第十四章 超超临界锅炉水动力特性

第十四章 超超临界锅炉水动力特性

超临界锅炉的一些问题是由于工质特性的变化引起的，要理解超临界锅炉的特点，首先要对超临界压力时工质的特性变化有较多的了解。由于汽水密度差在超临界压力时消失，所以无法进行汽水分离，决定了超临界压力不能使用带汽包的具有水循环的锅炉。只能使用直流锅炉或其它类似于直流锅炉的锅炉。

另外，超临界压力锅炉在低负荷运行时将在临界压力以下工作，因此，亚临界锅炉常常出现的一些问题，超临界压力锅炉也无法避免。

随着工质压力的升高，饱和温度升高，汽化潜热减小，当压力升高至22.12MPa 时，水在374.15℃直接变为蒸汽，汽化潜热为零，该相变点温度称为临界温度。工质压力超过临界压力后，相变点温度相应升高，与压力对应的相变点温度称拟临界温度。工质低于拟临界温度时为水，高于拟临界温度时为汽。汽、水在相变点的热物理性质全都相同。

超临界压力下，对应一定的压力，存在一个大比热容区。进入该区后，比热容随温度的增加而飞速升高，在拟临界温度处达到极限值，然后迅速降低。压力越高，拟临界温度向高温区推移，大比热容特性逐渐减弱。在超临界压力的大比热容区内，工质比体积、粘度、导热系数等也都剧烈变化，离开大比热容区后则变化趋缓。除了比热容以外，上述参数的变化都是单方向的，随着温度的升高，比体积增大，粘度、导热系数降低。

第一节 锅炉受热面的管壁温度

1. 管壁温度计算

当炉管壁有热量传递时，沿壁厚各点的金属温度将不同。校核元件是否超过材料的允许氧化极限速度时，应按外壁温度(当热量向内传递时) 计算，而校核元件强度时，则应按沿壁厚温度的平均值计算，因强度计算是按壁厚的平均应力考虑的。圆筒形炉管沿壁厚的温度分布呈抛物线形状，但为了简化计算，取元件内外壁温的算术平均值，称为“计算壁温”，来选取材料强度特性或许用应力以进行强度计算。由传热学可知，对于均匀受热的圆筒形炉管的壁温：

式中twb 、tnb －管壁外壁与内壁温度，℃；

tg －水垢层内壁温度，℃；

tj －介质度，℃；

q —炉管外壁单位面积热负荷，kW ／m2；

Dw 、Dn —炉管外径，内径，m ；

β＝Dw/Dn—炉管外径与内径的比值；

Sg —水垢层的厚度，m ；

λ、λg 一管壁金属及水垢的导热系数，kW ／m ．℃。

可以得到炉管外壁及计算管壁温度的计算公式：

忽略水垢层的影响，可以得到简化的计算公式：

上述炉管壁温计算公式只适用于沿管子圆周方向管外受热均匀和管子内工质没有温度偏差，在管壁中只存在径向热流的情况。实际炉管的受热情况与此存在较大差距，首先，高温烟气对管子的冲刷以及辐射都具有一定的方向性，沿着管子周界各点存在着热流密度的偏差，管子圆周各点壁温不相等。

在管壁中除了径向导热外，还存在着沿圆周方向的导热。所以在不均匀内受热的情况下，最大热负荷处管壁的径向热流密度总是小于均匀受热只存在径向导热时的热流密度。其次，各炉管之间存在着受热不均与工质流速不均匀，各管的管外热流密度与管内工质温度存在着差别。

管壁温度的计算应考虑最恶劣的工作条件，热负荷取沿周界的最大热负荷。因热量由最大热负荷处向其它部位散流引起的壁温下降，用热量均流系数作相应的修正。工质温度取为平均温度时，还应加上温度偏差值。这样得到管壁温度计算公式为：

式中Δtgz —考虑管间工质温度偏离平均值的偏差，℃；

qmax —热负荷最大管子的最大管外热流密度，Kw/m2；

μ—热量均流系数。

对于薄壁圆筒，β接近1，此时有：

可以得到我国锅炉受压元件强度计算标准中管子壁温计算公式：

式中S —金属壁厚度，m 。

由于电站锅炉水质经过严格处理，并定期检查热负荷最高处水冷壁管内水垢量，必要时进行清洗。在我国锅炉受压元件强度计算标准中管壁温度的计算中没有考虑水垢的影响。

水垢的存在改变管壁温度的分布，使管壁温度上升，另外因水垢热阻很大，还使热负荷有明显的下降。

对于水冷壁蒸发管和省煤器管，在正常情况下，管内侧对流换热系数很大，使管壁温度与工质温度相差不大，可以采用简单估算。例如，自然循环锅炉当水冷壁最大热负荷不超过300×103kcal ／m2.h 时，或压力不超过13.7MPa 的多次强制循环锅炉当最大热负荷不超过300×103kcal ／m2.h 时，水冷壁管的计算壁温可以取为：

tb＝tgz ＋60℃

对于超临界压力锅炉的炉管，当热负荷很大时，壁厚的增加可能引起壁温明显增高，反而造成炉管强度下降，此时，应作几个材料和壁厚的计算，以选取最佳材料和壁厚。

根据我国水管锅炉受压元件强度计算标准给出的许用应力，按不同计算壁温偏差Δtb 换算出的最小需要壁厚差值△S 。如果壁温取的不正确，会使计算出的受压元件最小所需壁厚产生较大的偏差，温度越高影响越大，特别是在接近材料许用温度限附近。

2. 超临界压力锅炉水冷壁壁温

在亚临界压力以下压力运行的锅炉水冷壁，工质的温度tgz 是相应压力下的饱和温度，在压力不变时是不变的，此时各管内工质温度的偏差Δtgz ＝0。对于一定材料、壁厚和管径的炉管，壁厚S 、材料导热系数λ、炉管外内径之比β不变，此时各水冷壁炉管管壁温度取决于热负荷q 和管内对流换热系数α2的大小，由于无传热恶化时管内对流换热系数α2很高，虽然炉膛内热负荷很高，炉管壁温并不高。炉管壁温主要取决于压力(相应的饱和温度) 和热负荷，并且各炉管壁温的差别只取决于热负荷所造成的差别，量值很小，根据在亚临界压力锅炉上的试验测量，该量值最大一般在30℃以下，不会由于并列炉管壁温差过大造成问题。

对于超临界压力以上压力运行的超临界锅炉水冷壁，工质温度没有对应压力下饱和温度的限制，水冷壁中工质的温度随着吸热量的增加不断上升，管壁计算公式中工质的温度tgz 是变化的，它与热负荷和工质流量有关，热负荷越大，工质流量越小的炉管内工质的温度tgz 越高，并且由于各管热负荷和工质流量有偏差，造成各管工质温度有偏差，即所谓的热

偏差Δtgz 不为零。

直流锅炉水冷壁工质一次通过所有受热面，也就是说，工质不需要经过所谓“蒸干”传热恶化的过程，此时，管内对流换热系数α2大大下降，相同负荷下，由于热负荷造成的管壁温度增量大大上升。

一定材料和结构的超临界锅炉水冷壁管壁温度取决于工质平均温度tgz 单管工质温度偏差Δtgz 、热负荷q 和管内对流换热系数α2，特别是管内对流换热系数α2的影响很大，所以，超临界锅炉水冷壁管壁温度相对于亚临界压力以下的循环锅炉而言，其壁温可以高很多，而且由于热偏差和传热恶化的影响，并列水冷壁各管的壁温可以相差很大。因为水冷壁管是焊接在一起的，各管热膨胀受到相邻炉管的约束，过大的壁温差将造成过大的热应力，并导致炉管失效。

水冷壁炉管的安全除受最高温度和各管之间壁温差的影响外，还与壁温的波动有关。对于循环锅炉，在锅炉参数保持稳定时，水冷壁壁温基本保持稳定。已有的试验表明，燃烧扰动造成的壁温波动很小，在1～2℃范围。主要的壁温波动是由于管壁上积灰和结渣的变化引起的，结渣的脱落会造成最大20～30℃范围壁温的波动，对水冷壁炉管造成的安全影响较小。壁温和锅炉水质工况的问题综合作用仍然可能造成水冷壁失效，但是其出现的概率很小。

