Влияние тепловой неравномерности на температуру и надежность металла конвективных пароперегревателей

Богачев В. А., Таран O. Е.

Обследование котлов ряда ТЭС показало, что практика глушения поврежденных змеевиков конвективных поверхностей нагрева получила широкое распространение. Через некоторое время заглушенные змеевики сгорают, в этом месте образуются газовые коридоры и очаг повреждений разрастается. Поле скорости и температуры продуктов сгорания в коридорах приобретают выраженную неоднородность, вызывающую тепловую неравномерность и перегрев металла не только элементов с повреждением, но и следующих по ходу движения продуктов сгорания.
Укорочение змеевиков с целью увеличения скорости циркуляции пара проводится без анализа изменения гидродинамических характеристик. На периферии элементов из-за недостатков конструкции, монтажа и ремонта имеют место недопустимые зазоры между стенкой газохода и трубными пучками.
Отрицательные последствия газовых коридоров в конвективных пароперегревателях высокого (КПП ВД) и низкого (КПП НД) давления прямоточных котлов сверхкритического давления ТГМП-314 ГРЭС-4 и ТЭЦ-23 Мосэнерго, Костромской ГРЭС и Лукомльской ГРЭС с водными режимами вида ГАВР, НКВР и КАВР за 12 лет эксплуатации продемонстрированы далее. Пароперегреватели состоят из двух потоков “А” и “Б” и выполнены из 106 двух- и трехзмеевиковых пакетов труб 32/20 и 42/34 мм (сталь 12Х18Н12Т и 12Х1МФ). Пакеты расположены в шахматном порядке, змеевики имеют четыре хода. Змеевики обогреваемой зоны из стали 12Х18Н12Т соединяются с коллекторами трубами из стали 12Х1МФ. Конструктивная нетождественность элементов заключается в использовании двух змеевиковых пакетов, занимающих примерно 24 и 17% площади газохода.
Завод-изготовитель таким решением на стадии проектирования создал три газовых коридора и будущий очаг тепловой неравномерности и повреждений. Паропроизводительность котла 1000 т/ч, расчетный расход при работе на мазуте 70,7 т/ч, на природном газе 83,2 · 103 м³/ч. Температура и давление перегретого пара в КПП ВД соответственно 545°С и 255 кгс/см², в КПП НД - 545°С и 37,8 кгс/см². Проектная температура дымовых газов на входе в КПП ВД - 1000°С.
Распределение повреждений (хрупких и деформационных) основного металла труб по пакетам КПП показано на рис. 1. Очаги повреждений расположены в зоне трех змеевиковых пакетов перед первым коридором, в коридорах и на периферии элементов (пакет 106). Выраженный очаг разрушений расположен между пакетами с 1 по 32 КПП ВД и с 15 по 29 КПП НД вблизи “перевальной” горки. Максимум в предположении нормального закона распределения повреждений приходится на пакеты 20; 51 и 77 КПП ВД и пакеты 21; 53 и 81 КПП НД. Число разрушений труб двух- и трех змеевиковых пакетов КПП ВД примерно одинаковое.

Рис. 1. Распределение повреждений по пакетам труб конвективных пароперегревателей котла ТГМП-314:а - КПП ВД; б - КПП НД

