PK-39-IIM鍋爐中間輻射段接管失效及其影響因素的數值分析

PK-39-IIM鍋爐中間輻射段接管失效及其影響因素的數值分析

V. N. Baranov, A. A. Gorb, and S. F. Nikolaev

 Sibtekhenergo, Planirovochnaya ul. 18/1, Novosibirsk, 630032, Russia

摘要：介紹了現代化PK-39-IIM型鍋爐在安裝后首次啟動時，中間輻射部分的一個亞流發生緊急故障的后果。對引起這種破壞的因素進行了數值分析。根據水力設計標準方法中建議的建議進行計算。結果表明，在40%額定載荷下，亞流吸熱增量為586kj/kg（140kcal/kg），錯位構件的吸熱不均勻系數為1.5-亞流下游介質溫度等于670℃（操作條件接近發生故障）。

關鍵詞：鍋爐、汽水路、半流、溫度、焓、吸熱

正文

2011年上半年，由NPO Turboatom（哈爾科夫）公司生產的K-325-23.5-1渦輪機和ZiO機械制造廠（Podolsk）生產的P-1050-240（PK-39-IIM）雙殼鍋爐組成的2號發電機組在哈薩克斯坦阿克蘇市的熱電站進行現代化改造后投入運行。鍋爐是一個T形布置的雙殼體裝置，配有矩形截面的棱柱形爐膛。位于鍋爐入口至出口段的超臨界壓力介質以四種獨立控制的流量（每個殼體兩種）移動。

鍋爐的汽水路在改造過程中發生了變化。由水平管組成的獨立冷煙囪、對流豎井內的過渡區和下部輻射部分（LRP）的N形面板都被新設計的LRP所取代，該垂直膜板由12Kh1MF級鋼制成的直徑為32×6mm（直徑×厚度）的管子組成三人一組，入口處有攪拌機。水冷壁采用V形冷漏斗組合而成。相鄰面板的管道沒有相互焊接，并且有容納熱膨脹所需的間隙。LRP管通過蒸汽布置成三個通道，以獲得所需的加熱介質速度，以確?？煽康睦鋮s和水動力穩定性。LRP塊懸掛在高度為9.6 m的框架上，并向上和向下展開。這些木塊用夾子沿高度固定在框架上。十二個渦流燃燒器在兩層側墻上布置，高度為11 m和14 m，每層3個。中間輻射部件（MRP）和上部輻射部件（URP）的設計沒有發生重大變化，由尺寸為32×6 mm（12Kh1MF級鋼制成）的水平管塊組裝而成，間距為38 mm。中間輻射部分位于21.265和33.805 m的高度之間。砌塊的每個條帶沿其高度通過支架和夾具固定在框架上，并且在兩個相鄰的鉆孔面板之間有一個間隙，以適應熱膨脹。MRP塊通過蒸汽在兩個通道中連接。

在通過給水控制閥時，水分兩股流向省煤器，之后，水通過LRP進入MRP，在MRP中，每個水流被分成兩個平行的不受控制的子流（圖1）。圖2顯示了面板的一般視圖。前（后）壁流MRP-I和MRP-II由三個通道水平面板組成，每個面板由55個平行連接的管道組成。每個側壁的流量MRP-I和MRP-II由兩個通道水平面板組裝而成，每個面板由83根管子組成。

MRP入口的介質設計溫度在一定程度上增加了：從396℃增加到400℃，而表面下游的設計溫度保持不變（等于435℃）。

 

圖1 一個物料需求計劃流程示意圖。

橫向子流依次穿過兩個水平的雙通道面板。橫向板的總長度（從入口集管到出口集管）為15.9m；吸熱面面積為66.25m2，一個元件的總壓降系數為109.4。前部和后部子流依次通過兩個水平三通面板移動。這些面板的總長度（從入口集管到出口集管）為39 m；吸熱表面面積為108 m2，一個元件的總壓降系數等于151。

在鍋爐重新安裝后的第一次啟動過程中，一根交叉管沿焊縫從出口集箱上脫落。事故調查報告中寫道：“18時07分，兩個光電傳感器指示火焰亮度突然下降，自動火焰備份系統通過切換到位于第二層中心部分的兩個燃油噴嘴而啟動。通過D支腿的給水流速突然下降了20 t/h（圖3），而通過C支腿的給水流速增加。應指出的是，在17:42至18:07期間，除氧器從常壓運行改為0.6MPa壓力運行，水溫從80℃增加到150℃。在切換至150°С運行的過程中，給水控制閥切換至遠程控制模式。18時10分，運行人員增加了通過支腿D的給水流量。

由于通過支腿D的給水流量減小，LRP1、LRP2和LRP3下游介質的溫度升高了20℃。MRP下游介質溫度從430t開始升高.

