大容量煤粉鍋爐長伸縮式蒸汽吹灰器槍管變形失效分析

湯學義 冉燊銘 王婷 易澤中

【關(guān)鍵詞】大容量鍋爐;蒸汽吹灰器;槍管;變形

【中圖分類號】TK221 【文獻標識碼】A 【文章編號】1674-0688（2021）05-0084-06

0 引言

吹灰器是清除固體燃料鍋爐受熱面積灰的輔助設備，對鍋爐可靠、經(jīng)濟運行有重要作用[1]。吹灰器通常利用加壓流體產(chǎn)生機械/熱沖擊使沉積物脫落，達到清灰目的[2]，有蒸汽、聲波、激波、聲波等多種形式[3-5]。我國大型電站鍋爐普遍采用蒸汽吹灰器[6]。

大容量高參數(shù)超（超）臨界機組是我國火電發(fā)展的重要方向[7]，鍋爐尺寸隨機組容量增加而增大，國產(chǎn)百萬千瓦超超臨界“Π”形煤粉鍋爐的爐膛寬度達32.084～35.496 m[8-11]，600 MW級超臨界“W”形火焰鍋爐的爐膛寬度也達到26.68～34.48 m[12-14]，與百萬千瓦常規(guī)燃燒方式煤粉爐相近。為滿足爐膛寬度方向受熱面吹灰覆蓋的需要，布置在煙溫較高區(qū)域的長伸縮式蒸汽吹灰器（簡稱長吹）行程需與爐膛尺寸匹配，工作時，槍管伸入爐膛寬度一半距離（長達17 m），承受自重引起的彎矩，同時受到爐內(nèi)高溫煙氣加熱，工況非常惡劣，部分電廠出現(xiàn)了爐膛出口高煙溫區(qū)域長吹槍管變形失效問題，造成高溫受熱面吹掃工作不能正常進行，導致受熱面積灰結(jié)渣加劇、超溫，排煙溫度升高，鍋爐熱效率降低，對鍋爐正常、穩(wěn)定及經(jīng)濟運行產(chǎn)生不利影響。

本文以百萬千瓦對沖燃燒“Π”形鍋爐長吹為研究對象，基于壁溫計算和力學分析兩個方面對影響槍管變形的主要因素進行分析，再根據(jù)分析結(jié)果探討運行中避免槍管變形的措施。

1 長吹槍管受力分析

1.1 長吹工作原理

長吹結(jié)構(gòu)如圖1所示，由內(nèi)外槍管、提升閥、槍架、齒條箱及電機等組成，吹灰器運行時驅(qū)動機構(gòu)帶動吹灰外管進入爐膛，吹掃蒸汽經(jīng)吹灰器尾部的閥門依次流經(jīng)內(nèi)管、外管，最后從槍頭的噴嘴開孔對稱高速噴入爐膛，對爐內(nèi)受熱面進行吹掃。槍管運行至設定行程后被驅(qū)動機構(gòu)帶動退出爐膛，完成整個吹掃過程。

吹掃用蒸汽來自吹灰汽源，通過吹灰蒸汽減壓站減壓后送至各吹灰器。吹灰系統(tǒng)原理圖如圖2所示。

1.2 長吹槍管受力分析

以某百萬千瓦超超臨界鍋爐為研究對象，其爐膛斷面尺寸為33 967.1 mm（寬）×16 828.4 mm（深），爐膛出口高煙溫區(qū)域的長吹布置如圖3所示。

吹灰槍管每次工作持續(xù)時間不長，可忽略槍管上的結(jié)渣和積灰載荷;爐膛內(nèi)上升氣流速度一般低于10 m/s，對槍管的作用力可忽略不計;槍管內(nèi)的蒸汽質(zhì)量不到槍管自重的萬分之一，也可忽略不計;吹灰槍管噴嘴對稱布置，蒸汽噴出后對槍管的反作用力可相互抵消。因此，工作狀態(tài)下的長吹槍管可簡化為只受自重作用的懸臂梁結(jié)構(gòu)，選取某項目吹灰器作為研究對象，其力學計算模型如圖4所示。

1.3 主要影響因素分析

對于帶均布載荷的懸臂梁，最大撓度值出現(xiàn)在梁的自由端[15]，其值如下：

ω=-■ （1）

由此可知，影響長吹槍管變形的影響因素主要有以下4個。①均布荷載q：q值越大，槍管變形撓度越大。對于只承受自重的懸臂梁結(jié)構(gòu)，q值僅與槍管的截面幾何尺寸有關(guān)。②懸臂長度I：槍管最大撓度與槍管長度的四次方成正比，槍管長度越長，槍管變形撓度越大。③截面慣性矩I：I值越大，槍管變形撓度越小。和q值一樣，I值僅與槍管的截面幾何尺寸有關(guān)。④彈性模量E：E值越大，槍管變形越小。E值與槍管材料和溫度有關(guān)，而槍管溫度又與槍管熱流密度、吹灰蒸汽流量、吹灰蒸汽溫度等有關(guān)。