Трубы трех змеевиковых пакетов КПП НД повреждались в 2 раза чаще. Однако вероятность разрушения коридорных пакетов в 2 раза выше.
Очевидно, что повреждения вызваны не только высокой скоростью продуктов сгорания в коридорах и зазорах из-за недостатков конструкции и монтажа пароперегревателей, но и неоднородным полем температуры дымовых газов перед КПП. Температура газов максимальна в зоне пакетов с 1 по 32 и постепенно снижается к противоположной стенке газохода, что, по-видимому, вызвано стратификацией* потока продуктов сгорания по плотности в поворотной камере. Если бы поле температуры газов на входе в конвективный газоход было однородным, число повреждений в газовых коридорах было бы приблизительно равным.
*Стратификация - распределение температуры воздуха (газов) в атмосфере, от которого зависит возможность и степень  развития вертикальных перемещений.
Закономерность расположения очагов позволяет заключить, что хрупкие и деформационные повреждения определяются в основном тепловыми причинами и в меньшей степени зависят от типа применяемых водных режимов. Согласно исследованиям ВТИ органические вещества, попадающие в циркуляционный контур котла, значительно снижают деформационную способность оксидной пленки и коррозионную стойкость стали 12Х18Н12Т. После наработки около 100 тыс. ч обычно проводят превентивную замену выходного хода первого змеевика или коридорных пакетов снова на двух змеевиковые.
Например, в котле № 6 Костромской ГРЭС после наработки КПП ВД 200 тыс. ч был забракован из-за утонения стенки труб, вызванного высокотемпературной газовой коррозией, и заменен выходной ход пакетов: 25, 29 - 31, 53, 54, 56 - 58 потока “А”; 17, 19, 22 - 27, 29, 30, 50 - 55, 59 потока “Б”. Из 26 пакетов 20 были двух змеевиковыми. После наработки КПП НД 100 тыс. ч также заменен выходной ход пакетов: 24, 26 - 30, 51 -55 потока “А”; 17, 23 - 27, 29, 33,49, 51, 53, 55, 79 потока “Б”. Из 24 пакетов 18 были двух змеевиковыми. Число забракованных пакетов в потоке “Б” больше, чем в потоке “А”. Это свидетельствует о тепловой разверке потока “Б”. Замена проведена в очагах будущих повреждений (рис. 1).
Исследования температурного режима КПП довольно трудоемки и дороги. Температура пара, измеренная на выходе из двух змеевиковых пакетов первого коридора котла ТГМП-314 ТЭЦ-23 Мосэнерго и Костромской ГРЭС, оказалась в интервале от 560 до 570°С при средней температуре по коллектору 545°С. Расчет эквивалентной температуры эксплуатации металла поврежденных коридорных пакетов дал температуру 620 - 630°С. Измерения температурного поля газов на входе и выходе КПП носят противоречивый характер. Изложенное вызвало необходимость теплового и гидравлического анализа для интерпретации причины тепловой неравномерности и повреждений поверхностей нагрева, а также для демонстрации возможностей расчетов при проектировании оборудования.
Решение сопряженной задачи базируется на следующих уравнениях: для тепловой нагрузки
(1)
для теплоотдачи от дымовых газов и сопротивления [1]
Nu = 0,4Re0,4Pr0,36,                                                                    (2)
Δρ = ε(ρw) z/(2ρ),                                                 (3)
ε = 1,42(s1/D - 1)-0,25R0,15;                                         (4)
для теплопроводности в металле стенки трубы
(5)
для теплоотдачи к пару и сопротивления [2]
Nu = (ἐ/8)RePr/[l,07 + 12,7 (ε/8)0,5 (Pr0,666 - 1)],                   (6)
Ap = ἐ(pw)2 l/(2pd),                                                            (7)
ε = (l,821g Re - 1,64)2,                                                              (8)

где GГ и Gn - расход газа и пара; im и iBых - энтальпия среды на входе и выходе элемента; Nu, Re и Pr - числа Нуссельта, Рейнольдса и Прандтля; ∆р -гидравлическое сопротивление; ε - коэффициент сопротивления; рw - средняя массовая скорость среды; р - плотность; z - число рядов труб в пучке; si - поперечный шаг труб; qc - плотность теплового потока на внутренней поверхности трубы; tH и tc - температура на наружной и внутренней поверхности трубы; λΜ - коэффициент теплопроводности металла; D и d - наружный и внутренний диаметр трубы; l - длина змеевика.

