,然后将处理后的数据重新转储到Oracle数据库中,最后应用于铸铜冷却壁热面状况计算模型的计算。
3.2 应用情况
我们结合该钢铁公司高炉的实际情况,对高炉铸铜冷却壁热面状况计算模型进行了实践。根据各种物质的物性值和铸铜冷却壁物理结构参数以及采集得到的冷却水进出口温度、检测点热电偶温度等,可计算出高炉铸铜冷却壁热面温度tx和渣皮厚度Δx。该模型已经运行近半年的时间,整体状况良好,渣皮厚度基本稳定在50～90 mm之间,没有发现连续的大量渣皮脱落,当发现有结厚趋势时也在第一时间采取了必要措施,因此没有造成严重的炉况波动,有效地帮助工长对渣皮脱落或结厚进行了合理判断,对保持高炉顺行和高炉长寿起到了促进作用。
4 结束语
在分析铸铜冷却壁结构特点的基础上,对铸铜冷却壁传热过程进行了分析,重点研究了冷却壁本体与冷却水之间的传热热阻,给出了计算铸铜冷却壁热面温度和渣皮厚度的方法、流程和相关参数。
实践证明,该模型有助于工长加强对高炉炉型的管理,提早对渣皮异常情况进行操作干预,从而在保持高炉顺行、延长高炉寿命等方面起到了促进作用。
在该模型基础上进一步优化,加入知识库和推理机,随着其他新模型(布料模型、理论燃烧温度计算模型、异常炉况预报模型等)的集成和加入,可以实现对高炉全面有效的监测,即形成一套完整的具有自主知识产权的高炉专家系统,这也是我们一直努力的方向。
摘要：根据铸铜冷却壁的结构特点,分析了铸铜冷却壁的传热过程,重点研究了冷却壁本体与冷却水之间的传热热阻,提出了高炉铸铜冷却壁热面状况计算模型。通过采集和处理现场高炉数据,以及采用编程技术实现了该模型的在线计算,并且成功应用到了国内某钢铁公司高炉生产中。实践证明,该模型可以有效地帮助工长实时把握冷却壁热面状况,加强对炉型的管理,当发生渣皮厚度异常时,可以提早进行操作干预,有效避免了渣皮大面积脱落或者结厚,从而对于高炉顺行和高炉长寿等起到了促进作用。
关键词：高炉,铸铜冷却壁,热面状况计算,数据采集与处理
参考文献
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浅析电厂锅炉受热面主要失效型式 篇3
1 锅炉受热面主要失效机理
在长期高温高压和介质的作用下, 由于几种失效机制的同时作用, 往往各个部件都存在几种不同的损伤形式。美国EPRI (电力研究院) 提供了涉及锅炉各部件失效型式和损伤机理的表格[1], 对全面了解锅炉的失效很有参考价值, 如下表所示。
2 超临界机组的材料主要失效型式
(1) 过量变形失效。部件承受的载荷增大到一定程度, 变形量超过设计的极限值, 部件原有的功能被破坏从而失效。过量变形失效又可分为以下两类:过量塑性变形失效和过量弹性变形失效; (2) 疲劳失效。在工作过程中部件承受交变载荷或循环载荷的作用, 会使部件内部产生应力, 这种情况下产生的应力称为交变应力。疲劳断裂就是指在这种交变应力的作用下发生的断裂现象。部件在疲劳载荷的作用下, 其应力水平低于材料的抗拉强度, 有时也低于材料的屈服强度。疲劳断裂也有一个时间过程, 即裂纹的萌生、裂纹的扩展和最终的瞬时断裂三个阶段。一个典型的断口都是由这三个部分组成的, 其具有典型的“贝壳”或者“海滩”状条纹; (3) 腐蚀失效。金属材料因周围环境介质的化学与电化学作用而产生的损伤叫腐蚀失效。部件的腐蚀损坏表现为失重、材料表面完好状态的破坏和生产裂纹。常见腐蚀失效有以下几种主要类型:高温氧化;低熔点氧化物的腐蚀 (高温腐蚀) ;烟气腐蚀;应力腐蚀;点蚀或孔蚀;垢下腐蚀;氢腐蚀; (4) 蠕变失效。