導航：安全管理網>> 安全論文>> 特種設備論文>>正文

循環(huán)流化床鍋爐水冷壁蠕脹爆燃事故分析

文檔作者：謝建文文檔來源：上海交通大學		點擊數(shù)：	更新時間： 2025年09月04日
下載地址：點擊這里	文件大?。?179.76 KB 共3頁	文檔格式： PDF	下載點數(shù)： 1 點（VIP免費）

全屏查看

內容預覽 [文件共3頁]

本文件共3頁，如需編輯使用，請下載。

注：預覽效果可能會出現(xiàn)部分文字亂碼（如口口口）、內容顯示不全等問題，下載是正常的。

	文件大小：179.76 KB 共3頁文件格式：PDF 下載點數(shù)：1 點（VIP會員免費）

上一篇：一起鍋爐制粉系統(tǒng)爆燃的事故原因分析

文本預覽

僅提取頁面文字內容，供快速閱讀使用。

收稿日期:2003 06 30
作者簡介:謝建文(1968 ) ,男,上海交通大學在讀工程碩士生。
文章編號: 　CN31 1508 (2004) 04 0065 03
循環(huán)流化床鍋爐水冷壁蠕脹、爆燃事故分析
謝建文
(上海交通大學, 上海200240)
關鍵詞: 　循環(huán)流化床鍋爐; 水冷壁蠕脹; 爐膛爆燃; 事故分析
摘　要: 　針對某臺220t/ h 循環(huán)流化床鍋爐在整定安全門期間所發(fā)生的水冷壁蠕脹、爐膛爆燃事故進行了
分析,并從運行角度提出了預防措施,對該類型鍋爐的安全運行具有重要意義。
中圖分類號: 　TK229. 6 + 6 　　　　　文獻標識碼: 　B
1 　前言
循環(huán)流化床鍋爐由于煤種適應性廣、污染物
排放量低等優(yōu)勢在短短十幾年內發(fā)展迅速,得到
了廣泛應用。但是,也由于其廣闊的市場需求,
在某種程度上,有時實踐的發(fā)展超過了理論的發(fā)
展。以前,人們普遍認為循環(huán)流化床鍋爐爆燃的
可能性極小,可是據(jù)資料[1 ] 顯示,近幾年來已有
數(shù)臺循環(huán)流化床鍋爐發(fā)生了一次風室內CO 爆燃
事故,導致一次風道撕裂。其原因是壓火操作
后,一次風室內的空氣通過布風板竄入底料內,
缺氧燃燒產生大量CO ,雖然其密度略小于空氣
密度,但由于擴散作用,逐漸在一次風室內沉積。
如果所鋪煤層太厚、壓火時間過長,一次風室內
的CO 濃度將達到爆燃極限,當再次啟動風機、準
備恢復鍋爐運行時,大量空氣進入一次風室,從
而引發(fā)CO 爆燃,并將強度較為薄弱的一次風道
撕裂。為了避免此類事故發(fā)生,可以在一次風室
底部加裝排氣管,在啟動風機之前將沉積的CO
排盡。也可以給一次風室配置防爆門,以便發(fā)生
爆燃時有效泄壓。在近期投產的濟南鍋爐廠生
產的循環(huán)流化床鍋爐上,已經給一次風室加裝了
防爆門。最近,某熱電公司的循環(huán)流化床鍋爐發(fā)
生了爐膛爆燃事故,同時發(fā)現(xiàn)水冷壁局部蠕脹變
形,并有2 處爆口。本文就其蠕脹、爆燃原因作
一扼要分析。
2 　設備簡介
該爐為燃用煙煤的220t/ h 高溫高壓循環(huán)流化
床鍋爐,采用了Alstom 公司的循環(huán)流化床鍋爐技
術。蒸發(fā)受熱面采用膜式水冷壁,自然循環(huán),燃燒
室內布置翼墻式水冷屏來增加蒸發(fā)受熱面,同時還
布置屏式Ⅰ、Ⅱ級過熱器。尾部對流煙道中布置Ⅲ級
過熱器、省煤器、空氣預熱器。水冷布風板上布置
306 個鐘罩式風帽,爐膛寬度8 610mm ,爐膛深度