Теплофизические свойства в безразмерных величинах берутся при среднемассовой температуре среды [3]. Использование уравнений (3) и (7) объясняется тем, что при коллекторной системе раздачи и сбора массовая скорость среды в змеевиках является степенной функцией плотности р0,5. Распределение рw в межтрубном пространстве пучков и коллекторной системе описывается аналогичными законами.
Расчет проведен для КПП ВД при сжигании сернистого мазута с коэффициентом избытка воздуха 1,05. Температура пара на входе в элемент принята 470°С. Плотность воспринятого теплового потока и коэффициенты теплоотдачи приняты постоянными по длине змеевика. Потери давления на ускорение и замедление среды при течении пара в трубах и поперечном обтекании труб продуктами сгорания составили незначительную долю: не более 2,3 и 4,5% ∆р на преодоление трения. Погрешность расчета температуры металла не более 1°С служит критерием сходимости решения уравнений (1) - (8).
Графики зависимости температуры дымовых газов на выходе и температуры газов на входе КПП ВД от температуры пара на выходе   из элемента для одно-, двух- и трех змеевиковых пакетов показаны на рис. 2.
Коэффициент теплоотдачи при поперечном обтекании труб продуктами сгорания максимален в передней критической точке на фронтовой стороне, снижается до минимума при угле 80- 120° в зависимости от режима течения (ламинарного или турбулентного) и возрастает на тыловой стороне. На рис. 2 показано также изменение температуры трубы в критической точке tH.Kp.
Расчетная зависимость носит линейный характер: чем выше tп.вых, тем выше tг.ВX, и tΗ.κρ. Температура пара и металла коридорных пакетов испытывает большую чувствительность к температуре газов, так как в них производная dtГ.ВX/dtп.вых меньше. Из рис. 2 следует, что даже при однородном поле  температура коридорных пакетов значительно выше, чем трех змеевиковых. Полученный результат объясняется тепловой неравномерностью. Массовая скорость газов рw и теплоотдача из-за меньшего числа рядов z в коридорах увеличиваются, вне коридоров - уменьшаются.

Рис. 2. Графики зависимости температуры дымовых газов на выходе (1) и на входе (2) КПП ВД и от температуры пара на выходе из элемента:
●, О, + - соответственно одно-, двух- и трех змеевиковые пакеты

Неравномерное тепловосприятие змеевиков в условиях коллекторной системы вызывает снижение скорости пара и теплоотдачи в перегретых трубах и рост в недогретых. Температура увеличивается с уменьшением z.
Таким образом, расчетным путем получен очень важный результат: температурное поле на выходе из газовых коридоров КПП ВД становится неоднородным даже при однородном поле температуры дымовых газов на входе. Образовавшийся температурный шлейф продуктов сгорания входит в газовые коридоры КПП НД и еще более увеличивает теплоотдачу, температуру двух змеевиковых пакетов и высокотемпературную коррозию металла, что, в итоге, отражается на работе КПП НД (см. рис. 1).
Неоднородное поле t кардинально изменяет режим работы пароперегревателя, что видно на рис. 2. Перегрев металла и образование выраженного очага повреждений трех- и двух змеевиковых пакетов вблизи “перевальной” горки и в первом газовом коридоре вызваны более высокой температурой дымовых газов. Зазоры на периферии элементов также являются местом повышенного тепловосприятия пакетов из-за высокой скорости продуктов сгорания. Расстояние от периферийных пакетов до стенки газохода должно быть не более s1/2, На практике зазоры иногда в 2 - 3 раза выше. Информация о характере температурного поля продуктов сгорания на входе в КПП ВД может быть получена путем замеров  термометрическими вставками и расчета по графикам на рис. 2.

Результаты расчета температуры выходящих из КПП ВД пара и дымовых газов, максимальной температуры и ресурса металла змеевиков при однородном поле температуры 1000°С на входе в элемент приведены далее.