超临界压力锅炉采用直流锅炉水冷壁形式，必然存在所谓“蒸干”传热恶化的过程。在正常的沸腾传热工况下，水侧换热系数α2很大，且变化较小不可能造成壁温的大幅度波动。在出现传热恶化（国外称为偏离核沸腾DNB ）时，α2大幅度降低，管壁温度大幅度升高。内壁聚集的汽泡是不稳定的，随时可能被水冲走，聚集的汽泡和水膜的交替使管壁温度不断波动变化。偏离核沸腾的标志是壁温发生10℃或更大的波动，脉动频率为10秒或更慢。从偏离核态沸腾点到稳定态的膜态沸腾是不稳定的，因为水膜撕碎后不会立即完全消失，水和汽泡群交替流过。这一不稳定现象首先表现为壁温有5～11℃的周期性波动，波动频率显著地慢于核态沸腾汽泡发生频率(前者周期约几秒，后者约为零点零几秒) 。当不稳定的过渡沸腾发展到全膜态沸腾时，平均壁温的波动达到28～55℃，脉动频率则更缓慢。

图14-1传热恶化时炉管壁温

亚临界压力下的直流锅炉SGl000锅炉水冷壁出现传热恶化的壁温测量结果如图14-1 所示。出现传热恶化的水冷壁管子向火侧外壁管壁温度一般在500℃左右波动，其波动幅度为±50℃，不发生传热恶化的正常管子向火侧外壁管壁温度则在400℃左右，在一定的范围内波动管和正常管壁温具有相同的升降趋势，当壁温低于这一范围后，正常管壁温将保持不变。运行工况对管壁温度的波动有很大的影响，较大的工质流速有利于减小壁温的波动。

SGl000直流锅炉没有外置过渡区，其过渡区处于炉膛中部，在进入过渡区时，将出现传热恶化（偏离核沸腾DNB ），导致α2大幅度降低，管壁温度大幅度升高；过渡区的传热恶化(偏离核沸腾DNB) 是不稳定的，聚集的汽泡和水膜的交替使管壁温度不断大幅波动。

SGl000直流锅炉过渡区位于水冷壁壁面热负荷很大的炉膛内，水冷壁管间节距与管内径之比大于3：l ，其水冷壁管工质侧的热负荷会更大，导致过渡区内传热恶化(偏离核沸腾DNB) 时，水冷壁管壁温度大幅度上升，且大幅度波动。水冷壁管壁温度上升幅度大，波动幅度高，则水冷壁管壁向火侧的温度峰值相对于水冷壁管壁平均温度的差值大，水冷壁管壁向火侧的轴向热应力高，造成水冷壁管子向火侧横向裂纹失效。

3. 传热恶化时水冷壁壁温的影响因素

3.1 质量流速

提高管内工质的质量流速，可以有效降低发生传热恶化时管壁温度上升的幅度，同时使此时的发生传热恶化的界限含汽率也有所增加。

3.2 热负荷

受热面的热负荷越高，则发生传热恶化后所出现的壁温上升的幅度越大，同时开始传热恶化点和壁温峰值点都向含汽率较小的方向移动。

3.3 含汽率

如传热恶化推迟到较高含汽率时发生，因为蒸汽量较大，流速较高，换热系数较高，发生传热恶化时管壁温度的上升幅度稍有降低。

3.4 压力

压力越高，汽水密度差越小，传热恶化造成的壁温上升幅度越小。有试验表明，在一定条件下，压力由14MPa 增加到19MPa ，发生传热恶化时管壁温度的上升幅度约降低4.5倍。

第二节 直流锅炉的水动力不稳定性

1. 超临界压力汽水的特性

在临界压力以下时，从水被加热到过热蒸汽的形成，整个过程可以分为三个阶段。即加热，蒸发和过热。因此在直流锅炉中，相应的受热面常称之加热段、蒸发段和过热段。工质状态由未饱和水→饱和水→湿蒸汽→干饱和蒸汽→过热蒸汽。

随着压力的提高，水的饱和温度相应随之提高，汽化潜热减小，水和蒸汽的密度差也随之减小。当压力提高到临界压力时，汽化潜热为零，汽和水的重度差也等于零。水在压力22.56MPa 下加热到374．15℃时，即全部汽化成蒸汽，该压力和温度称之为临界压力和临界温度(即相变点) 。

超临界压力与临界压力时情况不同。当水被加热到相应压力下的相变点温度时，即全部汽化。因此，超临界压力下水变成蒸汽不再存在两相区。由此可知，超临界压力直流锅炉中，由水变成过热蒸汽经历了两个阶段。即加热和过热。而工质状态由未饱和的水→干饱和蒸汽→过热蒸汽。

1kg 水或蒸汽所具有的体积叫做比容，其单位为m3／kg 。比热的意义是在特定的热工过程中，使1kg 工质的温度升高1℃所需要的热量。同一种工质在不同的过程中，如等容、等压过程中，比热的数值是不同的。工质在等容过程中加热时，每kg 工质温度升高1℃所需要的热量叫做定容比热（Cr ）。工质在等压过程中加热时，1kg 工质温度升高1℃所需要的热量称之定压比热(Cp)。以温度O ℃作为计算基准点，使工质达到规定的热力状态参数(P、t 、X 时) 总共吸收的热量叫做热焓，简称为焓。

通常称超临界压力下定压比热Cp 具有最大值时的温度为拟临界温度或类临界温度。在此点之前，工质动力粘度、导热系数和密度随温度的上升而逐渐减小，而在Cp 的极限点附近，温度略有增加时，此三值即显著下降。图14-2所示为在24.5MPa 下水的物性参数的变化曲线。

在临界压力以下时，1kg 水被加热之后变成饱和蒸汽，体积要增加很多倍，其体积增大倍数与压力有关。当压力达到临界压力时，水和蒸汽的比容相等，临界比容差为零。在临界压力以下时，水一旦达到饱和温度，工质的比容以垂直线方式急剧上升。而在临界和超临界压力时，虽然没有像临界压力以下的蒸发现象，但在相变点附近，工质的比容还是增加得相当快，也即密度显著减小。

在相变点附近温度稍有变化时对应的比热变化很大，且都有—个最大比热区，不过随着压力的提高在最大比热区比热的变化稍有减缓。由上图还可知：超临界压力水的比热随着温度的提高而增加，而蒸汽的比热随着温度的提高而减小。

对于超临界压力，焓是压力(P)和温度(t)的函数。临界压力及超临界压力在相变点附近，同样当温度稍有变化时，焓值变化很大，但是超过一定压力以后，焓值变化减缓。

超临界压力水蒸汽在相交点附近除了工质的比容、比热、焓有明显变化之外，工质的动力粘度，导热系数λ均有显著降低，而普郎特数Pr 明显增大。随着温度不断升高，动力粘度和导热系数先是下降，而后略有上升、而普郎特数当达到最大值后，随着温度而降低。

图14-2相变点附近工质物性参数的变化

2. 汽水两相流

锅炉蒸发受热面内工质处于汽水两相同时共存的流动。蒸发受热面内两相流体的流动是强制性的，其流动的特点是沿着流体的流动方向，汽、水两相都有一定的流量。在汽液两相流体的流动中，两相的分布有三种方式：即汽泡悬浮在液相中；液滴悬浮在汽相流体中；液

体和蒸汽相间存在。这些不同分布方式在管道中呈现出的各种典型组合就称为流型。

在蒸发管中两相流体的流动是极其复杂的。由于存在热交换，沿两相流体的流程各处的含汽率和流速不同，组成的流型也不同。而不同的流型对于管内的流体动力工况有着不同的影响，产生了不同的流动阻力和传热方式。

根据含汽率的大小和管子的布置，发现有下列流型：泡状流、塞状流、分层流、波状流、弹状流、柱(环) 状流、弥散柱(环) 状流和液雾(乳) 状流。其中以泡状流、弹状流、柱状流和液雾状流为四个基本流型。四种基本流型如图14-3所示。