4 770mm , 爐膛標高31 000mm , 布風板標高
6 700mm ,爐膛內標高15 000mm以下敷設澆筑料,
構成密相區(qū)。二次風口全部位于密相區(qū),前、后墻
布置,每側三層、8 只噴口。使用2 個直徑約5m 的
高溫汽冷分離器進行物料分離,外壁由膜式壁制
成,作為過熱器的一部分?；亓掀鞑捎米云胶馐?
“U”型閥,返料口位于后墻,距布風板300mm。
2 臺冷渣器為風水聯(lián)合選擇性冷渣器。配備4 只
埋刮板式給煤機,給煤口在前墻一、二層二次風口
之間。爐膛正壓系統(tǒng)運行。采用水冷風室床下點
火方式,配有2 只0. 75t/ h 的點火油槍。爐膛橫斷
面如圖1 所示。
圖1 　爐膛橫斷面示意圖
第35 卷第4 期
2004 年7 月　
鍋　爐　技　術
BOIL ER 　TECHNOLOGY
Vol. 35 , No. 4
J ul. ,2004
燃用平均直徑6mm 以下煙煤顆粒, 要求
100mm 以下顆粒小于10 %,設計燃煤量8. 7kg/ s ,
收到基低位發(fā)熱量19 679kJ/ kg。一次風量26. 7
Nm3/ s , 二次風量23. 3Nm3/ s , 最低流化風量
12. 5Nm3/ s。
3 　事故綜述
由于在低負荷時鍋爐的蒸發(fā)受熱面相對過
大,蒸汽吹管時,為加強吹管效果又要求較高的
蒸汽溫度,如果床溫低一些、風量大一些,則可以
達到要求。所以,在操作時,一次風量為12. 5
Nm3/ s ,二次風口冷卻風量為8. 4Nm3/ s ,給煤量
為1. 1kg/ s左右,單臺給煤機運行,床溫為700 ℃
左右。為避免滅火,床下2 只油槍投入,一次風
溫650 ℃左右。在鍋爐吹管、安全門整定期間均
計劃按此方式運行。
上午8 :00 ,吹管結束、開始升壓、準備整定安
全門。15 :15 汽包壓力升至10MPa ,對空排汽門
開度60 % ,給煤機轉速維持35 % ,床溫在750 ℃
左右, 給水流量約為8 ～ 9t/ h , 爐膛壓力維持
1 000Pa左右,汽包水位正常。約15 : 50 ,汽包安
全門整定結束,對空排汽門開至72 %進行降壓,
即將開始整定過熱器安全門。16 :13 ,左側1 號、
2 號給煤機切換運行(右側2 臺給煤機故障) ,為
防止堵塞,需要清空原給煤機內的存煤,所以實
際此時有2 臺給煤機在運行,出力約2. 2kg/ s。
隨后發(fā)現(xiàn)床溫有上升趨勢,于是二次風量加至16. 7
Nm3/ s ,又繼續(xù)增大到22. 2Nm3/ s。約16 :16 ,發(fā)生
爐膛局部超壓爆破,導致爐膛水冷壁變形及尾部
煙道護板角部撕裂。隨即鍋爐滅火停爐。事后
專業(yè)人員進入爐膛進行了內部宏觀檢查,發(fā)現(xiàn)左
半側水冷壁大面積蠕脹超標,在彎曲變形部位有
2 處爆口,需更換水冷壁管205 根。
4 　事故分析
燃料加入床中之后,顆粒被加熱、析出揮發(fā)
分,同時產生一級破碎,并在隨后的燃燒過程中,
由于顆粒間的磨損而產生二級破碎,煤粒在爐內
的破碎程度主要取決于一級破碎,破碎有利于提
高傳熱傳質速率,使爐內熱負荷更均勻。在揮發(fā)
分析出期間,煤粒從給煤點播散開來,其軸向傳
播快、徑向傳播慢,所以煤粒是在以給煤口為軸
線的圓柱體區(qū)域內燃燒[2 ] 。在鍋爐吹管及安全
門整定期間,平均床溫基本維持700 ℃左右。低
溫燃燒使揮發(fā)分的析出速度變緩,導致煤粒的破