Время до разрушения металла змеевиков хр в продуктах сгорания сернистого мазута при 23%- ной вероятности события определено с использованием уравнений из [4, 5] и указаний [6]. Ресурс одно- и двух змеевиковых пакетов из стали 12Х1МФ в необогреваемой зоне на выходе КПП ВД в 11,9 и 2,6 раза ниже, а из стали 12Х18Н12Т в обогреваемой зоне котла в 5,6 и 2,1 раза ниже долговечности трех змеевиковых пакетов.
Сталь 12Х18Н12Т по своим жаропрочным свойствам стоит значительно выше стали 12Х1МФ. Повреждения труб из этой стали до исчерпания ресурса жаропрочности носят, как правило, хрупкий характер и интерпретируются нарушением сплошности защитной оксидной пленки. Дефекты пленки наиболее часто фиксируются в змеевиках с колебаниями температуры и повышенным тепловосприятием [7]. Отсутствие хрупких повреждений КПП является примечательной особенностью работы котлов Костромской ГРЭС. Имеющие место колебания температуры пара не более 30°С только при растопочном и переходном режимах достаточно малы и редки. Аналогичный вывод следует из анализа микроструктуры металла и состояния оксидной пленки труб.
Коррозия металла в продуктах сгорания высокосернистых мазутов часто вызывает локально выраженное уплощение фронтовой стороны труб. Градиент скорости среды при поперечном обтекании цилиндра выше, чем при обтекании плоской преграды [8]. Поэтому скорость коррозии, в том числе межкристаллитной, металла змеевиков с уплощением также выше. Сталь 12Х18Н12Т очень чувствительна к наклепу, особенно недопустимому на фронтовой стороне труб.
Повреждения металла змеевиков конвективных пароперегревателей в газовых коридорах и зазорах по причине длительного перегрева порождены тепловой неравномерностью из-за высокой скорости продуктов сгорания. Неоднородное поле температуры газов на входе существенно влияет на работоспособность элемента. Высокое тепло- восприятие и колебания температуры змеевиков в условиях коллекторной системы приводят к снижению расхода и теплоотдачи в трубах, увеличению скорости высокотемпературной газовой коррозии, нарушению защитных свойств оксидных пленок, ускорению структурных превращений и сокращению срока службы металла.
Время до разрушения из-за перегрева металла на 10°С уменьшается примерно в 2 раза. Негативный фактор газовых коридоров и зазоров заключается также в неоднородном поле температуры на выходе пароперегревателя, способном вызвать повреждения следующих элементов по ходу движения дымовых газов. Этот вывод базируется на результатах анализа статистики повреждений, теплофизического расчета и металлографического исследования разрушенных труб поверхностей нагрева.
Для повышения надежности металла конвективных пароперегревателей котлов необходимо: заменить поврежденные змеевики в период останова или планового ремонта;
восстановить ранее заглушенные змеевики; согласовать с заводом - изготовителем котлов замену двух змеевиковых пакетов в газовых коридорах на трех змеевиковые;
выбрать недопустимые зазоры на периферии элементов и в дальнейшем контролировать их размеры;
измерить температуру дымовых газов и перегретого пара для получения информации о тепловой неравномерности и принятия мер по оптимизации топочного режима;
сделать вырезки образцов труб для определения эквивалентной температуры эксплуатации и оценки ресурса металла поверхностей нагрева, в первую очередь, из газовых коридоров и зазоров.

Список литературы

1. Жукаускас А. А. Конвективный перенос в теплообменниках. М.: Наука, 1982.
2. Петухов Б. С., Генин Л. Г., Ковалев С. А. Теплообмен в ядерных энергетических установках. М.: Энергоатомиздат, 1986.
3. Тепловой расчет котельных агрегатов (Нормативный метод) / Кузнецов Н. В., Митор В. В., Дубовский И. Е. и др. М.: Энергия, 1973.
4. Бугай Н. В., Березина Т. Г, Трунин И. И. Работоспособность и долговечность металла энергетического оборудования. М.: Энергоатомиздат, 1994.
5. Жаростойкость конструкционных материалов энергомашиностроения. Руководящие указания. Л.: НПО ЦКТИ, 1978, вып. 38.
6. РД 34.17.452-98. Методические указания о порядке проведения работ при оценке остаточного ресурса пароперегревателей котлов электростанций. М.: ВТИ, 1998.
7. Магнитный способ диагностики аустенитных труб поверхностей нагрева паровых котлов / Богачев В. А., Гончарь М. И., Дарвин Е. И., Титов И. В. - Электрические станции, 1994, № 8.
8. Самойлович Г. С. Гидрогазодинамика. М.: Машиностроение, 1990.