金属材料在恒应力长期作用下而发生的塑性变形现象称为蠕变。在任何温度范围内蠕变都可以发生, 只不过温度高变形速度大而已。过热失效是材料在一定时间内的温度和应力作用下而出现的失效形式, 它是蠕变失效在电站锅炉高温部件的具体表现形式; (5) 磨损失效。决定磨损方式的因素:零件处于的运动学、动力学状态, 其表面的几何形貌和转配质量, 零件的使用工况及其处于的环境状态, 零件材质的状态, 摩擦副材料的匹配情况, 以及材料在磨损过程中的变化等。磨损分成五类:粘着磨损、磨粒磨损、冲蚀磨损、腐蚀磨损和表面疲劳磨损[2]; (6) 脆性断裂失效。材料的韧性急剧下降, 而其他力学性能变化不大的现象称为材料的脆性。几乎不存在塑性变形, 断裂过程极快而吸收能量极低的突发性破坏现象称为部件的脆性断裂。只有处于脆性状态的零件才能发生脆性损坏。产生脆性断裂的加载条件是:静载或冲击; (7) 塑性断裂失效。当部件所承受的应力大于材料的屈服强度时, 会发生塑性变形。如果应力进一步增大, 就有可能发生断裂, 这种失效叫做塑性断裂失效。一般发生于静力过载或大能量冲击的恶劣工况情况下[2]。
3 失效案例分析
(1) 热疲劳失效案例。海南某电厂6号炉高温再热器集汽联箱大修时发现疏水管管座接头角焊缝开裂泄漏, 联箱管孔周围存在多条放射状宏观裂纹, 其中三条已穿透联箱壁厚, 此外, 在角焊缝熔合线处还有一条断续的周向裂纹。取样检查发现管孔处联箱内壁有大面积的泥状龟裂。6号炉型号为SG420/140-M418, 再热蒸汽压力和温度为2.26MPa和540℃。该炉累积运行22000小时, 启停75次。该联箱开裂属于典型的腐蚀性热疲劳; (2) 交变应力的腐蚀疲劳失效案例。山西某电厂130t/h的П-130型锅炉, 过热器出口温度为420℃, 压力为3.33MPa。1956年投运, 至1987年底小修时发现主蒸汽管弯头外弧侧泄漏, 有一条80mm长的环向裂纹。至此该机组累计运行199000h, 启停2456次。主蒸汽管道的材料为20A, 规格为φ325×10mm。失效分析表明:因停炉保护不当, 在弯头处由凝结水产生腐蚀;支吊架失效应力增大;启停炉频繁产生的交变应力导致的腐蚀疲劳失效[2]; (3) 磨损失效案例。某热电厂220T/H循环流化床锅, 由于其工作机理所致, 燃用0~8mm煤粒, 在燃烧过程中, 冲刷、磨损锅受热面, 造成受热面泄漏。从发生磨损爆管部位来看, 主要表现在水冷壁、水冷屏、过热器、省煤器吊挂管、浇注料脱落后管子外露处等; (4) 焊缝材料强度不足引起的失效案例。2004年9月12日, 山西某电厂6号机主蒸汽管道 (标高4.5m处) 流量孔板焊缝在运行中沿环向爆裂分为两半。断裂面呈灰蓝色, 断面粗糙起伏, 断口裂纹弧长168mm。主蒸汽管道规格为Ф273×28mm, 材料为10Cr Mo910。流量孔板环室的内、外直径为Ф334mm和401mm, 材料为12Cr1Mo V。Ⅱ位置焊条为TRCr1Mo V-X。6号炉于1999年3月投运, 主蒸汽管道运行温度532℃, 压力8.9MPa。流量孔板焊缝爆裂的主要原因是焊缝材料错用为碳钢, 高温强度明显不足。
4 结论
近几年来我国投产的一些电站, 锅炉各受热面长期在高温、高压的环境下运行, 随着时间的延长其材料会出现材质劣化, 造成部件失效。本文阐述了锅炉受热面主要失效形式及失效特点, 并列举了常见失效型式案例, 希望能够为电厂机组的安全运行提供一些借鉴。
参考文献
[1]张磊, 陈媛等.超 (超) 临界机组焊接技术与工艺评定[M].北京:中国电力出版社, 2014.
