高温过热器管材及壁温计算

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。

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。

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。

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。