汽包在自然循環回路中處于重要地位，其內部進水管的給水分配是決定汽包內部水位平衡的重要因素之一。在實際運行當中，有多種原因引起鍋爐汽包水位兩側偏差大，導致汽包水位保護動作的事故屢屢發生，給鍋爐的安全運行帶來隱患。江蘇利港電力有限公司（簡稱公司）1、2號鍋爐就因為汽包水位兩側偏差過大，在機組投產初期，發生過多次因汽包水位故障造成的非計劃停機，雖然公司在這方面做過一些工作，但仍末從根本上解決汽包水位兩側偏差大的問題。上海發電設備成套設計研究院對公司的1、2號鍋爐汽包水位兩側偏差大問題提出了解決方案，并在機組檢修時進行了實施，主要內容是對汽包內部的給水分配進行改造，解決了鍋爐因汽包水位兩側偏差較大導致的安全隱患問題。本文結合理論計算和試驗數據分析，對改造方案進行介紹，并對改造實施后的效果進行跟蹤評價。
　　
　　一、其設備和系統概況
　　
　　公司1、2號鍋爐由美國福斯特-惠勒（FOSTER-WHEELER）公司設計，西班牙福斯特-惠勒公司制造，為亞臨界、單汽包、單爐膛、一次中間再熱、自然循環鍋爐，再熱器系統采用煙氣擋板調溫方式，燃燒器采用前墻布置旋流燃燒器。低位和高位省煤器采用串級布置，低位省煤器布置在煙氣擋板后部的混合煙道中，高位省煤器布置在前煙道的低溫過熱器下部，省煤器送入汽包的水是通過一根供水管從汽包的東側端頭處引入，進入汽包后一分為二，2根給水分配管在沿汽包長度上均有配水孔。1、2號機組分別在1993年的上半年和下半年投入商業運行。
　　
　　鍋爐的設計參數在ECR時為:負荷（ECR）,350MW;主蒸汽流量，1075t/h;過熱蒸汽出口溫度/壓力,541℃/17.2MPa;給水溫度/壓力,280℃/l9.24MPa;再熱蒸汽進口溫度/壓力，309℃/3.14MPa;再熱蒸汽出口溫度/壓力，541℃/2.98MPa;省煤器器出口溫度，313℃。
　　
　　二、改造前運行情況
　　
　　機組投產后發現汽包兩側水位存在偏差，該偏差隨負荷升高有明顯增大，但并不隨汽包實際水位的高低變化而變化。汽包在東側和西側端頭分別裝有2只及1只重液式水位變送器，東西二側各裝有1只雙色就地水位計，西側還裝有1只電接點遠傳水位計。無論從水位變送器還是就地水位子八發現汽包水位兩側偏差的變化趨勢是一致的。為了檢查和確認汽包水位，通過外部用塑料U型管對汽包水位進行了實測，發現在額定負荷下汽包西側水位比東側實際高17Omm。因此，可以排除水位測量上的原因，確認水位測量是準確的。另外，在停爐檢修時，進入汽包內部檢查，可以清楚地發現一道明顯傾斜的東低西高的水位痕跡，說明汽包水位東西兩側偏差是長期存在的。原設計在汽包的西側裝有2只水位開關，東側裝有1只水位開關，汽包水位保護是由水位開關實現的。由于水位偏差，在投產初幾年內，經常發生水位保護動作造成的機組跳閘故障，為此曾對幾只汽包安全門的起座順序進行調整，也對水位開關進行過強牽，試圖避免汽包水位保護頻繁動作，但效果有限。2003年前后，根據新的規范要求，改由汽包變送器帶水位開關，雖然水位保護誤動作的故障基本不會再發生，但仍然沒從根本上解決汽包水位兩側偏差大的問題。
　　
　　影響汽包水位變動的因素一般有工質輸入與輸出的不平衡、汽包壓力以及汽包水下蒸汽容積的變化。其中，汽包壓力和汽包水下蒸汽容積主要決定于鍋爐燃燒偏差的變化。長期運行的結果及專項試驗均表明，爐膛內燃燒雖然有偏差，但主要是中部和兩側之間的偏差較大，兩側之間沒有明顯的燃燒和傳熱偏差。因此，可以認為導致東西側水位兩側偏差大的根本原因是兩側T質輸人的不平衡。
　　
　　改造前，進水管從東側端頭（A側）進人汽包后，分兩路進水，每路給水分配管上郡有配水孔，見圖1。　　
　　三、汽包兩側水位偏差原因分析
　　
　　3.1原給水分配管出水孔分布的設計存在不足
　　
　　盡管原設計己考慮給水分配管靜壓分布的影響，但考慮的并不充分;根據計算結果，在原設計結構下，滿負荷（按1200仇給水量計）時，西側出水量仍然比東側要高近3倍，這是造成汽包水位兩側偏差較大的根本原因。
　　
　　如下為出水孔流量偏差計算。
　　
　　（1）沿給水分配管靜壓增量計算
　　
　　沿給水分配管分布的出水孔處靜壓增量計算見式（1）:　　
　　式中:X為計算點到坐標原點的相對長度;Hfp為汽包給水分配管入口的動壓頭;αfp為汽包給水分配管的每米摩擦阻力系數。
　　
　　（2）給水分配管流量分配計算
