管道化机组

管道化机组（精选七篇）

管道化机组 篇1

关键词：管道化溶出,运转率,指标优化

1 引言

拜耳法生产氧化铝已经走过了100多年的历程, 尽管其生产方法本身没有实质性的革新, 但就其溶出技术而言却发生了巨大的变化, 溶出方法由单罐间断溶出发展为多罐串联连续溶出, 进而发展为管道化溶出, 随着溶出技术的进步, 管道化机组的运转率及溶出工艺指标也将得到进一步提高和优化。

2 管道化溶出装置简介

2.1 工艺流程概述

原料车间送来的原矿浆在预脱硅槽内用蒸汽 (0.6Mpa、170℃) 间接加热至100℃左右, 进行12小时的常压预脱硅, 脱硅后的矿浆加入部分循环母液, 进行二次配料。合格的矿浆通过由高位槽经过增压泵向隔膜泵供料, 由隔膜泵将矿浆依次送至料浆换热段、八级自蒸发乏汽预热段、熔盐加热段, 然后进入停留罐进行保温溶出。溶出料浆依次经过九级自蒸发器自蒸发后与赤泥洗液混合, 进入料浆换热段与原矿浆换热, 然后出料至稀释槽。稀释料浆经过4小时的停留时间进行常压脱硅, 用泵送往下一道工序-沉降分离洗涤工序。

2.2 主要经济技术条件

(1) 溶出ak≤1.48, 溶出赤泥A/S≤1.35; (2) 溶出率≥94%; (3) 预脱硅温度100±5℃, 预脱硅时间8~12小时; (4) BWT1出口料温200℃-205℃; (5) SWT4出口料温>~265℃以上。

2.3 主要设备

2.3.1 高压隔膜泵

管道化溶出装置使用的是沈阳冶金机械厂生产的三缸单作用高压隔膜泵, 排量300m3/h, 出口压力12MPa。

2.3.2 从热交换段到停留罐有三段组成:

LWT-BWT-SWT, 然后进入停留罐进行反应。LWT是矿浆热交换段, BWT段是采用自蒸发系统产生的乏汽对矿浆进行加热, SWT段是利用热熔盐对矿浆进行加热, 加热后的矿浆在停留罐里面进行溶出反应, 然后进入到自蒸发器系统进行降温、降压。

2.3.3 熔盐炉系统

熔盐炉系统采用德国扎克公司生产的SSBG200燃烧器控制系统, 利用熔盐炉对循环的熔盐进行不断加热, 然后送入到SWT段加热矿浆, 热交换后的低温熔盐返回到盐罐中, 再经熔盐炉加热利用。

2.3.4 自蒸发器系统

自蒸发系统采用九级自蒸发器, 用前一级自蒸发器产生的乏汽去加热下一级管道内的矿浆, 整个系统的热量得到充分的利用, 大大节约了蒸汽消耗。

3 工艺流程的改进

3.1 预脱硅工艺改进

矿浆在进入管道化溶出装置之前进行预脱硅就是在矿浆进入管道化机组之前, 将矿浆加热到95±5℃并保持8~10小时, 使矿石中的高岭石含硅矿物与铝酸钠溶液反应, 形成较稳定的铝硅酸钠进入固相当中, 在矿浆被加热过程中产生的结疤可以附着其上, 降低在溶出管道上形成, 使热交换器上的结疤相对减少, 在一定程度上延长运行周期, 减少清洗次数, 提高运转率。

原预脱硅工序所存在的问题有:脱硅时间和脱硅温度不够。

(1) 建厂初期, 使用的是山下自备电厂提供的新蒸汽, 蒸汽压力不稳定。

(2) 由于新蒸汽价格较贵, 车间从控制成本的角度考虑, 在一定程度上控制了新蒸汽的用量, 使得预脱硅温度偏低。

(3) 预脱硅槽之间经常有连通现象, 脱硅时间不能保证。

(4) 原矿浆经常跑粗, 在相同的脱硅时间内, 颗粒较大的矿浆预脱硅效果较差。

由于预脱硅效果较差, 导致管道内结疤的增加, 影响传热, 不得不提高熔盐温度来保证溶出温度, 但熔盐炉出口盐温的上限是410℃, 达到这个温度时, 如仍不能满足溶出温度, 就不得不减产或停车清洗。