锅炉受热面防磨防爆治理 篇4
1.1锅炉承压部件泄漏及非停情况分析
2000年锅炉“四管”泄漏8次, 其中因省煤器厂家制造焊口缺陷导致泄漏6次, 因安装焊口质量不良导致泄漏1次, 占泄漏总数的87.5%;因炉外小管安装焊口质量不良导致泄漏1次;以上事件共造成非停7次。
2001年锅炉承压部件泄漏及非停情况分析
2001年锅炉“四管”泄漏5次, 其中因水冷壁鳍片安装焊接质量不良导致泄漏2次, 占泄漏总数的40%;因蒸汽吹灰器吹损导致泄漏3次, 占泄漏总数的60%;以上事件共造成非停5次。
2002年未发生锅炉“四管”泄漏。
2003年锅炉承压部件泄漏及非停情况分析
2003年锅炉“四管”泄漏3次, 其中因省煤器厂家制造焊口泄漏1次;因蒸汽吹灰器吹损省煤器管导致泄漏1次, 因省煤器检修焊口泄漏1次;以上事件共造成非停3次。
2004年未发生锅炉“四管”泄漏。
2005年锅炉“四管”爆漏1次, 为高温段过热器热端一根下U型弯管向火侧发生爆管, 经西安热工院对管样进行分析, 原因为长期超温所致。
2006年未发生锅炉“四管”泄漏。
1.2锅炉承压部件存在的问题
从以上泄漏的部位和类型分析可以看出, 神木公司锅炉承压部件泄漏情况, 具有一定的规律:投产初期由于制造和基建安装质量不良, 暴露出省煤器、水冷壁、过热器以及炉外小管焊口频繁发生泄漏的问题非常突出;之后是蒸汽吹灰器吹损受热面管, 引起受热面管多次泄漏;05年暴露出高温段过热器热端长期超温发生爆管的问题。
2对照问题采取的对策和措施
2.1针对由于制造和基建安装质量不良, 造成受热面以及炉外小管焊口频繁发生泄漏的问题, 神木公司积极行动、举一反三, 结合防磨防爆措施, 主要做了以下工作。
2.1.1 2001年制定了神木公司机炉外管承压部件检查三年滚动计划, 积极利用机组计划检修和调停的机会, 对φ76以下所有机炉外管承压部件的焊口进行了检验和普查, 有80%的焊口因缺陷超标进行了重新焊接, 收到了良好的效果。
2.1.2按照二十五项反措的要求, 对炉前燃油管路重新进行了安装。
2.1.3对于炉内受热面管及焊缝的检查, 虽然难度比较大、手段比较少, 但是我们努力通过计划检修, 安排滚动检查计划, 对重点部位进行尽可能全面的检查;每次受热面检修完成后, 必须进行水压试验主动查找漏点。
2.1.4加强技术监督工作, 做好定期检查和试验工作
2.1.4.1对椭圆度超标的导汽管、微裂纹超标的给水弯头进行了更换, 消除了金属监督检查中发现的隐患。
2.1.4.2对集汽集箱与主蒸汽管两侧连接短节进行了更换, 消除了金属监督检查中发现的短节壁厚未达到设计值的隐患。
2.1.4.3对高温段省煤器与空气预热器膨胀间隙实施了改造, 解决了高温段省煤器膨胀受阻的问题。
2.1.4.4根据06年国华公司锅炉“四管”防磨防爆专题技术研讨会精神, 对全厂的高温高压管道材质全面检验编排了检验计划, 对运行中的超温记录进行了规范, 07年利用计划检修扩大了检查范围, 对炉外φ76以上的部分高温高压管道安排了检查和检验。
2.1.4.5按照国华技术中心的要求对给水弯管安排了检查和检验。
2.1.5加强设备的检修管理, 提高质量意识
2.1.5.1严格按照《防止电力生产重大事故的二十五项重点要求》、《火力发电厂安全性评价》、《国家电力行业标准》以及检修规程制订检修和检查项目。
2.1.5.2锅炉大小修时, 要加强锅炉“四管”重点部位的检查。
2.1.5.2.1水冷壁、过热器、省煤器、吹灰孔周围管子的吹损情况。
2.1.5.2.2水冷壁下斜坡管子砸伤情况;各层水冷壁的刚性圈梁与四角连接部位;炉本体上下联箱整体膨胀;炉墙角接处密封板与水冷壁、包墙管之间的焊缝质量;喷燃器、人孔门、打焦孔处炉管;烟气走廊;