18時07分，C腿培養基溫度從430℃迅速上升到700℃，甚至更高，并一直保持在這個水平直到18:10。LRP1、LRP2和LRP3下游介質的溫度保持不變。

C支腿中MRP下游介質溫度逐步升高至700°С以上，導致以下后果：靠近側板集管和將蒸汽輸送至天花板水冷壁的管道附近的四個交叉管發生蠕變（直徑增大）。一根管道從出口集管上斷開，導致整個側板從墻壁上斷開并吊死。

 

圖片2：MRP面板的一般視圖。左后（前）面板，右面板。

圖片3：事故發生時的參數圖和存檔軟件中的溫標度

為了闡明引起水冷壁管失效的因素，并提出防止這種現象發生的建議，水力失調系數和溫度失調系數以及水力失調總系數采用以下標準法公式計算：

鑒于子流具有不同的表面，我們在公式中引入了比率：

式中，為積分密度和比體積（其值見標準方法表2）；H和Hel為MRP高度（次流常見），其值取自工廠圖紙；Sel為元件的表面；   為平均加熱表面元素之間；下標“el”表示一個元素；ωγ表示質量速度；z和zel是總壓降系數（平均值和相對濕度）。

 

圖片4：IIM鍋爐用MRP的溫度特性。曲線的數量對應于表中的操作模式數量

 

式中，λ0=λ/d；d是管直徑，m；λ是摩擦系數，根據公式λ=         ,l是管長度，m；∑ζloc是局部壓降系數的總和（從MRP集管的管入口到交叉集管的壓降，交叉過熱器的入口、其出口以及所有轉向MRP收集集管）；k=0.08為管絕對粗糙度，mm

對于MRP前部和橫向子流，可以找到zel的值：澤爾. Fel.fr =151和Fel.lat =109。

z值根據公式計算：

 

Fel.fr=0.03 m3是前面板中管的橫截面積，以及自由面=0.045 m3是側板中管子的橫截面積?？紤]到=0.075 m2，我們得到z=115.5。

ωγ的值計算如下：

 

式中，G為元件（回路）中工作流體的流量，kg/h，F為元件（回路）的橫截面積，m2。

 

他計算出（設計）焓增量Δhare等于60%負荷下的476.4 kJ/kg（113.7 kcal/kg）和100%負荷下的426.7 kJ/kg（101.84 kcal/kg）。根據這些數據，我們選擇了以下關于Δh的操作條件：335、419、503和586 kJ/kg（80、100、120和140 kcal/kg），三個水平的負載分別為105、157.5和210 t/h（20、30和40%Dnom）?？偣灿嬎懔?2種工作模式（見表）。

根據計算結果建立了流體溫度對元件吸熱不均勻系數的依賴關系（圖4）。從圖中可以清楚地看到，在較大的焓增量下，在較小的熱不均勻系數下，失調單元中的介質被加熱到更高的溫度水平，并且失調溫度曲線具有更高的斜率。對于啟動流量，這種依賴性是典型的。

MRP下游支流B溫度急劇上升（從430℃上升至700℃）是由于爐內熱量釋放突然增加（放熱激增）以及在運行中兩個燃油燃燒器的自動切換導致的子流之間出現熱工水力失調。自動火焰備用控制器啟動，證明鍋爐在40%負荷下運行，而沒有燃油支撐火焰，盡管根據相關法規文件，在燃用Ekibastuz型煤時，僅允許在負荷不低于60%的情況下斷開燃油入口

回路中未對準元件的吸熱不均勻系數ηel取自標準方法附錄1中的表1-3，具體取決于安裝在爐壁上的焊道數或元件數計算。英寸在考慮的例子中，元素的數量等于兩個；因此，我們取ηel=1.3。

根據同一附錄的表1-4，考慮加熱條件的時間變化模式的附加系數。鑒于鍋爐設計中使用了多程面板，我們取Δηel=0.2?？偟膩碚f，Δηel=1.5。利用該吸熱不均勻系數值，在40%負荷和Δh=586 kJ/kg（140 kcal/kg）（圖4中的上曲線）下測得的失調流下游溫度等于670°C，這與發生故障的運行條件很接近。實際上，總ηel要高得多，等于1.6，甚至可能是1.7。在后一種情況下，亞流下游的溫度超過760°С；即超過點АС1，超過該點，12Kh1MF級鋼會改變其結構，從而導致元件迅速損壞。正是這些變化導致了跨接管的失效。

計算結果清楚地證實了上述事故發生的原因，并證明MRP不能被認為是可靠的，因為這種情況可能在某些操作條件組合下再次發生。因此，必須提供監控MRP各子流程中的溫度條件的方法，并且必須對其進行監控。同時，制造商應詳細說明按順序將子流連接成一個公共流的可能性。

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