3.2 自蒸发系统的改进

原设计采用的节流孔板加调节阀共同对进入各级自蒸发器的矿浆流量进行调节, 结果是机组进料量只能提到180m3/h-200m3/h, 矿浆在管道内流速较慢, 管道结疤较快, 系统阻力随运行时间的积累快速增加, 所以隔膜泵出口P1压力基本控制在9.5MPa左右, 而P2压力还难以提高, 因而P2点处矿浆汽化严重, 管道刺穿现象时有发生。

经过多次组织专家研讨并参照同行业成熟的改造技术, 决定逐步去掉调节阀, 仅用节流孔板调节流量, 通过不断摸索, 目前机组进料量已达到设计产能270m3/h, 机组运转率大大提高, 检修周期也由原来的35天左右延长至60天。

4 优化溶出工艺、改善溶出指标

铝土矿溶出工序是拜尔法生产氧化铝关键工序。溶出主要指标是要求铝土矿中Al2O3溶出率要高, 即溶出赤泥A/S要低, 同时要求溶出αk也要低, 以降低精液αk而提高晶种分解率及全流程碱的循环效率。溶出αk与溶出赤泥A/S两者之间是相互联系和相互制约的, 只能寻求一个最佳的平衡点。

我公司与其他企业相比, 溶出αk和溶出赤泥A/S均为最高, 特别是溶出αk高出较多, 导致分解原液αk相应升高, 使分解率下降, 精液浓度相应也降低, 其结果是分解产出率降低。因此, 当前优化溶出指标的重点是保持较低溶出赤泥A/S的同时, 努力降低溶出αk。

降低溶出αk和溶出赤泥A/S的措施

降低溶出αk和溶出赤泥A/S, 通常采取的措施是:提高溶出温度、延长溶出时间、调整矿石和碱液的配比及降低磨矿细度。

4.1 提高溶出温度

根据我公司2011年报数据, 南北两组平均:SWT5出口温度为268.9℃, 溶出停留管温度为248.8℃。工艺完全相同的河南分公司SWT4出口温度为268.0℃, 溶出温度为272℃。

4.2 延长溶出时间

我公司溶出系统设备已定型, 在一定的进料量情况下, 溶出时间也是基本固定的, 无法延长。

5 前景展望

一水硬铝石管道化溶出装置运转率的提高及指标优化, 为一水硬铝石氧化铝溶出技术开辟了更大的发展空间, 向指标要效益不再是一句空话, 这一切必将为我国氧化铝事业的发展做出巨大的贡献。

参考文献

[1]毕诗文.氧化铝生产工艺.化学工业出版社[M].2005.11.

[2]2011年中美铝业年报.

[3]张伦和氧化铝生产主要经济指标及其优化措施.

往复式压缩机组管道振动的对策 篇2

在机组运行的过程中, 压缩的过程气流是脉动的。这种脉动气流通过管道的弯管、阀门或者管线变径时, 会产生激振力, 形成激振。管道振动的后果就是管线接口开裂、管线固定支架的基础松动等。为此研制了管线减振器, 解决了问题。

该减振器的工作原理是通过阻尼弹簧与固定支架、受力支架的配合来实现的。固定支架用膨胀螺栓固定在水泥基础上, 弹簧上部固定在支架上部不动, 是弹簧的固定端;四根弹簧下部与四根拉杆下部通过销轴相连, 是弹簧的自由端, 四根拉杆上部与管线上方的受力架相连, 管线的振动通过顶丝传递到受力架再经四根拉杆最终传递给四根阻尼弹簧从而实现了对管线的减振和阻尼作用。

