基于爐內(nèi)壁溫計算的氧化層生長在線監(jiān)測研究

李 濤, 靳旺宗, 王宏偉, 祖勇海, 張?zhí)磴y, 何 棟

(內(nèi)蒙古國華準格爾發(fā)電有限責任公司, 內(nèi)蒙古鄂爾多斯 010300)

隨著經(jīng)濟的增長和用電負荷的增加,燃煤機組逐漸向高參數(shù)、大容量的超(超)臨界技術(shù)升級。壓力和溫度等級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,在啟停及變負荷過程中可能會發(fā)生氧化皮剝落,導致管道下彎頭位置發(fā)生堵塞,嚴重時會導致受熱面爆管泄漏。氧化皮脫落問題已嚴重影響電廠的安全生產(chǎn),成為長期困擾發(fā)電行業(yè)的一大難題[1-2]。

由于鍋爐運行環(huán)境的特殊性,對超(超)臨界機組受熱面的氧化腐蝕監(jiān)測手段有限,無法掌握長期運行過程中爐管內(nèi)部的腐蝕狀況。目前,對氧化層生長機理的研究已基本成熟,國內(nèi)外學者對不同蒸汽溫度和壓力下各類鋼的氧化規(guī)律進行了一系列研究[3-4],建立了不同受熱面材料的氧化層增厚模型,為氧化層生長預測奠定了基礎(chǔ)。實際運行機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,只能通過爐外管道上的熱電偶監(jiān)測鍋爐受熱面的壁溫,難以反映爐內(nèi)工質(zhì)狀態(tài),這成為制約氧化層生長預測的主要因素。目前,傳統(tǒng)壁溫計算還是基于前蘇聯(lián)熱力計算標準,標準中使用了大量經(jīng)驗公式及數(shù)據(jù),這使鍋爐在變工況時的壁溫計算誤差相對較大[5-6]。

隨著計算機技術(shù)的發(fā)展,更多學者為了能更準確地得到爐內(nèi)煙氣場及溫度場分布,利用有限元數(shù)值模擬方法進行計算,但是有關(guān)鍋爐屏區(qū)傳熱模擬還沒有十分理想的方法[7-8]。有學者采用神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)方法對鍋爐內(nèi)部煙氣場中過熱器和再熱器外管壁金屬溫度進行預測[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]基于鍋爐機組熱力計算標準(1973年)所推薦的壁溫計算方法,利用管段局部工質(zhì)能量和質(zhì)量守恒原理,計算受熱面管從入口到出口壁面不同位置處的金屬溫度,以進出口工質(zhì)溫度測量值或合理考慮了熱偏差的設(shè)計值為依據(jù)得出管道實際吸熱量,計算得到的最高壁溫及位置與實際情況更加吻合。對局部傳熱系數(shù)采用加權(quán)處理也可以得到較為合理的結(jié)果,但難點在于如何準確地確定該加權(quán)系數(shù)[12]。

筆者通過實時鍋爐熱力計算得到過熱器的進出口煙氣溫度,并利用爐外測點數(shù)據(jù)計算煙氣熱偏差,進而較為準確地計算出爐內(nèi)壁溫數(shù)據(jù)。在此基礎(chǔ)上,實現(xiàn)氧化層生長動態(tài)計算,并與實測數(shù)據(jù)進行對比以驗證模型的可靠性。

1 氧化層在線評估流程

超(超)臨界鍋爐用鋼在運行過程中極易被氧化,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制各不相同。在鍋爐開始投運的數(shù)小時內(nèi),氧化膜形成得很快,一旦氧化膜形成后,后續(xù)氧化速率便會下降并基本維持恒定[13]。在某些不利的運行條件下,如超溫或溫度、壓力大范圍波動,會導致受熱面工質(zhì)側(cè)氧化速率明顯加快[14]。對于實際運行的機組,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)和機組啟停等。針對某一機組,在受熱面材質(zhì)已定的條件下,氧化層生長主要與受熱面運行溫度相關(guān),這為氧化層生長在線監(jiān)測提供了基本思路。氧化層生長規(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為線性速率常數(shù);t為氧化時間,h;n為速率指數(shù);k0為常數(shù);Q為活化能,kJ/kmol,表征了氧化時所需的能量,也表明了氧化過程發(fā)生的難易程度;R為氣體常數(shù),8.314 J/(mol·K);T為溫度,K。隨著氧化時間的增加,氧化膜變厚,氧化速率越來越小;從增長速率的角度來看,在氧化初期的一定時間段內(nèi),氧化層的增厚對鍋爐受熱面具有保護作用。