图14-3汽液两相流的基本流型

当汽水混合物在垂直管内作上升运动时，在质量含汽率x 小时，汽泡分散在水里，称为泡状流型；当x 增大时，由于汽泡会合并成较大汽泡，而大汽泡会以阻力最小的弹状型式向上运动，称为弹状流型；当x 再增大时，两个弹之间的水消失，汽相在管道中心形成连续流动，而在靠近管壁处仍为连续水膜，就形成所谓柱状流型；当x 进一步增大时，管壁侧连续水膜被撕破，水滴分散到蒸汽中去，成为液雾流型。

影响流动结构的因素中，除质量含汽率x 外，还有流体压力、混合物的流速、管子放置方式、流体流动方向、热负荷、管道的几何形状、上游的流型等。在压力超过1OMPa 时弹状流已不存在，由泡状流直接过渡到柱状流。

由于泡状流、弹状流、柱状流都有一个连续的水膜存在，管内对流换热系数很大，管壁温度较低。而液雾流没有一个连续的水膜冷却管壁，管内对流换热系数很小，管壁温度较高。

3. 直流锅炉水动力特性的不稳定性

无论是亚临界压力还是超临界压力直流锅炉的蒸发受热面，尤其是变压运行，带内置式启动系统的直流锅炉的蒸发受热面，即水冷壁，都存在着流动稳定性、热偏差和脉动等水动力问题。

所谓水动力特性，是在一定的热负荷条件下，直流锅炉蒸发受热面中，工质流量G 与流动阻力ΔP 之间的关系。图14-4所示为水动力特性方程求取的水动力特性曲线。

图14-4水动力特性曲线

由图可知：曲线1为稳定的水动力特性曲线，即一个压差ΔP 对应着唯一的一个流量G ；曲线2为不稳定的水动力曲线，即一个压差可能对应着三个流量，因此，在锅炉运行中，当蒸发受热面进出联箱两端压差一定的条件下，管内可能出现三种不同的流量G1、G2、G3，即水动力特性出现多值性，这样的流动特性就是不稳定的。也就是说：对于每一根管子来说，它的流量有2～3个可能值；对蒸发管屏来说，即使热负荷相同、几何条件完全相同，管子里的流量也是不同的，即水力不均。流量小的管子，管内对流换热系数小，冷却差，管壁温度高，有可能造成炉管失效。

另外，一旦出现这种不稳定的流动特性时，由于管组总的流量不变，某根管子中的流量将出现非周期性的或大或小情况(而并联管中的其他管子的流量也发生相应的非周期性变动) ，引起蒸发点波动，可能造成金属疲劳损坏。不稳定的水动力特性还会使并联管出口工质状态参数不同，有的管子出口是单相水或汽水混合物，而有的甚至是过热蒸汽，因此引起某些管子因过热而损坏。下面以水平管圈为例加以说明，由于水平管圈的管子长度相对于管组高度而言，要长得多。所以管圈的水阻力很大，重位压头只占水阻力的0.02～2％，且加速阻力只占总压降的约3.5％，因此，忽略上述两项阻力损失，对水动力特性不会导致很大的误差。此时，可以得到水动力特性方程为：

式中：ΔP —管段的流动阻力；d —管子直径；

ρω—管内的质量流量；q —受热面平均热负荷；

λ—流体的沿程阻力系数；r —工质汽化潜热；

Δi —管子入口工质欠焓；ρ′—饱和水密度；

Ψ—两相流摩擦阻力校正系数；L —管子长度。

该方程获得单值性的条件是：

由于上式是在一定假设的前提下得到的结果，—般偏大。考虑一些被忽略因素的影响，一般在该式中加一修正系数，则该式成为：

式中：a －修正系数。如果将管圈简化成进入管圈的是未饱和的水(即欠热水) ，加热段长L ，其中预热段为Lrs ，增加入口工质流量，因管圈总长度不变，所以蒸发段(L-Lrs)将减

少，蒸汽产量也相应减少。这样就使管圈中汽水混合物的平均比容减少，流动阻力减少。由此可见，在流量G 上升的同时，工质平均比容减少，所以压力降ΔP(即流动阻力) 要看G 的增加和比容的减小，两者哪个影响大而定。

在水动力特性曲线2的o －a 段中，工质流量很小，在一定的热负荷下管圈出口是干饱和蒸汽，甚至是过热蒸汽，流量增加对管圈产汽量影响不大，所以平均比容变化不大。这时管圈的压力降ΔP 随着流量G 的增加而增加。

b —c 段，当进入管圈的流量G 进一步增加时，由于进入管圈的是欠焓水，而炉内热负荷保持不变，出口仍是饱和蒸汽，干度减少不多，所以工质平均比容减少不多，加热段和蒸发段的流动阻力随着流量G 的上升而上升。但是压降梯度减小了。

c-d 段，当进入管圈的流量G 进一步增加，在一定的热负荷条件下，蒸发点将后移，使蒸发区段缩小，工质平均干度大大下降，工质平均比容急剧下降。因此，虽然加热段阻力随流量上升而增加，然而蒸发段阻力大大下降，管圈总阻力反而下降。

e-f 段在e 点之后，管圈出口几乎全部是水，因此流量的增加，对比容已无多大的影响，管圈的总压降随着流量增加而增加。由上述分析可知，直流锅炉蒸发受热面出现不稳定流动的根本原因是水汽和水的比容差异(或者说是重度差) 。在一定的条件下实际运行的直流锅炉蒸发受热面就会发生这种不稳定的情况。

理论上超过临界压力后汽水的密度差消失，但是，由于大比容变化区的存在，超临界压力并不能保证不发生工质流动的不稳定性，只是防止发生的条件要好一些。

汽、水比容（或者重度）的差异，是产生不稳定流动的根本原因。而汽、水比容差是与压力有关的，随着压力升高汽水比容差减少。随着管圈进口流量上升，工质平均比容变化小，使水动力特性趋向于单值性。

在一定的热负荷条件下，当管圈进口工质为饱和水时，蒸发点将是稳定的，且产汽量不随进口流量的增加而上升，工质平均比容不会有大的变化，压降与流量成单值关系。因此，从理论上讲，当管圈进口工质状态越接近于饱和水(欠焓越小) ，则水动力特性越趋向稳定。在相同的条件下，当热负荷增加时，预热加热段长度将减少，就相当于减少欠焓的影响。再者，热负荷大，蒸发段长度增加，产汽量多，阻力降大，所以水动力特性趋向稳定。

随着运行工况的改变，锅炉压力、热负荷入口欠焓都发生变化，根据压力和热负荷对水动力特性的影响可知，螺旋管圈的水动力特性，高负荷比低负荷水动力稳定。而低负荷（变压运行），压力和热负荷均下降，因此水动力特性可能会出现不稳定现象。在低负荷运行时，如果高压加热器因故障而切除将使欠焓增大，对水动力稳定性带来更大的不利因素。

压力升高水动力愈趋向稳定，单从压力角度来看，亚临界压力和超临界压力水动力应该是稳定的，不会产生多值性，但是，热负荷、运行工况、水冷壁入口欠焓对流动稳定性有影响，所以，亚临界压力直流锅炉，在启动和低负荷(尤其是变压运行，带内置分离器的超临界压力直流炉) 时，仍有流动稳定性的问题。即使是超临界压力直流锅炉，当水平布置的蒸发受热面沿管圈长度方向热焓变化时，工质的比容随之发生变化，尤其是最大比热区，变化更大，所以仍有多值性问题。

4. 从影响水动力稳定性的因素可以知道，提高流动稳定性的措施，不外乎以下几个方面：

提高蒸发受热面的压力。当压力上升汽水比容差减小。当压力达到临界值时，汽水比容差为零，此时压降与流量成单值关系。正如前面已经指出过的那样既使超临界压力直流锅炉，由于在相变区，工质性质有一些特殊的变化，仍存在流动稳定性问题，尤其是在启动和低负荷运行时。所以单纯地提高工质的工作压力，不能完全消除水动力的多值性，还必须辅以其

它措施。

减小蒸发受热面(水冷壁) 入口欠焓。减小入口欠焓，有利于水动力的稳定。在实际设计锅炉时，为了确保安全在上述不等式中再加上一个安全系数a(与压力有关) 。减少入口欠焓意味着提高给水温度，但给水温度的提高是受到设计和运行条件限制的。如入口欠焓接近于零(即离饱和温度太近) 时，若运行工况稍有变化，水冷壁入口就汽化，反而会造成流量分配不均匀，而产生过大的热偏差。