在应用该减振器时 (图1) , 先在管线振动最厉害的地方用膨胀螺栓在水泥基础上安装两个减振器支架, 把四根调节拉杆以支撑轴为限位点, 上下自由调节。在管线的下方装有支撑, 将管线顶住, 再用加压顶丝根据管线振动轻重拉紧弹簧, 当减振机构工作时, 如果管线上下振动, 振动波会通过与其接触的弧形压板将振动传递给半圆形受力架通过四根拉杆拉动阻尼弹簧, 通过阻尼弹簧的反作用力阻止管线的振动对管线振波反控制和阻尼, 减小了管线的振波, 防止了管线的断裂。

该减振器的优点是对管线为软牵制, 减小管线的振动, 同时允许管线有小幅振动, 以防固定装置断裂或是管线焊口断裂。

管道化机组 篇3

超超临界技术的发展与大量新型耐热合金钢材的开发与应用密不可分，而且在很大程度上取决于材料技术的发展。对于超超临界机组使用的高温高压管道，特别是四大管道(指主蒸汽管道、高温再热蒸汽管道(热段)、低温再热蒸汽管道(冷段)和高压给水管道，包括汽机旁路)材料的具体应用提出了更高的要求。

2 四大管道材料的选择

2.1 给水管道

对于给水管道，由于受到烟气露点的限制，空气预热器出口的排烟温度很难做到低于120℃，因此尽管超超临界机组的蒸汽参数提高得较多，给水温度仍将维持在300℃左右。本工程VWO工况时，#1高加出口给水温度为302.9℃。此外，本工程给水管道压力只是略高于600MW超临界机组，就目前国内外高压给水管道普遍采用的15NiCuMoNb5无缝钢管来说仍然适用本工程，不涉及新材料的应用。

2.2 低温再热蒸汽管道

对于低温再热蒸汽管道，虽然主蒸汽压力提高，但是受到低压缸排汽湿度的限制，高压缸的正常排汽压力变化不大，正常排汽温度也变化不大，正常工作最大排汽温度不超过380℃。本工程汽机VWO工况高排温度为352.0℃，高压缸最高允许排汽温度460℃。以往工程常用的A672B70CL32电熔焊接钢管同样适用。

2.3 主蒸汽和高温再热蒸汽管道

对于27.46MPa(g)、608～610℃这一压力和温度的大容量超超临界机组的主蒸汽和高温再热蒸汽管道，包括汽机旁路阀前管道的材料，将面临更高压力和更高温度的考验。首先，管道材料的高温蠕变强度必须满足由于管道热膨胀而引起的热应力的要求。一般来说，适合于作为高温蒸汽管道的材料，其在工作温度下的105小时蠕变应力值应达到90～100MPa。同时，还要求管道材料的热膨胀系数比较小且导热率较大，从而能够降低管道内的热应力水平。

2.3.1 超超临界机组高温材料

目前国际上超超临界机组的主蒸汽管道和高温再热蒸汽管道主要应用以下材料：

1)P91钢

2)P92、P122、E911钢

3)新一代的NF12和镍基合金

2.3.2 技术比较和可靠性分析

1)化学成分。P91在国内已经得到广泛应用，是一种改良的9CrMoVNbN钢，P92、E911是在P91基础上通过添加W取代部分Mo来提高高温强度的，其中E911含W 0.9%,P92含W 1.8%，三种材料含Cr量均为9%;P122Cr含量为12%，含W 2.0%，由于Cr含量比较高，为了避免在组织中出现δ铁素体引起材料的脆性，添加了0.3～1.70%的Cu来降低Cr当量。

2)许用应力。在目前广泛使用的9%～12%Cr钢的使用温度最高可达620℃，并有较好的焊接性能和抗疲劳强度。在600℃的工况下，P92和P122钢的许用应力比X20CrMoV121大50%，比T/P91钢也要大30%左右。T/P92钢和T/P122钢的成功开发，为现阶段超超临界参数的提高创造了一定的条件。

