李 濤, 靳旺宗, 王宏偉, 祖勇海, 張?zhí)磴y, 何 棟

(內(nèi)蒙古國(guó)華準(zhǔn)格爾發(fā)電有限責(zé)任公司, 內(nèi)蒙古鄂爾多斯 010300)

隨著經(jīng)濟(jì)的增長(zhǎng)和用電負(fù)荷的增加,燃煤機(jī)組逐漸向高參數(shù)、大容量的超(超)臨界技術(shù)升級(jí)。壓力和溫度等級(jí)的提高使鍋爐受熱面管道極易發(fā)生蒸汽側(cè)氧化腐蝕。隨著氧化層厚度的增加,在啟停及變負(fù)荷過(guò)程中可能會(huì)發(fā)生氧化皮剝落,導(dǎo)致管道下彎頭位置發(fā)生堵塞,嚴(yán)重時(shí)會(huì)導(dǎo)致受熱面爆管泄漏。氧化皮脫落問(wèn)題已嚴(yán)重影響電廠(chǎng)的安全生產(chǎn),成為長(zhǎng)期困擾發(fā)電行業(yè)的一大難題[1-2]。

由于鍋爐運(yùn)行環(huán)境的特殊性,對(duì)超(超)臨界機(jī)組受熱面的氧化腐蝕監(jiān)測(cè)手段有限,無(wú)法掌握長(zhǎng)期運(yùn)行過(guò)程中爐管內(nèi)部的腐蝕狀況。目前,對(duì)氧化層生長(zhǎng)機(jī)理的研究已基本成熟,國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)不同蒸汽溫度和壓力下各類(lèi)鋼的氧化規(guī)律進(jìn)行了一系列研究[3-4],建立了不同受熱面材料的氧化層增厚模型,為氧化層生長(zhǎng)預(yù)測(cè)奠定了基礎(chǔ)。實(shí)際運(yùn)行機(jī)組的氧化層增厚速率主要取決于工質(zhì)側(cè)的蒸汽溫度;但是,只能通過(guò)爐外管道上的熱電偶監(jiān)測(cè)鍋爐受熱面的壁溫,難以反映爐內(nèi)工質(zhì)狀態(tài),這成為制約氧化層生長(zhǎng)預(yù)測(cè)的主要因素。目前,傳統(tǒng)壁溫計(jì)算還是基于前蘇聯(lián)熱力計(jì)算標(biāo)準(zhǔn),標(biāo)準(zhǔn)中使用了大量經(jīng)驗(yàn)公式及數(shù)據(jù),這使鍋爐在變工況時(shí)的壁溫計(jì)算誤差相對(duì)較大[5-6]。

隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的發(fā)展,更多學(xué)者為了能更準(zhǔn)確地得到爐內(nèi)煙氣場(chǎng)及溫度場(chǎng)分布,利用有限元數(shù)值模擬方法進(jìn)行計(jì)算,但是有關(guān)鍋爐屏區(qū)傳熱模擬還沒(méi)有十分理想的方法[7-8]。有學(xué)者采用神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)方法對(duì)鍋爐內(nèi)部煙氣場(chǎng)中過(guò)熱器和再熱器外管壁金屬溫度進(jìn)行預(yù)測(cè)[9-10],但是難以獲得鍋爐內(nèi)部受熱面金屬壁面溫度數(shù)據(jù)樣本。閻維平等[11]基于鍋爐機(jī)組熱力計(jì)算標(biāo)準(zhǔn)(1973年)所推薦的壁溫計(jì)算方法,利用管段局部工質(zhì)能量和質(zhì)量守恒原理,計(jì)算受熱面管從入口到出口壁面不同位置處的金屬溫度,以進(jìn)出口工質(zhì)溫度測(cè)量值或合理考慮了熱偏差的設(shè)計(jì)值為依據(jù)得出管道實(shí)際吸熱量,計(jì)算得到的最高壁溫及位置與實(shí)際情況更加吻合。對(duì)局部傳熱系數(shù)采用加權(quán)處理也可以得到較為合理的結(jié)果,但難點(diǎn)在于如何準(zhǔn)確地確定該加權(quán)系數(shù)[12]。