水冷壁入口处装节流圈(或者节流阀) 。由于节流圈或节流阀要求装在水冷壁的进口，所以通过这些节流件的工质始终是单相的水，阻力降与流量成平方关系。不稳定的水动力特性曲线，叠加了节流圈(阀) 的阻力特性曲线，就成为稳定的特性曲线。

水冷壁采用分级管径。所谓分级管径就是水冷壁的加热段和蒸发段采用了不同的管子直径。加热区段采用较小的管子内径，在相同的流量因阻力系数增加，所以加热段阻力升高，类似于节流圈的作用。另外，蒸发段阻力下降，这样就容易得到稳定的总阻力特性。

提高水冷壁入口的质量流速ρω。提高水冷壁入口的质量流速，实际上相当于增加流量G 。当然，在一定的条件下提高质量流速有各种方法。在单相区流动阻力与(ρω)2成正比，所以ρω升高阻力也升高；在双相区段正如前面已经指出的，阻力取决于流量G 与比容，如果ρω升高的影响大于比容的减小，阻力将随ρω增加而增加，使总阻力始终随ρω增加而增加，从而得到稳定的水动力特性曲线，但是ρω的提高与水冷壁的结构和允许压降等有关。超临界压力直流锅炉由于其相变区的汽水特性，在一定的条件下仍可能出现多值，为了保证有足够陡度的水动力特性曲线，启动时最低质量流速ρω>600～700kg ／(m2·s) 。

垂直管屏的水动力特性，必须考虑重位压差的影响。重位压差的影响对水动力特性的影响有利于水动力特性趋向稳定。当质量流速增加时，垂直管中重位压差的影响减小，这时的水动力特性趋向于水平管圈的水动力特性，即表现出强迫流动的特点：受热强的管子，流量小，流动速度慢。当质量流速小时，垂直管中重位压差的影响大，这时的水动力特性趋向于自然循环管子的水动力特性，即表现出自然流动的特点：受热强的管子，流量大，流动速度快。在热负荷很低的时候可能出现停滞和倒流等问题。

第三节 直流锅炉蒸发受热面中流体的脉动

脉动是直流锅炉蒸发受热面中，另一种形式的不稳定流动现象，在两端管屏两端压差相同，当给水量和流出量总量基本不变的情况下，管屏里管子流量随时间作周期性波动，这种现象称为管间脉动。脉动现象是一种不稳定的水动力特性。因为随着时间而变化，因此称为动态不稳定性。而多值性不随时间而变化，因此称为静态不稳定性。

1. 脉动有三种：全炉整体脉动、屏间(屏带或管屏) 脉动和管间脉动。

1.1最常见发生的是管间脉动。

在蒸发管进出口集箱内压力基本不变的情况下，管屏间管子中的有些流量在增加，另外一些管子的流量减少。

同一根管子，给水量随时间作周期性波动，蒸发量也随时间作周期性波动，它们的波动相位差为180ο。且给水量波幅比蒸汽波幅大。

脉动是不衰减的。它一旦发生，就不停地波动下去。

对于垂直上升管屏，也有管间脉动现象发生，由于热水段高度的周期性波动，重位压差也作周期性波动，并与流量的波动相差一个相位，且对脉动更敏感，更加严重。在这种周期性的脉动过程中，整个管组的总给水量和总蒸发量并无变化。但对某一根管子而言。进口水

量和加热段阻力以及出口汽流量和蒸发段阻力的波动是反向的，这波动经一次扰动后，便能自动持续地以不变的频率振动。一旦发生这种管间脉动时，管壁水膜周期性地被撕破，相变点附近的金属壁温波动很大，严重时甚至达到150℃。因而使管子产生疲劳破坏。另外在脉动时，并联各管会出现很大的热偏差，当超过容许的热偏差值时，也将使管子超温过热而损坏。管间脉动是直流锅炉各种运行工况必须避免的一种不正常现象。

1.2管屏脉动。脉动在一个管屏与另一个管屏之间发生。

1.3整体脉动。整体脉动是指整个锅炉或个别部件受热面中工质流量的波动。这种脉动在燃煤量、给水量、蒸发量急剧波动时，以及给水泵——给水管道——给水调节系统不稳定时可能发生，当这些扰动消除后即消失。关于脉动现象，进行了大量的试验研究和理论分析工作，至今还未完全清楚其机理。

下面介绍一个比较合理的说法。脉动现象是当流量G 大时，蒸发量D 小；流量G 小时，蒸发量D 大。据此可以做出这样的判断：在管子中间某一点一定存在着一个压力波。当某点压力P ／高时，进水端压差(P1—P ／) 下降，流量G 减少；当P ／大大增加时，可能引起水倒流，出口端压差(P／—P2) 增加，蒸发量D 增大。当某点压力P ／下降时，进水端压差增加，流量G 增加；出口端压差减小，D 减小。脉动的不衰减性表明：压力波是不衰减的。

根据观察、试验和研究发现，在水平管的开始蒸发点附近，在管子截面上半部流动着蒸汽泡，它的速度比下部水速低。当外界负荷增大时，由于蒸发汽泡不断增大，这时汽泡阻碍水的进入，进口水速更低，汽泡流动更慢。此时在开始蒸发点附近，压力剧增，即形成一个压力峰。这就是说压力峰的形成是由外部原因引起的(热负荷增大) 。

压力峰是不能持久维持的，因为压力峰使给水进来的少，排出的工质增多，根据物质平衡，经过一小段时间，开始蒸发点区域工质减少，压力自然下降。压力下降，也随之把汽泡排走。

压力的再一次上升是由内因造成的：在压力升高过程中，饱和水温度升高，管壁温度也升高，因而有一部分热量用来加热工质和金属，即金属和工质储存了一部分热量。在压力降低时，由于饱和水温度降低，管壁温度也在降低，因而原来储存在工质和金属中的热量又重新释放出来。释放出来的热量产生了附加蒸发量，而促使蒸汽泡重新形成，压力重新升高。

当压力p 升高时，将前后工质分别推向进出口端，这就使得热水段减少，将蒸发段推向过热段，使蒸发段增加，同时由于G 减少，q 增大，热水段进一步减少。由于开始沸腾点位置的移动，有一部分原来水占据的空间被汽占据了，即物质减少了ΔV(ρ∕—ρ″) 。这就是说：G 小、D 大时，工质来自沸点的向前移动，工质储量减少了ΔV(ρ∕—ρ″) ；当压力下降时，G 大，D 小，由于沸点后移，管子里工质储量增加了ΔV(ρ∕—ρ″) 。

脉动时，工质压力和温度周期性地变化。由于过热段长度周期性变化，因而出口汽温周期性变化，即引起较大的热偏差，甚至引起管壁温度高于材料的允许温度。

2. 与水动力多值性—样，影响脉动的重要因素有工质压力、热负荷、管圈入口欠焓、质量流速等。防止脉动的措施相应有下列几种：

增大管内质量流量ρω。ρω大，压力峰不易形成，所以增大ρω可以消除脉动。 增大热水段阻力。当热水段阻力增大时，入口压力与沸点处压力差大，压力波动影响小，因而可以防止脉动。加一个节流圈，可提高入口压力，在压力波动时，给水流量变化小，且不易把工质压回到给水联箱。具体办法是：加节流圈；采用逐步扩大的管径(省煤器采用较小管径) ；增加入口工质欠焓Δi ，即增加热水段长度，但这与防止多值性发生矛盾。

减小蒸发段阻力。减小蒸发段阻力，可以加速把汽泡后工质排向出口联箱，有利于压力

峰很快地降低。具体办法是：减小出口联箱质量含汽率x ，这个方法—般用得不多，在蒸发管圈X ＝0.35～0.4附近加装中间联箱可避免脉动发生；增加呼吸联箱，呼吸联箱处使压力均衡，一般加在X ＝0.25处。