图2-1表示在不同温度下的许用应力及对应的管道壁厚。当在给定的蒸汽参数条件下，材料的许用应力越高，则管道的壁厚越薄，这样同时会降低管道的热应力。此外，随着管道壁厚的减薄，安装焊接的难度和费用、管道支吊架的费用也会因此降低。

3)焊接问题。对P91焊接的经验可应用于P92，但所有新材料都需要考虑焊接工艺、技术培训等。降低焊缝的脆性是个重要的技术问题，需要从焊材和工艺方面进行解决，W含量对焊接有一定影响，P92和P122比P91和E911需要更长的焊后热处理时间来保证焊缝韧性。

4)运行中的组织稳定性。在三种含W的耐热钢中，P122因为含有1.0%的Cu，会促进Laves相的析出和长大，在运行中的组织稳定性最差，E911和P92接近。

5)高温蒸汽氧化与腐蚀性能。耐热钢的抗蒸汽氧化性能主要取决于Cr和Si的含量，P91、P92和E911含Cr都是9%，其氧化与腐蚀性能相近，P122含Cr量为12%，抗氧化腐蚀性能有所提高。9%Cr或12%Cr钢可以满足抗蒸汽氧化的性能要求，在主蒸汽管道壁厚计算中亦不考虑氧化腐蚀的裕量，而在运行中要加强对管道材料的金属监督。

根据上述分析，从长期安全运行角度判断，我们可以得出以下结论：

a.对于610℃的主蒸汽管道设计温度，采用P92或P122或E911比较合理。

b.对于608℃的高温再热蒸汽管道设计温度，虽然蒸汽的温度较高，但由于蒸汽压力低，技术上P91钢还是可用的，采用P91,P92,P122和E911均能满足要求。

2.3.3 经济比较

根据上述的分析，对于本工程参数的主蒸汽管道和高温再热蒸汽蒸汽管道，可供选择的材料主要有P91、P92、P122、E911，这四种材料在管道价格上也存在较大的差异，见表2-1。

注：相同的重量条件下。

在此我们根据本工程的参数，对采用P91、P92钢的主蒸汽管道和高温再热蒸汽管道的管径和壁厚进行了一个对比计算，计算结果见表2-2。

根据表2-2，我们可以得出以下结论：

1)在本工程的蒸汽参数下，由于P92与P122许用应力接近，但P122与P92在相同重量下的管道价格增加44%;而E911许用应力比P92低，且管道价格增加52%;P122与E911经济性明显劣于P92。主蒸汽管道选用P92重量要比P91减轻22.32%，管道单位价格比较减少2.9%;高温再热蒸汽管道选用P92重量要比P91减轻14.29%，管道单位价格比较增加7.13%;总体价格相差不大。

考虑P92管材的推荐使用温度高于P91管材，因此，从经济技术角度综合考虑，主蒸汽管道与高温再热蒸汽管道采用P92管材更加合理。

3 四大管道选材推荐意见

根据以上的分析论证，结合四大管道材料应用和发展的现状，对于本工程拟选用的超超临界参数的机组，结合汽轮机厂家的特殊要求，推荐四大管道的材料如下：

1)高压给水管道采用15NiCuMoNb5材料。

2)再热(冷段)蒸汽管道采用A672 B70 CL32电熔焊钢管。

3)对于主蒸汽管道，目前P122、E911钢虽在大容量机组有应用业绩但其价格偏高，且E911许用应力偏低，P122加工和焊接工艺与目前国内已基本掌握的P91钢有较大区别。P91在技术方面材料已应用到最高极限温度，管道壁厚较厚，对设备的推力大，直接影响机组变负荷速率。综合技术经济因素，本工程上的主蒸汽管道建议采用P92钢。

4)高温再热蒸汽管道选择P91钢或P92钢均能满足要求，根据经济分析，P92钢与P91钢相差不大;考虑到P91已应用到材料极限温度(推荐使用温度为593℃)，从机组安全运行的角度出发，优先采用P92钢。

参考文献

[1]武春霖.国产化1000MW级超超临界机组高温蒸汽管道选材建议[J].发电设备,2005.

