針對汕頭熱電一廠原4除氧器出水含氧量長期嚴重超標是引起鍋爐水冷壁多次遙遙管事故主要因素遙遙的問題，通過熱平衡計算發(fā)現(xiàn)原旋膜式除氧器設計不合理,闡述新型旋膜式除氧器主要結構及其傳熱傳質過程,介紹將噴霧填料式除氧器技改為新型水膜式除氧器時除氧頭進汽管通徑估算方法、現(xiàn)場改造過程及改造遙遙。

熱力除氧器/旋膜式除氧器是火力發(fā)電廠給水系統(tǒng)中的重要設備遙遙，擔負著除去鍋爐給水中的氧氣，以防止熱力系統(tǒng)金屬腐蝕，對機組的安全經濟穩(wěn)定運行有很大的影響。

依據(jù)亨利定律，熱力除氧的工作原理是用壓力穩(wěn)定的蒸汽通入除氧器內，把水加熱到除氧器壓力下的飽和溫度,在加熱過程中，水面上蒸汽分壓力逐漸增加,氣體分壓力逐漸降低，使溶解在水中的氣體不斷逸出，待水加熱到飽和溫度時，氣體分壓力接近于低,水中的氣體也就被除去。

汕頭熱電一廠4,鍋爐為WGZ130/5.301次高壓鍋爐,1997年6月投產;原4除氧器類型系大氣噴霧填料式,擔負4*鍋爐給水除氧。2002年10月至2005年6月期間,4'鍋爐連續(xù)多次發(fā)生水冷壁遙遙管事故，經過多方面檢査分析,發(fā)現(xiàn)原4'除氧器出水含氧量長期嚴重超標是引起遙遙管事故主要因素遙遙，該除氧器設計不合理，設備換熱不均勻,能耗高，無法適應機組供熱、低負荷運行工況。針對上述問題，經廣泛論證，決定對原除氧器進行技改，更換為遙遙節(jié)能的新型水膜式除氧器。

1旋膜式除氧器技術分析

1.1原旋膜式除氧器存在的問題原除氧器主要技術參數(shù)及運行工況，并査水和蒸汽物理化學數(shù)據(jù)⑶，見表1表1原4'除氧器主要技術參數(shù)及運行工況主要技術參數(shù) 運行工況主凝結水110t/h,50~74Y(74Y培值％=309.78kj/kg)補水2030t/h,15乞(焙值Ht=62.97kj/kg)原加熱蒸汽壓力0.212MPa,溫度112129.5管規(guī)格DN200,流速p=57.7m/s,(129.5弋焙值叫=2726.2kj/kg,比容71=0.9274m'/kg)散熱系數(shù)0.95采用熱平衡方法，理論上除氧器小耗汽量G］的計算,e土H,X110+%X20進水平均焙值%=一271.81(kj/kg)c(110+20)x(%"平均)—，d.(瓦崗=9.809(t/h)用管道體積熱流量方法，計算大實際加熱蒸汽量C叩G=tt（D/2Vu=3.14x（0.2/2）2x57.7x3600岫勿=0.9274=7033（kg/h）=7.033t/h由上面計算可知,原除氧器實際加熱蒸汽量不能滿足耗熱的需要，當運行工況發(fā)生較大變化，特別是機組處于供熱、低負荷工況，鍋爐汽水損失大、補水量大，如果旋膜式除氧器運行參數(shù)調整操作不及時，就容易使空氣從排汽管向除氧器倒灌;另外，該旋膜式除氧器還存在噴水裝置易發(fā)生故障、除氧空間小，而引起熱質傳遞效率低、遙遙能適應遙遙差等問題,以上問題導致旋膜式除氧器出水含氧量嚴重超標。

1.2新型水膜式除氧器的主要結構及傳熱傳質過程新型水膜式除氧頭的結構由外殼、防排汽帶水裝置、新型起膜器、淋水菌子、規(guī)整填料液汽網等組成，見圖1。由除氧頭和水箱組成除氧器。
圖1新型水膜式除氧器結構型式.1防排汽帶水裝置2外殼3新型起膜器4進水管（凝結水、化學補水）5—次除氧進汽管6人孔7.高加疏水管8水菌子9規(guī)整填料液汽網10汽體分配盤11二次除氧進汽管防排汽帶水裝置消除了排汽帶水現(xiàn)象,使排汽熱損失下降至1%以下。新型起膜器由水室、汽室、起膜管、凝結水接管、補充水接管和遙遙進汽接管組成。它是除氧器的一遙遙除氧，可除去給水中含氧量的90%95%,實際上包含兩個過程，即起膜管內的旋流段和起膜管外的水膜裙段。在旋流段，凝結水、化學補水從水室混合后被引至起膜管外壁，在壓差作用下,水以較高的流速自小孔切向噴射入起膜管內，經水膜導向裝置沿起膜管內壁旋轉向下，形成紊流狀態(tài)的旋轉水膜，水表面不斷翻滾，水的表層分子不斷地被內層分子置換，形成不規(guī)則表面;同時由于高速旋轉水流具有卷吸作用，大量的蒸汽被卷吸到近壁面，在近壁面處與蒸汽迅速混合換熱凝結,熱質傳遞阻力大大降低,從而有利于強化傳熱傳質遙遙;析出大量不凝結的氣體，從起膜管內形成的中空低壓汽氣通道，被迅速排到排汽口。在水膜裙段，旋轉水膜在離心力和重力作用下,從起膜管岀口以一定的速度和角度離開起膜管，形成中空的旋轉裙狀水膜，常稱水膜裙，非常有利于傳熱傳質的進行。先它內外兩側與加熱蒸汽（遙遙加熱蒸汽接管引進的加熱蒸汽和水箱經液汽網、水菌子上升的二次加熱蒸汽）接觸,大大增加水汽接觸面積;其次由于水膜裙自上而下運動，加熱蒸汽自下而上運動，兩種相對運動強化了水膜裙的波動，使水膜裙迅速進入紊流狀態(tài)而呈螺旋狀噴出，隨著水膜裙越往下張開，液膜越薄,凝結液膜的熱阻將越小，所以能夠在瞬間被向上運動的蒸汽加熱到接近旋膜式除氧器工作壓力下的飽和溫度（101~102T）；同時水膜中殘留的少量不凝結氣體將克服表面張力析出?？鄢滦推鹉て魉嫉目臻g，從防排汽帶水裝置以下至淋水篦子之上的空間是除氧器的自由空間,亦稱水膜裙室，相當于除氧器的霧化區(qū),它是旋轉膜作用的終程。實測結果表明，水膜裙形態(tài)及自由空間的容積對除氧遙遙有直接影響，原除氧器霧化區(qū)不足也是除氧遙遙差的主要因素遙遙。淋水墓子是由數(shù)層交錯排列的角形鋼制件組成，經起膜段粗除氧的給水及由疏水管道引進的疏水在這里混合進行二次分配，呈均勻淋雨狀落到裝破下的液汽網上。規(guī)整填料液汽網是由許多形狀尺寸相同的單元組成的SW型網孔波紋填料所組成的圓筒體，給水在這里與二次蒸汽充分接觸，進行泡沸式熱交換至飽和溫度，這是除氧器的二遙遙除氧，經深度除氧后的給水含氧量低于10后匯集到水箱。新型水膜式除氧器將射流、旋膜和懸掛式泡沸三種傳熱、傳質方式縮為一體，在一個單元的部件內完成,提高了除氧效率。