碎程度和燃燒失重程度降低,進而使顆粒的徑向
擴散系數(shù)大幅度降低。顆粒被加熱到350 ～
400 ℃時即可析出揮發(fā)分并開始燃燒,析出時間
為1～10s ,燃燒時間約需1s ,發(fā)熱量約為煤?？?
發(fā)熱量的40 % ,爐內熱負荷均勻程度主要取決于
揮發(fā)分的燃燒。低溫燃燒對顆粒徑向擴散的不
利影響超過了對揮發(fā)分析出、燃燒的不利影響,
加劇了爐內熱負荷的不均勻程度。當單臺給煤
機運行時,床層溫度沿爐膛寬度方向的分布情況
如圖2 所示,床層溫度的不均勻表明:低溫燃燒
和給煤的不均勻造成了爐內局部熱負荷過高和
煤粒在爐膛局部區(qū)域內的積聚。
圖2 　沿爐膛寬度方向床溫分布圖
循環(huán)流化床鍋爐的設計床層溫度一般均在
850～950 ℃之間。根據(jù)文獻[ 3～4 ] ,炭粒燃盡時
間的計算可以使用如下關聯(lián)式:
TC = 8. 77 ×109 ×exp ( - 0. 012 76 TB) ×dC
1. 16
式中, TC 為炭粒燃盡時間, TB 為床溫, dC
為炭粒直徑。
由此可見,床溫為700 ℃時,同粒徑煤粒的燃
盡時間約為900 ℃時的12. 7 倍;床溫為750 ℃時,
同粒徑煤粒的燃盡時間約為900 ℃時的6. 8 倍。
例如,3mm 粒徑的煤粒,床溫為900 ℃時,燃盡時間
為3. 3s ,床溫為750 ℃時,燃盡時間為22. 3s ,床溫
為700 ℃時,燃盡時間為42. 0s。燃燒速度的急劇
降低使爐膛上部的燃燒份額加大。該爐進行蒸汽
吹管和安全門整定時,平均床溫維持700 ℃,而左
側床溫已達800 ℃,爐膛出口溫度為870 ℃。所以,
在單臺給煤機運行、低溫燃燒情況下,該爐形成了
一個爐膛上部左側區(qū)域的高熱負荷區(qū)。
在整定安全門期間,給水流量為8～9t/ h ,蒸
發(fā)量較小; 排煙溫度設計為130 ℃,實際運行在
66 鍋 　爐 　技 　術 　　 第 35 卷
www.bzfxw.com
150 ℃,省煤器設計出口水溫為285 ℃,實際已達
290 ℃;當進行給煤機切換操作、發(fā)現(xiàn)床溫上升而
將二次風量由8. 4Nm3/ s 增至16. 7Nm3/ s 時,省
煤器出口水溫超過300 ℃,屏式過熱器金屬溫度
已超標。在這種運行工況,水冷壁內質量流速較
低,由于省煤器中給水已開始沸騰,水冷壁入口
給水欠焓降低,沿爐膛高度方向管內含汽率不斷
上升,于是在爐膛上部左側區(qū)域的高熱負荷區(qū),
壁面熱負荷超過了臨界熱負荷,發(fā)生第一類傳熱
惡化,導致左半側爐膛的上部區(qū)域從31～15m 的
全部水冷壁管因蠕脹超標而更換。
當床溫為850～950 ℃時,煤粒中粒徑小于
200mm 和大于400mm 的粒子,由于其燃盡時間
小于爐內停留時間,所以在爐內完全燃燒,只有
200～400mm 的粒子在離開爐膛時含有殘?zhí)?經
分離器分離后,由返粒器再次進入爐膛二次燃
燒。低溫燃燒時,燃燒速度急劇下降,離開爐膛
時含有殘?zhí)嫉牧Ｗ拥牧椒秶鼜V泛,使通過返
料器進入爐膛內的可燃物含量急劇增高。該爐
在整定安全門期間切換給煤機時, 給煤量為
2. 2kg/ s ,燃油量為0. 75t/ h ,總風量為20. 9Nm3/ s ,若
完全燃燒,過量空氣系數(shù)為1. 45 ,但是床溫為
750 ℃時同粒徑煤粒的燃燒速度約為900 ℃時的
6. 8 倍,當通過給煤機和返料器進入爐膛的可燃