[2]尹黔昊,魏刚,李涛.1000MW超超临界机组四大管道的选材[J].天津电力技术,2009.

[3]杨富,李为民,任永宁.超临界、超超临界锅炉用钢[J].电力设备,2004.

[4]李荣,关蕾.世界超超临界技术发展与启示[J].中国电力企业管理,2009.

[5]周荣灿,范长信.超超临界火电机组材料研究及选材分析[J].中国电力,2005.

管道化机组 篇4

某热电厂装机为2×350MW超临界燃煤发电机组, 锅炉系北京巴布科克·威尔科克斯有限公司生产的超临界、一次中间再热、单炉膛平衡通风、固态排渣、半露天布置、全钢构架∏型炉, 型号为B&WB-1103/25.4-M;汽轮机系东方汽轮机有限公司生产的超临界、一次中间再热、单轴、双缸两排汽、双抽供热凝汽式汽轮机, 型号为CC350/228-24.2/4.0/0.5/566/566。机组启动期间, 锅炉启动疏水、中压给水、凝结水再循环等多条管道存在不同程度的振动现象, 严重影响机组的正常启动和安全运行。对此, 进行了振动原因的分析, 并提出了治理措施。

1 问题概述

热力管道振动是现今火力发电厂中一种多发现象。流体的压力脉动、泵的启停、阀门的启闭、两相流介质的不稳定流动等, 都会引起管道的短期振动, 即瞬态振动;管系运行中也会发生持续的重复振动, 即稳态振动。振动的存在不仅会使管道发生疲劳破坏, 降低使用寿命, 还会使管道的支吊架发生松动失效, 导致管道下沉、变形等恶性事故。此外, 振动产生的噪声也会损害工作人员的身心健康, 并对周围环境造成污染。因此, 对管道振动进行分析, 提出合理的治理措施具有重要的实际意义。

2 管道振动原因分析

机组启动以来, 锅炉启动疏水、中低压给水、凝结水再循环等多条管道存在不同程度的振动问题。

2.1 锅炉启动疏水至除氧器调节阀后管道振动的原因分析

(1) 调节阀前后压差大, 由28.96MPa降到1.4MPa, 调节阀后存在汽液两相流动, 从而引起管道振动。 (2) 调节阀后水平管设一导向支架, 是合理的, 但在高达7m的立管上未设支吊, 影响管系的稳定性, 造成管道振动。 (3) 启动初期贮水箱中水质差、有杂质, 造成过滤器堵塞, 对管道产生了较强的激振力, 从而引起管道振动。

2.2 B泵中压给水管道振动的原因分析

(1) 启动初期水质差、有杂质, 造成滤网堵塞, 对管道产生了较强的激振力, 从而引起管道振动。 (2) 前置泵、主泵的振动引起中压给水管道的共振。当泵在60%负荷时, 管道振动尤其严重。

2.3 凝结水再循环管道振动的原因分析

(1) 凝结水再循环调节阀出口压力为真空状态, 产生汽液两相流动, 引起振动。 (2) 管道大多采用刚性悬吊, 这种方式对管道水平运动几乎无约束作用。特别是调节阀后管道约束装置少, 不容易吸收管道振动。

3 管道振动治理措施

以上对各类管道振动原因进行了分析, 可以看到, 解决管道振动需要解决研究两个振动系统, 一个是流体系统, 即从流体出发, 改善流体的特性, 降低对管道振动的激发作用;另一个是管道系统, 即从管道出发, 合理布置管线, 合理进行支吊, 减弱对流体激发的响应。对此, 采取以下措施:

3.1

启动期间对水质严加控制, 避免杂质、铁屑、焊渣的存在;及时清除滤网污垢, 确保滤网稳定运行。

3.2 调节阀合理选型。

由于管道通径由设计院选择, 调节阀通径由供货商选择, 一般的结果为, 管道通径较调节阀大, 安装时一般采用大小头过渡连接。这就使得流体进入调节阀时流速提高, 加剧了对阀芯的冲击, 易造成阀门连带管道的振动。为提高流体的稳定性, 调节阀通径尽量与管道一致。另外, 供货商选择多次降压的迷宫式结构调节阀也有利于流体的稳定性。

3.3 设计此类管道时, 不仅要进行静力计算, 还应充分考虑管道动态特性。

管系避免弹簧吊架过多, 适当设限位支架乃至固定支架。

3.4 采用提高管道系统的刚度来改变固有频率从而达到消除振动的目的。

具体措施如下:对管道振动严重同时热膨胀较小的部位进行限位加固;对热膨胀较大的部位加装液压阻尼器控制管道冲击性振动。由于在管道热膨胀过程中, 液压阻尼器允许管道自由热位移, 而不对管道产生附加应力。增加减振装置后对管道重新进行了应力校核计算, 计算结果表明管道最大一、二次应力满足设计要求。

3.5 调节阀后加节流孔板, 靠近接受容器侧布置, 人为增加1级减压措施。

使得调节阀前后压差减小, 降低阀后介质发生汽化的几率。

4 方案实施

基于热电厂工程实际和经济成本考虑, 对管道采用了系列措施, 减弱和消除了振动现象。 (1) 锅炉启动疏水至除氧器调节阀后管道采用了措施a、措施c和措施d。 (2) B泵中压给水管道采用了措施c和措施d。 (3) 凝结水再循环管道采用了措施c、措施d和措施e。

具体实施措施见图1~3。

5 结论和建议

按照振动治理方案实施后, 锅炉启动疏水、中低压给水、凝结水再循环等管道大幅振动现象基本消除, 机组得以正常启动和安全运行。该方案的实施, 未对管道布置调整, 仅对管道零件、支吊架进行了部分改动和增加, 投资较小, 施工简单, 振动消除效果明显。

建议设计此类管道时, 优化管道布置, 合理设置支吊, 采取必要的动态分析, 降低热力管道振动发生的可能性。

参考文献

[1]林上青.蒸汽管道振动成因分析及预防措施[J].机电技术, 2012年8月.

[2]徐传海, 李宏纲.凝结水再循环管道的防振动设计[J].热机技术, 2004年6月.

管道化机组 篇5

关键词：西气东输,三线管道,气压站机组选择

广义来讲, 西气东输管道所建立的压气站数量相对较多, 其中每座西气东输压气站都会配置一定数量的压缩机。一般规格的压气站里程数值通常为0, 而其高程数则为352.5m, 此时其压缩机具体轴功率为13.0MW, 而较高几倍的压气站里程数普遍为275, 其高程数值和上述内容不同, 为1135.9m, 此时压缩机相关轴功率则为15.7MW。不同压气站类型会应用到不同类型的管道输出, 西气东输压气站机组选择就是我们所必须要考虑到的问题。

1 西气东输三线管道压气站机组类型选择类型详述

(1) 我们在进行西气东输三线管道压气站机组选择时应要尽量满足相应施工作业要求, 之后在此基础上适当留有些许余地。

(2) 西气东输三线管道压气站机组选择要以其基本可靠性和灵活性为主, 也要使其满足机组可调范围具体要求, 此时可调范围主要是指对应离心压缩机稳定运行基本工况。同时也要调试简单且控制操作环节便利, 西气东输三线管道压气站机组选择要对自动化实施过程提供有利技术基础和设备基础。