由此可知，前面3個因素由吹灰器的幾何參數(shù)決定，其在吹灰器出廠時已由吹灰器廠家設計確定。第4個因素E值由廠家設計和現(xiàn)場運行控制共同決定，對于現(xiàn)場已安裝完成的長吹，現(xiàn)場只能通過調(diào)整控制相關(guān)參數(shù)以降低槍管的溫度，最終達到降低其變形失效風險的目的。

2 工況設置與計算模型

2.1 計算工況

各計算工況下的輸入?yún)?shù)見表1，其中Case 1～12為維持入口蒸汽參數(shù)1.8 MPa、350 ℃情況下，分別逐項調(diào)整蒸汽流量值、熱負荷值及槍管材質(zhì)的對比工況，Case 13～15為維持蒸汽流量、壓力、槍管材質(zhì)及熱負荷值不變的情況下，調(diào)整入口蒸汽溫度值的對比工況。

2.2 計算模型

以吹灰器固定端為原點，吹灰器軸向為x軸，固定端指向自由端為正方向建立坐標系及計算模型（如圖4所示），并將a=3.5 m，b=3 m，q1=308.4 N/m，q2=203 N/m，q3=q4=

q5=104.5 N/m代入并計算整理得到各分段槍管的彎矩方程組，如公式（2）：

M1（x）=-18 159.07+2 834.9x-154.2x2（0≤x≤a）M2（x）=-17 513.5+2 466x-101.5x2（a≤x≤2a）M3（x）=-15 100.25+1 776.5x-52.25x2（2a≤x≤3a）M4（x）=-15 100.25+1 776.5x-52.25x2（3a≤x≤4a）M5（x）=-15 100.25+1 776.5x-52.25x2（4a≤x≤4a+b）（2）

由撓曲線微分公式（3）和公式（4）如下：

可得到方程組（5）、（6）。

假定槍管在A點處的轉(zhuǎn)角為θ，由變形邊界條件及變形連續(xù)性條件可得方程組（7）、（8）：

θ1（0）=θθ1（a）=θ2（a）θ2（2a）=θ3（2a）θ3（3a）=θ4（3a）θ4（4a）=θ5（4a）? ? （7）? ?θ1（0）=0ω1（a）=ω2（a）ω2（2a）=ω3（2a）ω3（3a）=ω4（3a）ω4（4a）=ω5（4a）（8）

聯(lián)立方程組（5）至（8）計算可得：

將C9、C10及x=17代入公式（3）得到槍管最大撓度值（F點處）：

由公式（2）可知，槍管最大彎矩位于A點，Mmax=M1（0）=-18 159.07 N·M，σmax=±■=±169.5（MPa），由于吹灰器槍管允許一定的彈塑性變形，因此取Rp0.2作為槍管材料的強度許用值，由此可查得槍管材料對應的最大允許溫度值Tmax。

3 計算結(jié)果及分析

3.1 計算結(jié)果

由前述初步分析可知，熱流密度、吹灰蒸汽流量、吹灰蒸汽溫度及槍管材質(zhì)都會對槍管彈性模量產(chǎn)生影響，為了定量分析各參數(shù)對槍管溫度及變形的影響，根據(jù)蘇標壁溫計算標準分別計算在不同工況條件下的槍管壁溫，再由槍管壁溫查出材料對應的彈性模量E值，同時令固定端初始角θ=0代入公式（9）最終計算出槍管的最大撓度值，具體計算工況及計算結(jié)果見表2。

3.2 相關(guān)參數(shù)對于槍管溫度的影響

根據(jù)表2中的計算結(jié)果分析相關(guān)參數(shù)對槍管溫度的影響。

（1）材料對于槍管溫度的影響。兩種材質(zhì)的槍管溫度如圖5所示。可知在相同參數(shù)條件下，槍管材質(zhì)的選用對槍管溫度的影響較小。

（2）蒸汽流量對于槍管溫度的影響。不同蒸汽流量條件下槍管溫度曲線如圖6所示。其他參數(shù)相同條件下，蒸汽流量越大，槍管溫度越低，增大槍管內(nèi)蒸汽流量可有效降低槍管溫度。

（3）熱流密度對于槍管溫度的影響。熱流密度條件下槍管溫度曲線如圖7所示。在其他參數(shù)不變時，熱流密度值越大，槍管溫度越高，降低熱流密度可有效降低槍管溫度。

（4）蒸汽進口溫度對于槍管溫度的影響。蒸汽進口溫度對槍管溫度的影響如圖8所示。入口溫度越高，槍管壁溫越高。槍管入口蒸汽溫度越低，槍管溫度越低，降低進入槍管的蒸汽溫度可有效降低槍管管壁溫度。