不同蒸汽溫度下各類鋼的氧化層生長規(guī)律與拋物線氧化規(guī)律基本符合,TP347HFG鋼、T91鋼的氧化層厚度變化規(guī)律見圖1。

圖1 氧化層厚度隨時間的變化

對圖1的數(shù)據(jù)進行擬合,得到TP347HFG鋼、T91鋼的模型參數(shù)(見表1)。

表1 氧化模型參數(shù)

在運行期間,受爐內(nèi)燃燒工況及其他因素的影響,實際運行溫度不斷變化,因此無法利用式(1)進行氧化層增厚計算。在實際應(yīng)用中,采用周期采樣的方法,認為可以忽略在一個較小的周期范圍內(nèi)的溫度波動,利用平均值進行計算。在較小的周期范圍內(nèi),溫度為常數(shù),則式(1)中的自變量只有時間,對式(1)進行求導,得到某一溫度下,一定時間內(nèi)氧化層的增厚Δx計算模型為:

Δx=kntn-1Δt

(3)

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

在線氧化層生長預測可以通過圖2所示的流程實現(xiàn)。首先從實時數(shù)據(jù)庫提取運行數(shù)據(jù),進行鍋爐熱力計算,得到受熱面進出口煙氣及工質(zhì)溫度,利用分段計算方法得到工質(zhì)和管道壁溫的沿程分布,利用工質(zhì)溫度計算各個位置的氧化層厚度。

圖2 在線氧化層增厚計算流程

2 在線熱力計算

計算氧化層厚度前需要進行鍋爐熱力計算和管道壁溫計算。傳統(tǒng)鍋爐熱力計算的主要目的是進行鍋爐設(shè)計和校核,并且只能在典型工況下進行計算。在進行鍋爐校核計算時,需要預先估計鍋爐排煙溫度和熱空氣溫度,再進行熱平衡和受熱面?zhèn)鳠嵊嬎恪．斪罱K計算的排煙溫度與估算值相差不超過±10 K或計算的熱空氣溫度與估計值不超過±40 K時,則可以認為計算合格。校核計算對鍋爐參數(shù)的設(shè)計和選型、變工況運行分析具有重要指導作用;但是,在鍋爐實際運行過程中,各種參數(shù)的變動導致運行工況和校核工況有較大偏差,進而無法掌握鍋爐的實際運行工況。在校核計算流程的基礎(chǔ)上,提出基于實時參數(shù)的鍋爐動態(tài)熱力計算,在線熱力計算流程見圖3。對鍋爐受熱面實際運行情況進行在線分析,根據(jù)計算結(jié)果及參數(shù)變化趨勢,運行人員可以及時發(fā)現(xiàn)鍋爐受熱面異常。

圖3 在線熱力計算流程

與校核計算不同的是,在實時熱力計算過程中,所有的預估值(如排煙溫度、熱空氣溫度等)和設(shè)計值(如給水壓力和溫度,過熱蒸汽和再熱蒸汽壓力、溫度和流量,減溫水流量等)都可以從實時數(shù)據(jù)庫系統(tǒng)中動態(tài)獲得。

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

3 爐內(nèi)管道壁溫計算

計算氧化層生長的主要工作在于計算爐內(nèi)管道壁溫。爐內(nèi)受熱面的高溫運行環(huán)境導致很難實現(xiàn)直接通過測量方法獲取壁面溫度。實踐表明,新投產(chǎn)鍋爐在高溫受熱面安裝熱電偶測點,測點基本在運行3～6個月后就會失效。因此,通過實時計算的方法得到爐內(nèi)管的工質(zhì)和壁面溫度對鍋爐安全運行具有重要意義。通過在線熱力計算,可以掌握爐內(nèi)管道的超溫情況,同時可以在此基礎(chǔ)上進行氧化層生長及蠕變壽命評估。根據(jù)圖3的計算流程,可以實時得到各個受熱面管組的進出口煙氣溫度,進而得到計算點的管道外壁熱負荷,再通過式(5)計算得到金屬壁溫。熱負荷計算公式見式(4)和式(5);管道壁溫計算公式見式(6)。

q=ηq,bqm

(4)