压力和热负荷。锅炉工作压力高时，汽水的比容接近，局部压力升高现象不易发生，实践证明：压力＞14MPa 时，不发生脉动现象。但直流锅炉应注意启动及低负荷时产生脉动现象。蒸发管附近热负荷高，易发生脉动。因此运行时，注意保持燃烧工况的稳定及炉内温度尽可能均匀。在启动时保持足够的启动流量和压力等。

我国水动力计算采用的方法为前苏联计算方法，前苏联对脉动现象列出蒸发管组不稳定传热和流动的偏微分方程组，再按初始条件和边界条件，进行直接数值积分，得出水平管圈界限质量流速。要求在所有运行工况下(包括启动工况) 的质量流速大于界限质量流速。设计锅炉时往往是通过保证在计算工况下管壁温度不超过允许极限值来确定最小质量流速，然后根据此质量流速来确定防止脉动应采取的节流程度。垂直上升蒸发管屏中防止脉动的界限质量流速高于水平管圈中的数值。

第四节 水冷壁水动力安全和温差的控制

1．水冷壁工质质量流速

对超临界锅炉来说，变压运行的方式使其工作条件变得更为复杂，从额定负荷至最低直流负荷，锅炉运行压力将从超临界压力降为亚临界再降为超高压，当低于最低直流负荷则又进入依靠循环泵控制循环方式运行，水冷壁内工质也由超临界时的单相变为亚临界、超高压以至高压运行时的汽水双相，工质的温度和干度也有很大的变化，因此水冷壁系统设计的关键是要防止传热恶化的发生和出现流动不稳定。

对于变压运行的超临界和超超临界直流炉，水冷壁设计必须考虑不同负荷参数下的传热特性：

1) 在超临界区，管内单相介质的传热系数比亚临界区介质低，工质温度也高，因此水冷壁壁温最高。

2) 在近临界区，由于二相介质的干度（含汽率）大，特别在上部水冷壁中高干度的工质将产生干涸（DRO ）现象，因此需将干涸点控制在较低的热负荷区，避免“干涸”时的壁温骤升。

3) 在亚临界区，对下炉膛高热负荷区水冷壁，要防止膜态沸腾（DNB ）的产生，也要控制上炉膛高干度区壁温的升高辐度。

4）在启动和低负荷区（≤最低直流负荷），由于压力的降低，使汽水密度差增大，容易产生较大的热偏差和流动的不稳定。

根据MHI 的经验，采用内螺纹管不仅可以避免在高热负荷的燃烧器区在干度达到0.5的情况下出现膜态沸腾（DNB ），而且在近临界区干度达到0.9时出现干涸（DRO ）时也可控制壁温的上升。由于垂直上升水冷壁具有正向流动特性，有利于低负荷保持水动力的稳定性，但选用较高的质量流速也是主要的措施，质量流速的选取必须要大于变压运行超超临界锅炉在下述四个运行区内的水冷壁管壁温度不超过管材的许可壁温时的临界质量流速，即要分别高于超临界区不发生类膜态沸腾、近临界区控制干涸、亚临界区不发生膜态沸腾、启动阶段保持水动力的稳定性等四个运行区的临界质量流速。

本锅炉垂直水冷壁BMCR 工况采用的质量流速为1830kg/ms ，水冷壁管材采用SA213-T12合金钢。这样高的质量流速即使在所采用的最低直流负荷为25%BMCR时水冷壁的质量流速仍2

为459 kg/ms ，远高于启动低负荷阶段保持水动力稳定性和控制水冷壁出口温度偏差在许可范围内的临界质量流速（～300 kg/ms ），因此仍有足够的安全裕度。较小的最低直流负荷，可减少再循环泵的电耗，也减少启动期间工质和热量的损失，提高了经济性。这样高的质量流速可以保证水冷壁在所有四个运行阶段的安全性。

2．水冷壁出口过热度和入口欠焓

对于直流锅炉，蒸发受热面和过热器之间没有固定的分界点，因此水冷壁出口工质过热度的合理确定是十分重要的，在额定负荷下，水冷壁出口温度的选取主要取决于内置式汽水分离器材质的允许使用温度。按MHI 的设计惯例，分离器的钢材为SA387-11-2，水冷壁管为SA213-T12，均属于111

Cr Mo 的低合金钢，其许可使用温度为550℃，在BMCR 工况炉22

膛水冷壁的出口温度采用424℃，汽水分离器入口温度为429℃，因此有足够的安全裕度，稍低的水冷壁出口温度也有利于减少水冷壁的温度偏差。

水冷壁出口温度过低也是不可取的，应保证在最低直流负荷时水冷壁出口工质仍有一定的过热度，如果水冷壁出口温度过低，将造成低负荷时本生点提高，甚至造成过热器带水，这种运行工况是不允许出现的。

水冷壁进口工质的温度要有一定的过冷度和欠焓，以防止在较低的压力下水冷壁入口出现汽化，一般水冷壁进口工质的过冷度不得小于5℃。本工程BMCR 工况下水冷壁入口温度为320℃，即使在30%最低稳燃负荷时，入口温度也只有266℃，过冷度在50℃以上。当然，水冷壁进口工质的过冷度也有一定限制，也就是说水冷壁入口工质应有一定欠焓，但欠焓不能过大，若欠焓过大，又会给水冷壁系统水动力的稳定性带来问题，避免水动力不稳定（多值性、脉动）的主要措施之一是水冷壁进口工质的欠焓要小于产生水动力不稳定的界限欠焓，但对采用启动再循环泵的锅炉来说，即使在≤最低直流负荷运行时，由于泵的压头和节流孔圈能保证水冷壁系统的正向流动，不会产生水动力的不稳定。

2.1进一步降低水冷壁出口温度偏差的措施

尽管垂直管水冷壁已按回路装设节流孔圈调节流量以减少管间吸热和结构上的偏差，而且垂直管圈水冷壁与螺旋管圈水冷壁相比，具有始终保持正向流动和一定的自补偿能力，但为了进一步降低水冷壁的吸热和温度偏差，本工程根据MHI 在九十年代中期以来对超临界和超超临界锅炉垂直水冷壁所作的设计改进与运行经验，采取如下改进措施。

在上、下炉膛水冷壁之间加装带有二级混合器的中间混合集箱以消除炉膛水冷壁因结构差异和吸热不均所导致的工质侧偏差，从而大大降低水冷壁出口的工质温度偏差，降低水冷壁管壁温度。中间混合集箱的位置按照在锅炉最低负荷时，此位置处水冷壁的干度为0.8左右，根据经验，汽水混合物在这样高的干度下可以防止二相介质沿平行管组的流量分配不均问题。

将节流孔圈由传统设置于大直径的水冷壁下集箱内並将节流孔圈的装设由原Marman 夹定位销式改为管段形式嵌焊在由小直径的水冷壁下集箱外面的水冷壁入口管上，这样不仅简化了结构，也便于调试和维修，並将装有节流孔圈的水冷壁入口管段加粗，再通过三叉管的方式与小直径的水冷壁管相配，这样大大增加了节流孔圈孔径的变化范围，提高了节流幅度和各回路管组流量调节的能力，保证在各负荷下水冷壁出口温度沿各墙宽度的较小温度偏差。

Π型布置锅炉后水冷壁的回路和结构比较复杂，容易产生管壁超温或偏差过大，在本工程中采取MHI 已有成熟经验的设计，即将上部后水冷壁管经折焰角斜坡至出口集箱后送往汇

集管混合后分别引往后水冷壁吊挂管和水平烟道延伸侧包墙二个平行回路，再用连接管送往顶棚出口集箱与前水冷壁和二侧水冷壁出口工质相混合，这样可以减少后水冷壁各回路的温度和吸热偏差。

3. 水动力稳定性

1）停滞和倒流：

超临界直流锅炉由于在最低直流负荷以下，采用再循环运行方式，水冷壁具有较强的强制流动特性，所有上升的管屏不会发生倒流，不必进行倒流的校验，同时，对于垂直管屏，最低直流负荷下的工作压差（平均受热管的重位压差和流动阻力之总和）总是能大于管圈的最大停滞压差△Pt=Hr′（式中H 为管圈高度；r ′为系统压力下的饱和水重度），特别是由于装设阻力较大的入口节流孔圈，更不会发生停滞现象。