3.3 相關(guān)參數(shù)對于槍管變形的影響

根據(jù)表2中的計算結(jié)果分析相關(guān)參數(shù)對槍管變形量的影響。

（1）材料對于槍管變形的影響。不同材質(zhì)的槍管變形曲線如圖9所示。槍管選用高彈性模量值的材料，可有效地減少槍管的最大撓度值，降低槍管變形失效的風險。高等級材質(zhì)的槍管通常許用應力也更高，可以提高安全裕度，降低失效風險。

（2）蒸汽流量對于槍管變形的影響。管內(nèi)蒸汽流量對槍管最大撓度的影響如圖10所示。槍管內(nèi)蒸汽流量越大，槍管的最大撓度值越小，槍管變形失效的風險越小。增加槍管蒸汽流量的主要措施如下：①提高長吹入口蒸汽壓力;②在保證吹掃效果的前提下，增加槍管噴嘴開孔大小、數(shù)量及調(diào)整噴嘴形狀等;③增大槍管流通截面;④降低提升閥壓損等。

（3）熱流密度對于槍管變形的影響。不同熱流密度條件下槍管變形對比曲線如圖11所示。熱流密度值越小，槍管的最大撓度值越小。在相同的負荷和燃料條件下，通過燃燒優(yōu)化調(diào)整，降低爐膛火焰中心、減少受熱面結(jié)渣，可以降低吹灰器區(qū)域煙溫，減小槍管變形失效風險;還可在槍管外表面添加熱障涂層材料[16]對槍管進行保護。

（4）吹灰器蒸汽溫度對于槍管變形的影響。不同吹灰器管內(nèi)蒸汽溫度情況下槍管變形曲線如12圖所示。蒸汽溫度越低，槍管的最大撓度值越小，槍管變形失效的風險也越小。降低蒸汽溫度的主要措施有選取合理的吹灰汽源、對吹灰汽源進行合理的噴水減溫等。

（5）槍管截面規(guī)格對于槍管變形的影響。在槍管溫度為412 ℃時，如果吹灰器整根槍管采用同一規(guī)格，將相關(guān)參數(shù)代入公式（1），得到槍管的最大撓度值見表3。

對槍管截面規(guī)格進行合理的分段設計，最大撓度值約為單一規(guī)格的一半，可見，槍管規(guī)格分段設計對降低槍管變形失效的風險效果相當明顯。

（6）固定端初始角θ對于槍管變形的影響。表3中槍管的最大撓度值均為假定固定端初始角θ=0°的情況下得出。在工況1條件下，利用公式（9）計算槍管固定端初始角θ（向上為正）對應的槍管最大撓度計算值，結(jié)果見表4。可見，給槍管固定端賦予一個向上的初始角θ，可以有效抵消一部分槍管由于自重而引起的彎曲變形，大大降低槍管最大撓度值和槍管變形失效的風險。

（7）槍管長度L對于槍管變形的影響。在工況1條件下，分別計算槍管EF段長度b=3 m、b=2.5 m及b=2 m時，對應槍管總長分別為L=17 m、L=16.5 m及L=16 m時槍管的最大撓度值，計算過程重復“2.2計算模型”相關(guān)步驟，得到的槍管最大撓度值如圖13所示。

由圖13可知，槍管長度由17 m降至16.5 m，最大撓度值減少了144 mm，槍管長度由16.5 m降至16 m，最大撓度值減少了130 mm。在其他參數(shù)相同條件下，槍管長度越小，最大撓度值越小。槍管越長，通過減小槍管長度達到降低槍管變形失效風險的效果越明顯。

一般來說，對于沿爐寬方向?qū)ΨQ布置的吹灰器，為保證吹灰器全范圍吹掃，其長度一般取為爐膛寬度的一半。因此，爐膛寬度確定后，槍管長度值L亦隨之確定。從上文計算結(jié)果可知，槍管長度每減少0.5 m，撓度值可減少130 mm以上，通過減少槍管長度來降低槍管變形失效風險的收益非常可觀。

因此，為兼顧吹灰器吹掃效果及降低槍管變形失效風險，可考慮將槍管前端噴嘴設計成朝前斜噴的方式，利用槍管斜噴出的氣流慣性能達到吹灰器吹掃范圍覆蓋至最遠端受熱面的目的。這樣，在保證吹灰器吹掃蒸汽全覆蓋的同時，可適當減小吹灰器槍管長度，降低槍管變形失效的風險。此外，如條件允許，可將吹灰器外管支撐位置適當向槍管自由端方向前移，即使圖4中固定端位置（A點）更靠近爐墻，從而達到減少計算模型中槍管長度的目的。