筆者通過(guò)實(shí)時(shí)鍋爐熱力計(jì)算得到過(guò)熱器的進(jìn)出口煙氣溫度,并利用爐外測(cè)點(diǎn)數(shù)據(jù)計(jì)算煙氣熱偏差,進(jìn)而較為準(zhǔn)確地計(jì)算出爐內(nèi)壁溫?cái)?shù)據(jù)。在此基礎(chǔ)上,實(shí)現(xiàn)氧化層生長(zhǎng)動(dòng)態(tài)計(jì)算,并與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比以驗(yàn)證模型的可靠性。

1 氧化層在線(xiàn)評(píng)估流程

超(超)臨界鍋爐用鋼在運(yùn)行過(guò)程中極易被氧化,管道內(nèi)表面在蒸汽環(huán)境中生成氧化層,不同溫度條件下的氧化膜形成機(jī)制各不相同。在鍋爐開(kāi)始投運(yùn)的數(shù)小時(shí)內(nèi),氧化膜形成得很快,一旦氧化膜形成后,后續(xù)氧化速率便會(huì)下降并基本維持恒定[13]。在某些不利的運(yùn)行條件下,如超溫或溫度、壓力大范圍波動(dòng),會(huì)導(dǎo)致受熱面工質(zhì)側(cè)氧化速率明顯加快[14]。對(duì)于實(shí)際運(yùn)行的機(jī)組,影響氧化層剝落的主要因素包括:受熱面材質(zhì)、工質(zhì)參數(shù)和機(jī)組啟停等。針對(duì)某一機(jī)組,在受熱面材質(zhì)已定的條件下,氧化層生長(zhǎng)主要與受熱面運(yùn)行溫度相關(guān),這為氧化層生長(zhǎng)在線(xiàn)監(jiān)測(cè)提供了基本思路。氧化層生長(zhǎng)規(guī)律可用以下公式表示。

x=ktn

(1)

k=k0exp(-Q/RT)

(2)

式中:x為氧化層厚度,μm;k為線(xiàn)性速率常數(shù);t為氧化時(shí)間,h;n為速率指數(shù);k0為常數(shù);Q為活化能,kJ/kmol,表征了氧化時(shí)所需的能量,也表明了氧化過(guò)程發(fā)生的難易程度;R為氣體常數(shù),8.314 J/(mol·K);T為溫度,K。隨著氧化時(shí)間的增加,氧化膜變厚,氧化速率越來(lái)越小;從增長(zhǎng)速率的角度來(lái)看,在氧化初期的一定時(shí)間段內(nèi),氧化層的增厚對(duì)鍋爐受熱面具有保護(hù)作用。

不同蒸汽溫度下各類(lèi)鋼的氧化層生長(zhǎng)規(guī)律與拋物線(xiàn)氧化規(guī)律基本符合,TP347HFG鋼、T91鋼的氧化層厚度變化規(guī)律見(jiàn)圖1。

圖1 氧化層厚度隨時(shí)間的變化

對(duì)圖1的數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合,得到TP347HFG鋼、T91鋼的模型參數(shù)(見(jiàn)表1)。

表1 氧化模型參數(shù)

在運(yùn)行期間,受爐內(nèi)燃燒工況及其他因素的影響,實(shí)際運(yùn)行溫度不斷變化,因此無(wú)法利用式(1)進(jìn)行氧化層增厚計(jì)算。在實(shí)際應(yīng)用中,采用周期采樣的方法,認(rèn)為可以忽略在一個(gè)較小的周期范圍內(nèi)的溫度波動(dòng),利用平均值進(jìn)行計(jì)算。在較小的周期范圍內(nèi),溫度為常數(shù),則式(1)中的自變量只有時(shí)間,對(duì)式(1)進(jìn)行求導(dǎo),得到某一溫度下,一定時(shí)間內(nèi)氧化層的增厚Δx計(jì)算模型為:

Δx=kntn-1Δt

(3)