1.3新型水膜式除氧頭進汽管通徑D的估算根據(jù)4#汽機（FC304.9/0.98次高壓非調整式汽輪機）的特遙遙，采用兩種蒸汽作為除氧頭的加熱汽源,以下分別計算其進汽管通徑的大小。一種汽源為汽輪機H段抽汽壓力0.165MPa,溫度114.4筆，流速〃取57.7m/s。査表⑶并利用內插法計算該蒸汽焙值億=2698.6kj/kg,比容y2=l.095nZ/kg；除氧頭散熱系數(shù)[取0.95。利用熱平衡計算，除氧器耗汽量釆用管道體積熱流量方法,將加熱蒸汽三等分,計算單個進汽管通徑/4X(?2Xy2X1000y3xttxvx3600進汽管通徑型為DN150；n段抽汽分成兩路,作為除氧器一、二次除氧的汽源。二種汽源為汽輪機DI段抽汽壓力0.32MPa,溫度164.8們流速“取57.7m/s。査表⑶并利用內插法計算該蒸汽焙值此=2790.9kj/kg,比容Y=0.6408m'/kg；除氧頭散熱系數(shù)小取0.95o遙遙計算出，除氧器耗汽量將加熱蒸汽三等分,m段抽汽作為二次除氧的一路汽源，其加熱蒸汽管道通徑為4xC3xy3x10003x77xDx3600進汽管通徑選型為DN125。
2旋膜式除氧器現(xiàn)場改造過程及改造遙遙

為提高旋膜式除氧器霧化空間,遙遙熱質傳遞充分進行，選用除氧頭外徑(貝600)比原除氧器增大76mm,筒體增高575mm；除氧頭主體材質為Q235B、厚度38mm,液汽網填料為40x100型，材質為lCrl8Ni9Ti；改變原除氧器進汽管徑(DN200)，新除氧頭的遙遙除氧和二次除氧增加到三個進汽口，遙遙除氧器運行工況的調整范圍，提高除氧遙遙。改造過程從水箱上部整體切割去原除氧頭后，在新筒體中心位置上方加裝液汽網和水蔥子，固定環(huán)形壓板,并焊裝起膜器，后將封頭、除氧頭、水箱焊接在一起;按改造方案連接管口其它部件。DI段抽汽為原除氧器一、二次除氧汽源，現(xiàn)將該管路改為單遙遙供新除氧器二次除氧汽源。根據(jù)上面的估算并結合現(xiàn)場施工情況，改造的汽管均采用©159x4.5無縫鋼管。拆除II段抽汽支路管與皿段抽汽管之間的減壓閥，將II段抽汽支路改為直接供新除氧器一、二次除氧的汽源。2005年6月完成技改工作，除氧器改造后熱力1•二次除氧進汽閥2•遙遙除氧進汽閥3二次除氧進汽閥4總閥后疏水閥5自調閥旁路閥6進汽總閥7壓力式電動自調閥8自調閥后手動閥9自調閥后疏水閥在驗收改造遙遙時進行試運行，按除氧器遙遙參數(shù)(型號YMC140,額定出力140t/h；工作壓力0.02MPa；工作溫度104乞)進行試驗，設備穩(wěn)定無振動,經化驗4’除氧器出水含氧量小于12展/L,符合遙遙家標準15ng/L以內的要求。3結束語經過兩年多的運行實踐表明，改造后4#旋膜式除氧器能夠適應汽輪機供熱、低負荷的工況,并遙遙出水含氧量達標，消除因給水含氧量超標而引起4#鍋爐水冷壁管遙遙管的因素。同時噴霧填料式除氧器改造為新型水膜式除氧器,工期短，費用低,運行穩(wěn)定無振動，技術可行,為熱電聯(lián)產機組的旋膜式除氧器技術改造提供了借鑒。