物含量達到完全燃燒時的1. 5 倍后,將會發(fā)生缺
氧燃燒。另外由于爐內熱負荷的不均勻,此時爐
膛左側的缺氧現(xiàn)象更為嚴重,將產生大量的CO。
在鍋爐吹管、安全門整定期間,氧量表損壞,無法
投用,使得缺氧燃燒現(xiàn)象不能及時覺察,所以當
發(fā)現(xiàn)床溫上升、急速加大二次風量時,由于達到
了爆燃極限,從而產生爐膛爆破事故。
5 　結論及建議
(1) 低溫燃燒導致的熱負荷不均、缺氧燃燒
以及安全門整定期間鍋爐蒸發(fā)量較小的運行工
況,是產生水冷壁蠕脹、爆燃事故的直接原因。
(2) 循環(huán)流化床鍋爐的爐內傳熱系數(shù),不僅
與爐膛溫度有關,而且與爐內截面平均顆粒物濃
度的0. 5 次方成正比。建議在進行循環(huán)流化床
鍋爐吹管、安全門整定這些熱負荷較少、蒸發(fā)量
較低、蒸汽參數(shù)較高的特殊操作時,床溫保持850
～950 ℃,全停油槍,增大給煤量,避免單臺給煤
機運行,提高爐內熱負荷均勻程度;同時,通過排
放返料器內的物料、降低循環(huán)倍率,減少爐膛內
的傳熱系數(shù),從而使壓力與溫度參數(shù)相匹配。若
返粒器沒有設計放渣管,建議改用定壓法吹管。
正常運行時,應盡量避免鍋爐機組在低負荷下長
期停留。
(3) 該爐的主燃料跳閘(MFT) 保護中最低
運行床溫定為650 ℃,這是指油槍全停、正常運行
情況下床溫發(fā)生波動時所允許達到的最低溫度。
無論是否投用油槍,都不應允許在此低溫下長期
運行?？紤]到煤的最佳著火溫度為850～950 ℃,
該定值顯然偏低,有關文獻資料推薦值為760 ℃,
比較合理。
參考文獻:
[1 ]于照清、鞠德明. 循環(huán)流化床鍋爐爆燃原因及解決辦法[J ] .
華東電力,2002 , (6) .
[ 2 ]岑可法,等. 循環(huán)流化床鍋爐理論設計與運行[M] . 北京:中
國電力出版社,1998.
[ 3 ]常弘哲,等. 燃料與燃燒[M] . 上海:上海交通大學出版社.
[ 4 ]徐旭常,等. 燃燒理論與燃燒設備[M]. 北京:機械工業(yè)出版社.
Ac cide n t al Analys i s of Wall Cre ep a nd Furna c e Puf f of CFB Boil e r
XIE J ian2wen
(Shanghai Jiaotong University , shanghai 200240 , China)
Ke y words : CFB boiler ; 　wall creep ; 　furnace puff ; 　accidental analysis
Abs t ra c t : Analysed the accident of wall creep and furnace puff of certain CFB boiler , which hap2
pened when safe valves of the boiler were adjusted , and brought forward accidental prevention
measure about safe operation. It is very important to safe operation of same boiler.
第 4 期 謝建文:循環(huán)流化床鍋爐水冷壁蠕脹、爆燃事故分析 67

網友評論 more

特種設備論文最新內容

09-04