在受熱面材質(zhì)和蒸汽溫度可以獲取或計(jì)算的前提下,設(shè)定計(jì)算周期為Δt,取計(jì)算周期內(nèi)多個(gè)管內(nèi)工質(zhì)溫度的平均值作為式(2)的輸入?yún)?shù),計(jì)算實(shí)時(shí)k值,再代入式(3)進(jìn)行氧化層增厚計(jì)算。

在線(xiàn)氧化層生長(zhǎng)預(yù)測(cè)可以通過(guò)圖2所示的流程實(shí)現(xiàn)。首先從實(shí)時(shí)數(shù)據(jù)庫(kù)提取運(yùn)行數(shù)據(jù),進(jìn)行鍋爐熱力計(jì)算,得到受熱面進(jìn)出口煙氣及工質(zhì)溫度,利用分段計(jì)算方法得到工質(zhì)和管道壁溫的沿程分布,利用工質(zhì)溫度計(jì)算各個(gè)位置的氧化層厚度。

圖2 在線(xiàn)氧化層增厚計(jì)算流程

2 在線(xiàn)熱力計(jì)算

計(jì)算氧化層厚度前需要進(jìn)行鍋爐熱力計(jì)算和管道壁溫計(jì)算。傳統(tǒng)鍋爐熱力計(jì)算的主要目的是進(jìn)行鍋爐設(shè)計(jì)和校核,并且只能在典型工況下進(jìn)行計(jì)算。在進(jìn)行鍋爐校核計(jì)算時(shí),需要預(yù)先估計(jì)鍋爐排煙溫度和熱空氣溫度,再進(jìn)行熱平衡和受熱面?zhèn)鳠嵊?jì)算。當(dāng)最終計(jì)算的排煙溫度與估算值相差不超過(guò)±10 K或計(jì)算的熱空氣溫度與估計(jì)值不超過(guò)±40 K時(shí),則可以認(rèn)為計(jì)算合格。校核計(jì)算對(duì)鍋爐參數(shù)的設(shè)計(jì)和選型、變工況運(yùn)行分析具有重要指導(dǎo)作用;但是,在鍋爐實(shí)際運(yùn)行過(guò)程中,各種參數(shù)的變動(dòng)導(dǎo)致運(yùn)行工況和校核工況有較大偏差,進(jìn)而無(wú)法掌握鍋爐的實(shí)際運(yùn)行工況。在校核計(jì)算流程的基礎(chǔ)上,提出基于實(shí)時(shí)參數(shù)的鍋爐動(dòng)態(tài)熱力計(jì)算,在線(xiàn)熱力計(jì)算流程見(jiàn)圖3。對(duì)鍋爐受熱面實(shí)際運(yùn)行情況進(jìn)行在線(xiàn)分析,根據(jù)計(jì)算結(jié)果及參數(shù)變化趨勢(shì),運(yùn)行人員可以及時(shí)發(fā)現(xiàn)鍋爐受熱面異常。

圖3 在線(xiàn)熱力計(jì)算流程

與校核計(jì)算不同的是,在實(shí)時(shí)熱力計(jì)算過(guò)程中,所有的預(yù)估值(如排煙溫度、熱空氣溫度等)和設(shè)計(jì)值(如給水壓力和溫度,過(guò)熱蒸汽和再熱蒸汽壓力、溫度和流量,減溫水流量等)都可以從實(shí)時(shí)數(shù)據(jù)庫(kù)系統(tǒng)中動(dòng)態(tài)獲得。

選取屏式過(guò)熱器、后屏過(guò)熱器和末級(jí)過(guò)熱器出口蒸汽溫度2次計(jì)算的差值是否小于設(shè)定值(3 K)作為傳熱計(jì)算的迭代終止判據(jù)。通過(guò)在線(xiàn)熱力計(jì)算可以動(dòng)態(tài)得到后屏過(guò)熱器、末級(jí)過(guò)熱器和高溫過(guò)熱器的進(jìn)出口蒸汽溫度和煙氣溫度,以此為基礎(chǔ)計(jì)算爐內(nèi)管道的動(dòng)態(tài)壁溫。