2）多值性：

多值性是指管屏的水动力特性呈三次方曲线，因此对应于一个压降有三个流量，从而造成很大的流量偏差或不稳定性，这种流动不稳定性主要可能发生于低负荷时，由于在小于最低直流负荷采用再循环泵进行强制循环，循环泵有足够的压头保持流动的稳定性，另一方面，向上流动的垂直管水冷壁由于静压占总阻力的比例较大，不存在多值性的可能。此外，水冷壁入口加装节流孔圈，提供了一附加阻力，也进一步消除了出现多值性的可能。

3）流体脉动

在沸腾系统中产生的脉动可以分成密度波型脉动，压力降型脉动和热力型脉动三种类型。

根据MHI 的经验，当小于最低直流负荷时水冷壁质量流速高于300kg/ms 不会产生密度波型脉动，本工程在最小直流负荷区运行时水冷壁质量流速保持459kg/ms 不变，又由于垂直水冷壁水动力特性呈单值性曲线，不存在负斜率区段，因此也不会发生压力降型脉动。足够高的质量流速避免了最低直流负荷下产生膜态沸腾的可能性，同时又不会发生密度波型脉动，所以也就不会发生热力型脉动。 22

第五节 超临界直流锅炉水动力事故

1．水动力多值性

直流锅炉的水动力多值性是指平行工作的水冷壁管内，同一工作压差对应三个不同流量的情况。一旦发生水动力不稳定，运行中一些管子流量大，另一些管子则流量很小，且交互倒替。流量小的管子出口工质已是过热蒸汽，由于质量流量减小，“蒸干”点也提前至炉内高温区，这两种情况都会导致管壁超温。

直流锅炉产生水动力多值性的主要原因是水预热段与蒸发段具有不同的水阻力关系式。当汽和水的密度差大以及水冷壁入口水的欠焓超过一定值时即会出现。因此，工作压力越低，水冷壁入口水温越低，水动力多值性越严重。质量流速的提高则可改善水动力的稳定性。对于超临界压力的水冷壁，虽然没有汽水共存区，但由于在拟临界温度附近工质比体积变化极大，因此水平管圈水冷壁(重位压差在总流阻中的比例小) 也有流动多值性的问题。图14-5表示了超临界压力下水平管圈质量流速和进口焓值对流动多值性的影响。由图可知，要保持特性曲线有足够陡度，必须使水冷壁进口工质焓大于1256kJ ／kg 。但在低负荷或高压加热器切除时，水冷壁的进口工质焓仍会下降，由图中曲线可知，当水冷壁的进口工质焓小于837kJ ／kg 时，仍会有流动多值性的问题。根据图14-5，锅炉只要保持最低质量流速大于700-800kg ／(m·s) 即可避免出现水动力多值性。 2

图14-5 大比热容区的范围

(c＞8.4kJ/（kg ℃）) p

2. 吸热偏差引起流量不均

直流锅炉的水冷壁管在蒸发时（低于临界压力）或大比热容区中（超临界压力）介质比体积将随加热偏差而急剧增大，偏差管中的介质流量可能明显低于平均值而导致偏差管出口温度可能非常之高。超临界压力下，当管件平均的出口工质焓降在大比热容区的范围内时，或者低于临界压力，管件进口的含汽率小于0.85时，这种比体积急剧增大、个别管子出口介质温度很高的现象最为明显。

管屏的吸热不均系数、管屏平均焓增以及工质的进口焓值对水力不均及管子出口汽温的影响如图14-6所示。由图14-6可知，当介质出口焓降在大比热容区之外时，流量偏差和壁温偏差都很小。但对于在大比热容区工作的水冷壁，吸热不均的影响极大。而且管屏平均焓增△h 越大、吸热不均系数越大，流动不均越厉害，出口汽温变化也越大。工质的进口焓对流动不均的作用有一极值，在实用的范围内，水力不均随工质进口焓的升高而恶化。超临界压力下，随着工作压力的升高，大比热容区的比体积变化趋缓，热力不均对流量偏差的作用减弱，管件出口的温度不均也小得多。

超临界压力机组在低负荷运行时为亚临界压力运行，随着压力的降低，汽水密度差增大，重位压头的作用削减，吸热不均的影响会更大些。因此当超临界机组在低负荷下运行时，同样的吸热偏差就要引起更大的流量降低，此时更应注意炉内火焰的均匀性。

图14-6 P=24MPa时的流量偏差特性

（a ）h1=1256kJ/kg（b ）△h=840 kJ/kg

1—△h=210 kJ/kg；2—△h=420kJ/kg；3—△h=630 kJ/kg；4—△h=820 kJ/kg；

5—△h=1050kJ/kg；6—h1=420 kJ/kg；7—h1=840 kJ/kg；8—h1=1260 kJ/kg；

9—h1=1680 kJ/kg；10—h1=2100 kJ/kg

3. 水冷壁的壁温工况

超临界水冷壁管组的工作特点与亚临界压力锅炉不同，正常情况下水冷壁温度不再维持恒定值，而是随吸热量的增加而提高。在一定压力下，水冷壁管壁温沿管长不断升高，但在大比热容区工质温度提高得比较缓慢，有些类似于亚临界压力下的汽化区段。运行中水冷壁的金属温度受到煤水比、锅炉负荷和工作压力的影响，也与炉内的吸热不均有关。

超临界压力下，随着煤水比的增大，单位工质的炉内辐射吸热量增加，水冷壁任意位置的工质焓升增大，壁温升高。水冷壁管的热流密度与锅炉负荷成比例增加，故当负荷增加时，壁温与工质温度之差增大，因此壁温随负荷的增加很快升高。在相同的煤水比情况下，同一水冷壁高度上的工质温度将随压力的上升而增加。这是因为随着压力的升高，水的比热容降低。

对于管件承担较大焓升的水冷壁，更应注意热力不均的影响。此种情况下热力不均匀性稍有一点增大，水力偏差以及管件出口的工质温度就会急剧增大，即使在这种条件下短时间的工作也是危险的。

图14-7 壁温与工质焓值关系(P=23MPa)

1—q=410kW/，2mwρ=1000kg/（m 2.s ）； 2—q=350kW/，2mwρ=1000kg/（m 2.s ）； 3—q=250kW/，2mwρ=600kg/（m 2.s ）； 4—q=200kW/，2mwρ=600kg/（m 2.s ）

4. 超临界压力下的传热恶化

4.1 超临界压力下的传热恶化包括两种情况：一是当热流密度过高或质量流速过低引起的传热恶化，也称类膜态沸腾，它一般发生在拟临界温度附近的大比热容区；另一种传热恶化与管子入口段边界层的形成过程有关，例如，位于分配联箱以后的管段上，对于热负荷q 较大的管子，当q/wρ>0.42时就可能出现传热恶化。

4.2 超临界压力下水冷壁管内可能发生的类膜态沸腾，主要是由于在管子内壁面附近流体的粘度、比热容、导热系数、比体积等物性参数发生了激烈变化而引起的。管子中心处流体的温度与管子壁面处的温度不同，尽管温差不大，但在超临界压力下较小的温度差别也会导致流体粘度等参数的较大差异。例如，当工质温度在350-410℃范围内时，管内壁面处的工质粘度只有管子中心工质粘度的1／3左右，由此产生的粘度梯度和密度梯度将促使流体紊流边界层的层流化；壁面温度的降低，又使流体导热系数减小，这样导热性能差的轻相介质与壁面接触也会提高壁面与工质间的温差。在管子的热负荷较大时就可能导致传热恶化。这种由于物性参数变化而引起的传热恶化类似于亚临界参数下的膜态沸腾，称为“类膜态沸腾”。其壁温飞升值决定于管子热流密度和质量流速的大小。

4.3 类膜态沸腾的传热恶化判据通常用极限热负荷qjx 表示，当管子的热负荷大于极限热负荷时，类膜态沸腾发生。在压力为23-30MPa 的范围内，qjx (kW/m2)可按下式计算:

Qjx=0.2(ρw)1.2

由上式可见，质量流速越高，极限热负荷越大，发生传热恶化的可能性越小。另外，压力对传热恶化也有影响，提高压力可减弱工质物性的变化梯度，因而可以在较高的热负荷下不出现传热恶化。