2.1.5.2.3努力发挥防磨防爆小组成员的力量, 专人、专工具、定部位进行检查, 编制了适合自身使用的防磨防爆检查记录本认真记录。
2.2针对蒸汽吹灰器吹损受热面管的问题, 专业技术人员经过长期的摸索实践、调查研究分析认为, 只要使用蒸汽吹灰器, 均会对受热面造成不同程度的吹损, 因此, 必须制定有效的治理计划和防范措施。为防止“四管”被吹灰器吹损泄漏的发生, 我们采取了以下治理措施。
2.2.1对一、二级过热器吹灰通道内第1、2排吹灰器能吹到的管子加装了防磨护板。材质1Cr18Ni9TV并对管排进行彻底的整理;
2.2.2焊堵了直吹省煤器弯管的吹灰器枪孔、对吹灰器上方省煤器管加装了防磨瓦;
2.2.3为了避免由于吹灰器墙箱法兰安装不正、距离过短造成吹灰器枪头歪斜直接吹扫水冷壁面, 重新对吹灰枪头中心线与水冷壁向火面距离进行了测量和调整, 严格按照安装要求, 保证这一距离达38mm。
2.2.4利用检修机会对吹灰器周围的受热面管进行防磨防爆检查, 对超标受损的管子进行更换;
2.2.5使用Ni Cr-C陶瓷粉末对吹灰器周围的受热面管进行亚音速火焰喷涂, 提高管子强度, 延长管子使用寿命。
2.2.6对库存的炉管进行喷涂, 以备急用。
2.2.7对吹灰器套管更换并进行浇注。
2.2.8机组运行中, 每半年对炉膛吹灰器喷口角度调整180°, 也是缓解受热面被吹损的有效方法。
2.2.9制订了吹灰控制措施:严格控制吹灰蒸汽母管压力为1.6MPa;当受热面结焦严重时, 可适当调整压力为2.0MPa;在机组负荷为70MW时, 每天对水冷壁进行1次吹灰, 在夏季根据情况可适当增加为2次;在机组负荷为100MW时, 控制每天吹灰4次, 根据水冷壁的结焦情况, 适当增加1次吹灰。
2.2.10为了提高吹灰疏水效果, 将吹灰疏水器改为ф5mm缩孔直排, 调整吹灰管路暖管时间, 由5分钟延长到15分钟, 加强吹灰器提升阀的维护防止内漏。
2.3针对高温段过热器热端长期超温发生爆管的问题, 从西安热工研究院对送检管样的分析结果来看, 长期超温主要发生在高温段过热器热端最外圈弯管部分, 长期超温主要由烟气偏差和管子内介质流量较小或流速较低引起引起。由于04年以前, 我厂高过与屏过之间高温区域未设计安装蒸汽吹灰器 (目前已加装) , 此处运行中曾存在大量的结焦, 运行中只能靠人工吹灰, 很难排除形成烟气走廊, 产生烟气偏差现象。为此, 采取了如下措施。
2.3.1根据西安热工院材料研究所对炉管的分析报告和对巴威锅炉厂生产的同类型机组电厂的调研情况, 我们已在06年机组计管高度:每个弯管总长4m, 向火侧弯管起弧点以上直管距离为2m, 背火侧弯管起弧点以上直管距离为1m) 。
2.3.2对锅炉运行工况调整时, 力求做到燃烧调整和制粉优化, 控制火焰中心降低、火焰不偏斜、炉膛出口烟温偏差在控制范围, 利用蒸汽吹灰器及时清理过热器结焦、积灰。
2.3.3锅炉点火启动和停运中, 严格执行锅炉升温升压曲线, 防止锅炉点火或停运时, 过热器中流过的蒸汽量小, 引起过热器管壁超温。
3下一步防磨防爆工作计划
神木公司经过几年的艰苦历程, 锅炉“四管”防磨防爆工作取得了一定的成绩, 机组可靠性水平大幅度提高, 但我们要清楚的认识到, 锅炉“四管”及承压部件泄漏问题, 目前仍然是危机安全运行的主要矛盾, 也是长期困扰我公司安全生产的一大技术难题。为此, 08年我们准备利用机组大修的机会, 对φ76以上的部分高温高压管道安排了检查和检验;邀请电科院对过热器区域温度场、热力场进行试验, 进一步摸清高温区域的具体部位, 核实内外壁温度的偏差, 为过热器运行和管理提供准确依据。
4结语