3 爐內(nèi)管道壁溫計(jì)算

計(jì)算氧化層生長(zhǎng)的主要工作在于計(jì)算爐內(nèi)管道壁溫。爐內(nèi)受熱面的高溫運(yùn)行環(huán)境導(dǎo)致很難實(shí)現(xiàn)直接通過(guò)測(cè)量方法獲取壁面溫度。實(shí)踐表明,新投產(chǎn)鍋爐在高溫受熱面安裝熱電偶測(cè)點(diǎn),測(cè)點(diǎn)基本在運(yùn)行3～6個(gè)月后就會(huì)失效。因此,通過(guò)實(shí)時(shí)計(jì)算的方法得到爐內(nèi)管的工質(zhì)和壁面溫度對(duì)鍋爐安全運(yùn)行具有重要意義。通過(guò)在線(xiàn)熱力計(jì)算,可以掌握爐內(nèi)管道的超溫情況,同時(shí)可以在此基礎(chǔ)上進(jìn)行氧化層生長(zhǎng)及蠕變壽命評(píng)估。根據(jù)圖3的計(jì)算流程,可以實(shí)時(shí)得到各個(gè)受熱面管組的進(jìn)出口煙氣溫度,進(jìn)而得到計(jì)算點(diǎn)的管道外壁熱負(fù)荷,再通過(guò)式(5)計(jì)算得到金屬壁溫。熱負(fù)荷計(jì)算公式見(jiàn)式(4)和式(5);管道壁溫計(jì)算公式見(jiàn)式(6)。

q=ηq,bqm

(4)

(5)

(6)

在實(shí)際計(jì)算中,通常把單根管道劃分成若干段,一般分為8～12段為宜,按照序號(hào)依次計(jì)算。取聯(lián)箱入口蒸汽溫度作為管道第一計(jì)算段的入口工質(zhì)溫度,取上一段的出口蒸汽溫度作為下一段的入口工質(zhì)溫度,一直計(jì)算到管道出口。

4 案例計(jì)算與分析

以某電廠(chǎng)300 MW、超臨界、一次中間再熱、前后墻對(duì)沖燃燒方式的П形直流爐為計(jì)算對(duì)象。后屏過(guò)熱器及分段情況見(jiàn)圖4。該鍋爐的后屏過(guò)熱器順流順列布置,由規(guī)格為Φ51×7.5、材質(zhì)為SA-213T91和SA-213TP347HFG的鋼管組成,橫向節(jié)距為600 mm,10管圈并繞,沿爐寬方向共有24屏,分段計(jì)算時(shí)把管道從入口到出口劃分為9段。

圖4 后屏過(guò)熱器及分段情況

為了評(píng)估計(jì)算周期對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響,對(duì)歷史數(shù)據(jù)分別進(jìn)行5個(gè)周期(1 min、2 min、3 min、4 min、5 min)內(nèi)的平均值計(jì)算,并對(duì)時(shí)間進(jìn)行積分,與原始數(shù)據(jù)對(duì)時(shí)間的積分進(jìn)行比較。平均值和實(shí)際數(shù)值的累積誤差采用以下公式進(jìn)行計(jì)算:

(7)

式中:ts、te分別為歷史數(shù)據(jù)的起始時(shí)刻和結(jié)束時(shí)刻;Tc為計(jì)算工質(zhì)溫度歷史值,K;Tm為設(shè)定計(jì)算周期內(nèi)工質(zhì)溫度的平均值,K。

選取末級(jí)過(guò)熱器出口溫度計(jì)算1～5 min不同計(jì)算周期的誤差,結(jié)果分別為0.091%、0.101%、0.151%、0.201%、0.233%,可以看到誤差隨計(jì)算周期的增加而增加。綜合考慮計(jì)算精度和計(jì)算性能,取2 min計(jì)算周期進(jìn)行鍋爐熱平衡計(jì)算、爐膛熱力計(jì)算和后屏過(guò)熱器熱力計(jì)算,得到爐膛出口煙氣溫度的變化(見(jiàn)圖5)。