　　
　　假設汽包內壓力恒定，汽包內環境壓力為P0，分配管進口處靜壓力為P1，各出水孔處的靜壓力為（P1+αχ）;根據出水孔處的壓差，由伯努利方程，出水孔的速度按式（2）計算:　　
　　式中:υfp為汽包給水分配管中的介質比容。
　　
　　本方法通過出水孔單位時間的出水量來判斷和考慮汽包水位的相對變化。本次選取高負荷（按1200t/h給水量計）和低負荷（600t/h），2種典型運行工況下，分別計算給水分配管的出水量和出水孔出水速度的分布。
　　
　　計算結果見表1、圖2和圖3。　　
　　3.2水位兩側偏差不恒定
　　
　　汽包水位東西側偏差變化有一定規律:機組在22OMW以下的較低負荷運行時，汽包兩側水位基本沒有偏差，負荷從25OMW開始增加時，兩側偏差開始明顯變大，西側（B側）高于東側（A側），額定負荷時偏差達到15Omm左右。但汽包水位東西側偏差并不隨汽包實際水位的高低變化而變化。機組負荷變化引起鍋爐蒸發量和給水流量的變化，給水流量變化對汽包給水分配管內的靜壓相流量分布影響較大，對汽包水位兩側偏差影響也很大，因此改造必須考慮負荷變化對水位兩側偏差的影響。
　　
　　四、改造方案
　　
　　4.1改造方案內容和特點
　　
　　改造方案的主要內容是：給水母管進汽包后，分為南、北側2根給水分配管，北側經過一個節流孔板后進入給水分配管出水，為保證兩分配進口處壓頭一致，節流孔板的阻力等于南側連接管道沿程阻力；南側給水經連接管沿整個汽包流到西側，然后再進到北側給水分配管出水。分配管均開兩排出水孔，計184個，總出水孔數為368個，開孔角度分別與水平夾角成30度和60度，如圖4所示。　　
　　后在不同負荷下對1、2號爐汽包水位進行了核對試驗。試驗結果證明改造達到了設計值，從根本上解決了鍋爐因汽包水位兩側偏差較大導致的安全隱患問題。
　　
　　現以2號爐為例，其改造后汽包水位兩側偏差結果見表4。　　
　　根據給水分配管上的靜壓特性來確定配水孔的分布。配水孔的分布特點決定了改造方案的特點：給水分配管出水孔處靜壓沿汽包長度東西側對稱分布，出水孔出水量沒汽包長度也對稱分布，故汽包水位基本能保證東西側一致，汽包水位兩側偏差受負荷變化的影響很水。同時進水連接管道規格與原分配管規格一致，既不影響汽包檢修通道，又能保證管道內流速維持不變。
　　
　　4.2改造后流量偏差及流速計算
　　
　　利用相同的計算方法，在不同的給水流量下，改造后給水分配管流量偏差計算結果見表2，出水孔出水速度沿汽包的分布見圖5和圖6。　　
　　4.3改造后給水分配管出水孔開孔及振動強度校核
　　
　　由于汽包水位兩側偏差改造中，涉及到對給水分配管的出水孔進行重新開孔設計，而給水分配管屬承壓元件，需要計算確定新設計的給水分配管壁厚是否滿足強度要求，以及新開孔是否需要實話加強才能使給水分配管的流速不變，同時又不改變給水分配管規格，因此采用給水母管進汽包后，分南北兩側進水；北側給水經連接管道沿整個汽包流到西側，然后再進到北側給水分配管出水。這樣既能保證出水孔靜壓分布的東西側對稱性，又不會改變給水分配管道中的流速。
　　
　　經校核計算，給水分配管出水孔開孔滿足強度要求；給水分配管內水流速度（高負荷時為10.82m/s）都小于產生振動的臨界速度，不會引起管道振動而失穩。
　　
　　汽包內給水分配管出水孔開孔強度和振動強度計算結果見表3。　　
　　五、方案實施及效果評價
　　
　　經計算通過改變汽包給水分配系統，使給水分配管出水孔處靜壓沿汽包長度東西側一致，達到減小汽包水位東西側偏差的目的，滿足機組安全生產的需要。改造工程量很小，工程預算也不大，能夠解決汽包東西側水位偏差較大的安全隱患。
　　
　　1號爐在2005年9月份中修期間，按本方案對汽包進水分配管實施了改造；2號爐在2006年4月份小修期間，對汽包的進水分配管實施了相同的改造。
　　
　　為了對改造后的實際運行效果進行評價，改造后在不同負荷下對1、2號爐汽包水位進行了核對試驗。試驗結果證明改造達到了設計值，從根本上解決了鍋爐因汽包水位兩側偏差導致的安全隱患問題。
　　
　　現以2號爐為例，其發行后汽包水位兩側偏差結果見表4。　　
　　從表4中可以看到，1、2號爐針對鍋爐汽包水位兩側偏差大的汽包配水管改造基本消除了汽包水位兩側偏差，而且改造后汽包水位兩側偏差大也不再隨機組的變化而變化，達到了理想的改造效果。