(5)

(6)

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

4 案例計算與分析

以某電廠300 MW、超臨界、一次中間再熱、前后墻對沖燃燒方式的П形直流爐為計算對象。后屏過熱器及分段情況見圖4。該鍋爐的后屏過熱器順流順列布置,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,分段計算時把管道從入口到出口劃分為9段。

圖4 后屏過熱器及分段情況

為了評估計算周期對計算結(jié)果的影響,對歷史數(shù)據(jù)分別進行5個周期(1 min、2 min、3 min、4 min、5 min)內(nèi)的平均值計算,并對時間進行積分,與原始數(shù)據(jù)對時間的積分進行比較。平均值和實際數(shù)值的累積誤差采用以下公式進行計算:

(7)

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

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

圖5 爐膛出口煙氣溫度隨時間的變化

前屏過熱器的熱力計算主要包括鍋爐熱平衡計算和基于爐膛出口煙氣溫度判據(jù)的迭代計算。以鍋爐某一時刻為例,熱平衡計算所需的主要參數(shù)見表2。計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,實際燃料消耗量(質(zhì)量流量)為144 350 kg/h,計算燃料消耗量(質(zhì)量流量)為142 906 kg/h。

表2 爐膛熱平衡計算所需參數(shù)的實時值

在此基礎(chǔ)上,將爐膛和前屏過熱器作為整體進行熱力計算,以2次計算爐膛出口煙氣溫度的差值小于1.0 K作為判據(jù),計算得到爐膛出口煙氣溫度為1 058.52 ℃。將該溫度作為后屏過熱器的入口煙氣溫度進行后屏過熱器的熱力計算,得到后屏過熱器出口煙氣溫度為988.14 ℃。在此基礎(chǔ)上進行后屏過熱器的分段計算,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)律見圖6。

圖6 后屏過熱器內(nèi)壁面溫度沿流程分布

在計算得到后屏過熱器進出口蒸汽溫度的前提下,將鍋爐二級噴水減溫后的蒸汽溫度作為后屏入口集箱進口蒸汽溫度,以此作為壁溫計算的迭代初始溫度。以熱負荷較高的左側(cè)第4屏外圈管為計算對象,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間的變化規(guī)律(見圖7)。

圖7 金屬壁溫隨時間的變化

鍋爐投產(chǎn)日期為2017年11月11日,于2019年10月進行停機割管檢測,測量第4屏外圈靠近下彎頭位置的氧化層厚度為35 μm。根據(jù)實時計算得到爐內(nèi)管下彎頭處金屬壁溫,對屏式過熱器SA-213TP347HFG材質(zhì)段進行氧化層增厚計算。取該管圈最后一個分段點的溫度進行氧化層厚度計算,氧化層增厚隨時間的變化規(guī)律見圖8,氧化層厚度變化規(guī)律見圖9,與測量值相比,誤差為3 μm,吻合程度較好。

圖8 氧化層增厚隨時間的變化

圖9 氧化層厚度隨時間的變化

5 結(jié)語

通過在線熱力計算得到受熱面的進出口工質(zhì)和煙氣溫度,以此作為輸入條件進行受熱面管道的分段傳熱計算,得到管道從入口到出口的金屬壁面溫度和工質(zhì)溫度。通過實驗參數(shù)擬合得到氧化層增厚模型參數(shù),并且計算得到一定計算周期內(nèi)的氧化層增厚量,氧化層厚度計算值與測量值基本吻合。研究內(nèi)容可應(yīng)用于電站高溫受熱面氧化層生長的在線監(jiān)測及預警,提升機組運行的可靠性。