4.3.1超临界压力锅炉在设计和运行中，以控制下辐射区水冷壁吸热量的办法避免或减缓类膜态沸腾，尤其是将下辐射区水冷壁出口的工质温度控制在对应工质压力的拟临界温度以下，使工质的大比热容区避开受热最强的燃烧器区域。

图14-8 超临界压力下管子入口段中工质的最小质量流速

4.3.2为了防止第二种传热恶化，要求在水冷壁入口段（L ≤2m ）内工质保持有足够高的质量流速，入口焓越高，热负荷越大，所要求的质量流速ρw 值也越大。如图14-8所示，在热负荷和质量流速一定的情况下，适当降低水冷壁进口水温对于防止传热恶化是有利的。

5．水动力事故处理

超临界参数直流锅炉为防止传热恶化、降低管壁温度，主要采取以下措施。

5.1. 采用内螺纹管

在可能发生传热恶化的区段采用内螺纹管，其机理是引起流体的旋转，迫使水压向内壁，在亚临界压力下运行时，可以将汽挤到管子中心，将“蒸干”点推迟至燃烧较弱区域，减小壁温的飞升值。在超临界压力运行时，可减小管子中心与管壁附近的温度差，从而抑制工质各物性沿径向的过大差异，提高内壁对管内流体的放热系数。

5.2 提高工质的质量流速和采用定压运行方式

在管内工质呈泡状、柱状、环状流动时，提高质量流速w ρ可以提高界限热负荷，防止膜态沸腾的发生。而在发生膜态沸腾或类膜态沸腾后，提高w ρ可以显著提高膜态沸腾放热系数，把壁温限制在允许范围以内。额定负荷下水冷壁管内的质量流速，由设计的结构条件确定。垂直上升管屏采用多次上升、螺旋管圈水冷壁控制每管圈管数等，都是针对提高质量流速而采取的方法。锅炉低负荷运行时，质量流速按比例降低，水冷壁工作安全性受损，如果需要，则应根据传热恶化和壁温升高的程度，对锅炉的最低允许负荷做出限制。

复合变压运行的直流锅炉，在高负荷段采用定压方式，也可大大减小出现传热恶化的可能性。定压运行可保持水冷壁相对较高的工质压力，增大柱重压差与流动阻力的比值，改善

吸热不均对水力偏差特性的影响以及减小工质比体积的变化幅度，使壁温的升高得到控制。

5.3 限制水冷壁出口和进口工质温度

设计和运行中，控制下辐射区水冷壁出口的介质温度，使工质大比热容区避开热负荷较高的燃烧器区域，以避免吸热最强区域中工质热物理特性的剧烈变化。水冷壁进口工质温度过高会引起较大的水力不均。在低于临界压力运行时，由于欠焓太小，也易使分配联箱上的各管子内汽量多少不一，增大流量分配的偏差。进口欠焓过大则有可能导致传热恶化，因此对进口水温也应恰当加以控制。

5.4 变工况运行时的水冷壁保护

5.4.1汽压变化速度：低负荷运行时，由于质量流速减小、工作压力降低，工质流动的稳定性相应变差。负荷变动中，若压力变动过快，有可能使原为饱和状态的水发生汽化，使汽段流阻增加，蒸发开始点压力瞬间升高，进水流量小于出口流量，产生管间流量的脉动和水冷壁温的交替变化。因此，工况变动时应注意维持汽压的相对稳定，不可急速变化。

5.4.2煤水比控制：在工况变动时，应始终保持适宜的煤水比，避免出现减温水量过大而给水量偏小的不正常情况，否则将引起出口壁温的不正常升高。无论何种情况下，给水流量均不得低于启动流量。

5.4.3燃烧调整：在工况变化时如加减负荷、投停高压加热器、投停燃烧器、启停制粉系统、风机切换、燃料性质变化等情况发生时，应及时调整燃烧，但调整不能过快，避免运行参数、水力工况和燃烧工况的大幅度波动。对于水冷壁安全来说，燃烧调整的基本要求是最大限度地减小炉膛热负荷分配不均。另外，进行水冷壁吹灰和除渣等工作时，应做好防止大焦块脱落、局部热负荷突增的预想或准备。

第六节 超临界直流锅炉水冷壁横向裂纹失效

美国155台超临界机组大部分存在横向裂纹热疲劳失效泄露问题，这种裂纹主要发生在超临界机组热负荷最高的部位，裂纹呈环状，在炉管向火侧形成，这些区域的水冷壁管往往超温并遭受严重的火侧腐蚀。

国产300MW 亚临界压力直流锅炉也都存在水冷壁横向热疲劳裂纹泄漏问题，并且经过几十年的探索，至今不能获得根本性的解决。但是在实际中也摸索出一些减轻水冷壁横向热疲劳裂纹失效的经验。另外，部分进口的亚临界直流锅炉上也存在水冷壁热疲劳裂纹问题。

鉴于国外的经验，国产超临界压力锅炉水冷壁可能产生横向裂纹失效问题值得注意。 美国电力研究院(EPRI)80年代进行了一项综合研究，试验模拟水冷壁炉管的温度、应力（火侧与水侧）、炉水品质及炉膛烟气环境，以确定裂纹形成的关键因素。产生环状横向裂纹和过热的根本原因是由于管内结垢和火侧渣的脱落的共同作用。管内结垢提高了炉管的峰值温度，渣的脱落也使炉管向火侧表面瞬时热负荷急剧升高，炉管向火侧管壁温度急剧上升，渣的脱落具有随机性。管内结垢(四氧化三铁) 经常是皱纹型的。

其它国家也有类似的锅炉水冷壁过热和失效问题。水冷壁炉管水侧皱纹型磁性氧化铁垢直接导致了高热负荷区域炉管壁温度的升高，造成高热负荷区的炉管因超温而导致爆管。

在欧洲则采用中性或碱性给水加氧处理，由于加氧处理后的管壁保护膜形态较除氧的有了根本变化，给水中的氧大于50ug/L时，形成的保护膜为三氧化二铁而不是无氧态下形成的磁性氧化铁，前者的溶解度要小得多，故给水中的腐蚀产物也很少。其优点是，腐蚀产物很少，炉管内结垢少；化学清洗的间隔很长或根本不需要化学清洗；引起的爆管事故很少。

国内的研究表明水冷壁横向热疲劳裂纹和炉管超温有关，主要出现在直流锅炉中。因为

膜式水冷壁只能有共同的膨胀量，当水冷壁向火侧和背火侧温差过大，或局部炉管过热时，由于膨胀受到限制，产生过大的热应力，并随着锅炉启停或其它原因而变化，造成热疲劳裂纹。

直流锅炉水冷壁中汽水混合物全部转变成蒸汽，必然出现所谓“蒸干”传热恶化，此时冷却水冷壁管的工质由水转变成蒸汽，对流换热系数大幅下降，冷却效果差，管壁温度急剧升高。虽然通过质量流量、流速的控制，可以将直流锅炉水冷壁出现传热恶化时的管壁温度控制在金属材料许用温度范围，但是，各管出现传热恶化的位置不完全相同，且有随机性波动变化，先发生管壁温度升高的炉管受附近炉管膨胀量的约束，不能自由变形，产生很大的热应力，该热应力随锅炉启停和传热恶化随机波动而变化，导致热疲劳的发生。

在“蒸干”发生的区域，工质由水全部变成蒸汽，水中的盐分也转移到蒸汽中，如果盐分不能转移到蒸汽中，则在该区域沉积，形成管内结垢。大量的管内结垢产生的热阻，进一步提高了管壁温度，使水冷壁横向热疲劳裂纹产生更快。

1. 事例1：SG1000亚临界压力直流锅炉水冷壁横向裂纹泄漏

SG1000型锅炉为上海锅炉厂生产的亚临界压力、UP 型直流锅炉，自70年代投入使用，水冷壁一直存在横向裂纹泄漏问题。SG1000锅炉水冷壁横向裂纹多出现在靠近中辐射区出口处，下辐射区的横向裂纹多出现在燃烧器上方部分受热较强的管子。