圖5 爐膛出口煙氣溫度隨時(shí)間的變化

前屏過(guò)熱器的熱力計(jì)算主要包括鍋爐熱平衡計(jì)算和基于爐膛出口煙氣溫度判據(jù)的迭代計(jì)算。以鍋爐某一時(shí)刻為例,熱平衡計(jì)算所需的主要參數(shù)見(jiàn)表2。計(jì)算得到鍋爐熱平衡數(shù)據(jù)包括:鍋爐熱效率為94.5%,鍋爐有效利用熱量為2.6×109kJ/h,實(shí)際燃料消耗量(質(zhì)量流量)為144 350 kg/h,計(jì)算燃料消耗量(質(zhì)量流量)為142 906 kg/h。

表2 爐膛熱平衡計(jì)算所需參數(shù)的實(shí)時(shí)值

在此基礎(chǔ)上,將爐膛和前屏過(guò)熱器作為整體進(jìn)行熱力計(jì)算,以2次計(jì)算爐膛出口煙氣溫度的差值小于1.0 K作為判據(jù),計(jì)算得到爐膛出口煙氣溫度為1 058.52 ℃。將該溫度作為后屏過(guò)熱器的入口煙氣溫度進(jìn)行后屏過(guò)熱器的熱力計(jì)算,得到后屏過(guò)熱器出口煙氣溫度為988.14 ℃。在此基礎(chǔ)上進(jìn)行后屏過(guò)熱器的分段計(jì)算,其中第4屏最外圈從入口到出口的內(nèi)壁面溫度沿流程變化規(guī)律見(jiàn)圖6。

圖6 后屏過(guò)熱器內(nèi)壁面溫度沿流程分布

在計(jì)算得到后屏過(guò)熱器進(jìn)出口蒸汽溫度的前提下,將鍋爐二級(jí)噴水減溫后的蒸汽溫度作為后屏入口集箱進(jìn)口蒸汽溫度,以此作為壁溫計(jì)算的迭代初始溫度。以熱負(fù)荷較高的左側(cè)第4屏外圈管為計(jì)算對(duì)象,得到工質(zhì)溫度沿流程的分布規(guī)律,最終得到爐內(nèi)管下彎頭處金屬壁溫隨時(shí)間的變化規(guī)律(見(jiàn)圖7)。

圖7 金屬壁溫隨時(shí)間的變化

鍋爐投產(chǎn)日期為2017年11月11日,于2019年10月進(jìn)行停機(jī)割管檢測(cè),測(cè)量第4屏外圈靠近下彎頭位置的氧化層厚度為35 μm。根據(jù)實(shí)時(shí)計(jì)算得到爐內(nèi)管下彎頭處金屬壁溫,對(duì)屏式過(guò)熱器SA-213TP347HFG材質(zhì)段進(jìn)行氧化層增厚計(jì)算。取該管圈最后一個(gè)分段點(diǎn)的溫度進(jìn)行氧化層厚度計(jì)算,氧化層增厚隨時(shí)間的變化規(guī)律見(jiàn)圖8,氧化層厚度變化規(guī)律見(jiàn)圖9,與測(cè)量值相比,誤差為3 μm,吻合程度較好。

圖8 氧化層增厚隨時(shí)間的變化

圖9 氧化層厚度隨時(shí)間的變化

5 結(jié)語(yǔ)

通過(guò)在線(xiàn)熱力計(jì)算得到受熱面的進(jìn)出口工質(zhì)和煙氣溫度,以此作為輸入條件進(jìn)行受熱面管道的分段傳熱計(jì)算,得到管道從入口到出口的金屬壁面溫度和工質(zhì)溫度。通過(guò)實(shí)驗(yàn)參數(shù)擬合得到氧化層增厚模型參數(shù),并且計(jì)算得到一定計(jì)算周期內(nèi)的氧化層增厚量,氧化層厚度計(jì)算值與測(cè)量值基本吻合。研究?jī)?nèi)容可應(yīng)用于電站高溫受熱面氧化層生長(zhǎng)的在線(xiàn)監(jiān)測(cè)及預(yù)警,提升機(jī)組運(yùn)行的可靠性。