（8）槍管外徑對于槍管變形的影響。在槍管壁厚、長度維持不變的情況下，分別計算槍管外徑為φ127 mm、φ131 mm、φ135 mm、φ140 mm及φ145 mm時工況1條件下槍管的最大撓度值，計算結(jié)果如圖14所示，可見隨著槍管外徑的增加，槍管最大撓度值逐漸減少。外徑每增加3～5 mm，槍管最大撓度值可減少70～80 mm。

4 結(jié)語

本文以百萬千瓦對沖燃燒“Π”形鍋爐長伸縮式吹灰器為對象，研究了槍管材質(zhì)、蒸汽流量、熱流密度、吹掃蒸汽溫度、槍管截面尺寸、固定端初始角、槍管長度及槍管外徑等影響長吹槍管變形的主要因素，分析了提高槍管可靠性的措施，研究表明：①槍管失效風險隨熱流密度增加、蒸汽溫度升高、槍管長度增加而逐漸加大，隨蒸汽流量增加、材質(zhì)等級提高、槍管口徑增大逐漸減小。②提出了降低槍管變形失效風險的措施，主要有選用具有高彈性模量值和許用應力的槍管材質(zhì);提高吹灰器入口蒸汽壓力;降低蒸汽溫度;通過優(yōu)化噴嘴設計、增大槍管流通截面、降低提升閥壓損等手段提高吹灰器通流能力;通過優(yōu)化運行調(diào)整、添加隔熱涂層減小熱流密度;增大吹灰器槍管外徑并對吹灰器槍管規(guī)格進行合理的分段設計;在吹灰器槍管固定端預置向上的初始角;減少吹灰器槍管長度。

參 考 文 獻

[1]陳剛.鍋爐原理[M].武漢：華中科技大學出版社，2012.

[2]Ana Zbogar，F(xiàn)lemming Frandsen，Peter Arendt Je-

nsen，et al.Shedding of ash deposits[J].Progress in Energy and Combustion Science，2008（35）：31-56.

[3]Ameya Pophali，Babak Emami，Markus Bussmann，et al.Studies on sootblower jet dynamics and ash deposit removal in industrial boilers[J].Fuel Proce-

ssing Technology，2013（105）：69-76.

[4]M.Eslamian，A.Pophali，M.Bussmann，et al.Brea-

kup of brittle deposits by supersonic air jet_ The effects of varying jet and deposit characteristics[J].International Journal of Impact Engineering，2008（36）：199-209.

[5]Andrei Kaliazine，Morteza Eslamian，Honghi N. Tran.

On the failure of a brittle material by high velocity gas jet impact[J].International Journal of Impact Engineering，2009（37）：131-140.

[6]宋永富.脈沖燃氣吹灰器、蒸汽吹灰器及聲波吹灰器的比較分析[J].鍋爐制造，2015（5）：19-20.

[7]Waclaw Wojnar.Erosion of heat exchangers due to sootblowing[J].Engineering Failure Analysis，2013

（33）：473-489.

[8]王新生.華能玉環(huán)電廠超超臨界1 000 MW機組鍋爐特點[J].熱力發(fā)電，2008，37（3）：1-4.

[9]金宏偉，李彥猛.六橫電廠1 000 MW超超臨界鍋爐特性比較分析[J].鍋爐制造，2012（2）：13-15.

[10]李鐵，王軍，東方1 000 MW超超臨界鍋爐技術(shù)特點及性能[J].東方電氣評論，2009（89）：48-54.

[11]高子瑜，徐雪元，丘加友，等.上海鍋爐廠有限公司百萬等級超超臨界π型鍋爐方案簡介[J].鍋爐技術(shù)，2006，37（增刊）：1-7，11.

[12]Gao Ziyu，Xu Xueyuan，Qiu Jiayou.Brief introduction to the scheme of one million class ultra supercritical π boiler of Shanghai Boiler Co.，Ltd[J].Boiler technology，2006，37（Supplement）：1-

7，11.

[13]谷麗景.600 MW“W”火焰鍋爐低NOx燃燒數(shù)值模擬[D].保定：華北電力大學，2014.

[14]吳燕華，楊冬，陳功名，等.首臺600 MW超臨界W火焰鍋爐水動力特性計算及分析[J].中國電力，2013，

46（2）：24-30.

[15]丘加友，郭琴琴，高琴，等.上海鍋爐廠有限公司600 MW等級低NOx排放W火焰超臨界鍋爐方案簡介[J].鍋爐技術(shù)，2008，39（2）：1-4.

[16]劉鴻文.材料力學Ⅰ[M].北京：高等教育出版社，2011.

[17]孔慶雨，李存懷.1 000 MW機組鍋爐長吹灰器優(yōu)化與改進[J].設備管理與維修，2017（4）：55-56.