水冷壁管子的裂纹特征，多为横向的，也很密集，有一些管子只有为数不多的裂纹，呈穿晶型，裂纹端部圆钝，断口无明显的塑性变形，向火面管壁有氧化皮和球化现象。裂纹管段的位置是在靠近回路出口联箱处，其长度约为2～3米，有个别管子在4～5米长的范围内都有裂纹。多数裂纹发生在管子的向火面和节距较大的侧面鳍片根部。裂纹失效是由于热疲劳的作用。必须考虑管材质量、膨胀不畅、炉墙振动、燃烧不稳、启停方式和运行方式等因素的影响。

试验发现发生横向裂纹处，管子向火侧外壁管壁温度一般在500℃左右波动，其波动幅度为±50℃，正常管子向火侧外壁管壁温度则在400℃左右。

导致壁温波动的原因，从试验情况看，主要是高热负荷区介质流速低的管子受运行工况(燃烧、负荷等) 的扰动十分敏感所致。而受热弱、流速高的管子壁温一般较稳定，工况扰动也不出现壁温的飞升(严重失调时除外) 。

造成炉内局部热负荷较高的原因，与双炉膛设计燃烧工况组织得不好有关，炉内燃烧切圆不正，椭圆长轴在前后墙方向偏#2～4和#5-7角，这是裂纹泄漏多发生在这些部位的重要原因。

在联箱端头有两根以上半圆45度角引出的管子，这对工质含汽率x 约为0.5的中辐射入口来讲，当在较低负荷和较低压力下联箱端部发生明显的汽水分层现象，使45度引出管的介质可能全是湿蒸汽或是含汽率较高的汽水混合物，从而很快被“蒸干”，在管子一段呈现不稳定的过热现象，由于壁温的大幅度波动最终便导致疲劳断裂。这一结构上的薄弱环节正好与局部热负荷较高的因素凑在—起，是导致前后墙中辐射出口管屏拼缝处泄漏多的主要原因。而具有同样结构的热负荷较低的侧墙及#3、6角附近管屏拼缝处则从未发生过裂纹泄漏现象，由此可见强调其炉内热负荷分布均匀性这一点是极为重要的。

某些管子介质流速低，还与管子变形，节距过大，单管受热过强有关，会发生“蒸干”过热和壁温的波动裂纹漏泄。

试验还发现，在上述较大的热力和水力偏差状况下，提高平均重量流速(加大负荷) 并保持稳定运行，可以有效地防止壁温的波动。

由于炉膛设计及燃烧工况组织不好，炉内燃烧切圆不正，热负荷分布极不均匀；加上联箱端头上半圆45度角呈现管子结构上不良，下辐射区部分管子因变形呈现双面受热，喷水量过大致使进入水冷壁的流量减少；为适应燃烧严重偏斜而对水动力工况作重新调整，在锅炉水冷壁存在着较大的热力和水力分配不均情况下，加上机组的完善化程度较低，迫使其在低负荷不稳定工况下运行；因此在热负荷较高的部位，频繁地出现管壁的过热波动现象，这是导致水冷壁管腐蚀疲劳裂纹泄漏的根本原因。

该锅炉水冷壁裂纹泄漏的规律，暴露了锅炉设计上存在的问题：一是双炉膛四角喷燃未能保证炉内热负荷分布均匀；二是水冷壁并联回路以及同一回路并联管子的阻力条件、受热条件和引出、导入联箱的方式未能保持—致，使部分管子工质流量偏小。因此机组不适应低负荷运行。

为提高UP 型直流炉的性能，保护受热面的安全，炉内燃烧工况的组织，应使热负荷分配均匀。

2. 事例2：进口1100t ／h 直流锅炉水冷壁管横向裂纹泄漏

某厂两台1100t ／h 锅炉，是引进罗马尼亚的燃煤、塔式、中间再热、负压燃烧、蒸发点可变的本生型直流炉。锅炉燃烧室蒸发I 段由230根膜式水冷壁盘旋而构成，辐射炉膛及对流烟道蒸发Ⅱ段由1100根膜式水冷壁垂直布置构成。

1996年投产至2000年，两炉共发生十多起横向裂纹泄漏，泄漏点集中于前后墙水冷壁区域，即蒸发I 段出口联箱入口处、蒸发Ⅱ段入口联箱出口处及蒸发I 段出口联箱下部1～2m 处，两侧墙发现较少。1997年5月份，1号炉小修时，对蒸发I 、Ⅱ段联箱处进行了仔细检查，共发现横向裂纹10多处。

产生横向裂纹的原因是由于水冷壁管壁温上下交变，产生交变热应力，形成疲劳裂纹，这些横向裂纹由表向里发展，比较密集。对造成泄漏的裂纹进行观察，发现裂口都不太大，断面粗糙，管子基本没有胀粗减薄现象。根本原因是由于炉内火焰分布不佳，20个分级送风WSF 型旋流式喷燃器分五层布置，在燃烧室的前后墙上，每层相隔5m ，很难保证每个燃烧器的燃烧强度均匀，一且出现燃烧不稳定，就存在较大的热偏差；由于水动力特性在运行中仍能产生偏差，以及电网调峰压负荷，使锅炉处于低负荷状态运行时间过长，水冷壁水动力特性恶化，使膜态沸腾、管间温度脉动，热偏差产生机率增加。在上述因素相互影响下，造成水冷壁局部热负荷较高区域的工质重量流速低，含汽率增高，热敏感性增强，水冷壁各

出口焓值和温度产生较大偏差，致使热负荷较高的前后墙区域水冷壁经常发生横裂泄漏。

处理措施：加强运行管理，维持合理的水冷壁运行工况。因为两台炉均为塔式直流炉，喷燃器为前后墙布置，在启动过程中，炉膛负荷很难调整均匀，经多次调整，部分区域热负荷仍偏高，同时出现不同程度的结焦现象，另外，水动力调整不可能与炉内实际热负荷完全匹配。特别在低负荷时，由于水冷壁管内工质流动性较差，水动力偏差很大，再加之蒸发I 段仍存在偏差管，若煤水比失调，就加剧部分水冷壁运行工况恶化，引起壁温大幅度波动和严重超温。为此，必须采取有力的措施，保证水冷壁正常的运行工况。

正确控制给水量。在较低负荷时，水冷壁内工质重量流速低，只要实际给水流量低于正常给水流量，受热墙管内的工质传热就可能恶化。主要原因是减温水用量过大和启停操作过程中给水量大幅度波动，所以在低负荷和启动过程中，应严格控制中间点介质温度，使其微过热10～20℃。

合理调整炉膛内燃烧。在较低负荷下，热负荷往往集中于下层燃烧器。如调峰负荷在

200～220MW 之间时，为稳定炉内燃烧，往往采用停用上层磨煤机的方式，使下层辐射区水冷壁吸热量相对增大，部分管屏容易出现传热恶化。所以，在低负荷时，在保证炉内燃烧稳定的前提下，合理安排磨煤机运行方式。当调整二次风量，尽量使火焰中心上移至中部，对降低局部水冷壁超温十分有利。

严格控制升温升压速度。启动和升降负荷应严格控制升温升压速度，启动时蒸发I 、Ⅱ段管子温升不能大于2℃/min，保证启动流量不得低于410t/h。严格控制中间点温度，保证运行工况稳定。

运行中加强水冷壁管屏的温度监视。低负荷和启动中，运行人员应严格监视水冷壁管屏温度，发现部分水冷壁管屏温度变化较大时，应及时采取措施，减少给煤量，减弱燃烧，适当地增加给水量，并做好记录，为以后采取有效的措施提供依据。

无论何种情况下，锅炉运行时务必保持给水压力不低于启动压力，给水流量不低于启动流量；严禁给水中断，否则，在锅炉未熄火的情况下，水在省煤器中沸腾，将引起水力分配不均，造成局部管子超温。一旦大量进水，将使水冷壁发生变形，严重时将发生爆管。

直流锅炉防止受热面泄漏关键在于保证受热面膨胀畅通，水力分配均匀，减少热偏差，严格控制水煤比，防止给水量小于启动流量和断水运行，才能减少和避免受热面爆管，保证锅炉长期安全运行。