(3) 西气东输三线管道压气站机组选择要注重机组运行效率, 因为只有保证运行效率, 才能在一定程度上保证施工作业质量。保证西气东输三线管道压气站机组单位能耗要达到有关部门具体标准规范要求。还需要注意的是, 西气东输三线管道压气站机组制造水平必须要高且相应西气东输三线管道压气站机组辅助设备要尽可能趋于简单化和便捷化。要对西气东输三线管道压气站机组制造水平和西气东输三线管道压气站机组供货情况以及西气东输三线管道压气站机组配件供应情况三者进行权衡考虑并施以正确策略实施手段。

2 西气东输三线管道压缩机驱动方式比较选择方式分析

2.1 西气东输三线天然气运输管道压缩机选取类型

西气东输三线天然气运输管道压缩机是具有较大运行功率的, 并且其是采用燃气轮机和相应变频电机进行自身驱动的, 上述两种具体驱动方式均在西气东输三线管道上有所应用。在进行天然气运输的过程中运用电机驱动方式和对应燃气驱动方式, 无论运用哪种系统驱动方式都应该满足西气东输三线管道压气站机组相应要求, 而在科学技术方面也要满足其要求。当电机驱动方案确定与否和燃气驱动方案确定与否都应该适时考虑到西气东输三线管道压气站县城条件和西气东输三线管道压气站各项技术经济指标等诸多方面。

2.2 西气东输三线天然气运输管道压缩器选取实例分析与探讨

我们从西气东输三峡管道各个压气站中所收集到的资料和相关用电协议中可以了解到, 西气东输三线天然气管道压气站有10座之多, 轮南首站处、哈比压气站处、和靖边压气站处以及四道班压气站处地区并不能提供充足双路外电, 此种双路外电是西气东输三线管带电气驱动时所必备的主要外电, 所以在我们没有进行西气东输三线管道电气驱动方案正式签订时, 上述西气东输三线管道压气站皆不能够充分满足对应外部供电条件, 此时只能采用燃气驱动手段进行方案实施操作。因为西气东输玉门压气站和西气东输山丹压气站以及西气东输中卫压气站等与上述几种西气东输三线管道压气站类型有着很大不同, 此类压气站均有充足双路电源对自身施行充能。

2.3 西气东输三线管道压气站燃气抡起输出功率影响分析

我们应该了解到, 燃气轮机的实际具体输出功率会在一定程度上收到相应周围条件影响, 当周围环境温度每升高大约10摄氏度时, 此时燃气轮机输出功率就会随之降低10%且燃气轮机效率也会下降大约10k Pa, 燃气轮机输出功率会下降到10%左右。另一种情况是, 当温度上升到1000摄氏度时, 可能会出现一定腐蚀状况, 那么此时当西气东输三线管道压气站燃烧器运行将近4万小时的时候, 我们应该及时对其进行更换或者返厂精修。, 一般情况下西气东输三线管道压气站燃气轮不会受到燃气材料问题制约, 同时有关供电条件也不会对其造成一定影响。

2.4 西气东输三线管道压气站压缩机配置

在驱动方式去顶之后就要进行压缩机配置工作, 燃机功率高程折减状况和燃机功率温度折减状况是我们在进行轴功率考虑时所要注意的两点重要内容。较为普遍的燃机ISO功率稳定正常, 轴功率站其总功率的10%或者15%时才算运行正常, 西气东输三线管道各个压气站都应采用25MW左右的较大西气东输三线管道压气站机组方案实施具体运行工作, 同时也可选择15MW左右的较小西气东输三线管道压气站机组。

3 结束语

一般而言, 压缩机是我们在进行西气东输时所必备设施, 当我们在进行西气东输三线管道压气站机组选择时应以压气站机组技术优异和压气站机组成本合理为基本选取原则。西气东输三线管道压气站机组制造水平必须要高且相应西气东输三线管道压气站机组辅助设备要尽可能趋于简单化和便捷化。本文针对当前我国西气东输现状, 对西气东输三线管道压气站的机组选择种类和细则进行详细分析和阐述, 希望为我国西气东输事业的发展贡献出一份力量。

参考文献

[1]林泊成, 周学深.西气东输管道增输压气站设置[J].石油工程建设.2007 (06)

[2]侯栈贵, 由然.一串深深的脚印——记中国石油集团“十大标兵个人”、西气东输管道公司新疆管理处压气站站长韩建强[J].中国石油企业.2007 (10)

[3]高秀春.长输气管道压缩机组原动机的选型[J].石油规划设计.1997 (06)

管道化机组 篇6

随着我国科学技术的发展, 特别是医药、电子、化工、机械制造等行业技术的发展, 人们对生产制造车间的工艺环境也日益关注, 并努力创造一个舒适、合格的生产制造工艺环境, 特别是对湿度的要求越来越严格。但是, 大量的工程是厂房内的温度能够满足要求, 厂房内的湿度无法满足要求, 特别是在高温天气和梅雨季节, 房间内的湿度更高, 严重影响了工业生产。

1 现象及原因分析

a) 空调机组再热量偏小

现象表现为:当环境温度比较高的时候, 房间内的温湿度都能够满足要求, 但是, 当到过渡季节时候, 房间内的温度可以满足要求, 但是湿度超出设计要求范围, 特别是到“梅雨季节”湿度更高。究其原因, 主要由于空调机组处理过程的热湿比不能够满足房间负荷的热湿比变化的要求, 空调机组能力大小是按照夏季最不利工况设计选型的, 夏季的冷负荷比较大, 热湿比也大, 而到梅雨季节的时候, 由于日照时间不足, 室外环境温度不高, 因此房间内的余热比设计工况要小, 加上此时室外空气含湿量比较高, 通过空气渗透, 房间内的湿负荷增大, 因此, 此时要求处理空气的热湿比线变小, 要想达到实际工况的热湿比线, 必须需要增大再热量才能够满足要求, 但是, 有些工程为了节约设备的初投资, 降低系统, 增大送风温差, 配备再热量小, 有的甚至采用露点送风方式, 根本无再热加热器等湿度调节手段。如图1所示, ε1为夏季热湿比线, ε2为梅雨季节热湿比线。

b) 空调机组制冷负荷选取偏小

现象表现为:平时房间内的温湿度都能够满足要求, 但到炎热的夏季, 造成房间内的温湿度都比较高。究其原因, 在选择制冷设备的初期没有考虑到足够的制冷余量, 等房间负荷增大的时候, 空气处理的露点不够低, 特别是当室外温度比较高的时候, 房间内的热湿负荷增大, 此时, 新风负荷也增大, 在标准工况下设计的制冷量无法满足要求, 造成房间内的温湿度都比较高。

c) 空调机组处理露点不够低

现象表现为:大部分情况下房间的温度能够满足要求, 湿度不能满足要求。究其原因, 在选择主机和空调末端的时候, 按消除室内余热进行选型, 只注重表冷段制冷能力的大小和处理风量的要求, 不考虑表冷段的除湿情况, 表现出单位制冷量的风量配比较大, 空气出风露点偏高。这样在载冷剂温度偏高的情况下, 虽然房间温度能够满足设计的要求, 但是湿度无法满足设计的要求, 甚至有的为了降低机组成本, 缩小空调末端体积, 造成表冷段迎面风速偏高, 表冷段后有带水现象。

2 解决方案

经过大量的实际调研及我公司在一些工程实际改造的应用情况看, 一般会采取下列三种方案:

a) 增大或增加空调系统的再热量, 比如电加热、热水加热或蒸汽加热等部件。该方案比较简单, 系统更改小, 且控制比较方便, 但是该方案存在冷热抵消的现象, 造成大量的能源浪费, 增加了机组的运行成本。该方法一般适用于空调系统的制冷量足够大的工程, 否则, 如果增加再热量比较大, 可能造成原有空调的制冷量不够, 温度又满足不了设计要求。因此有的项目, 在增大再热量的同时还需要增大同样的制冷量, 这样增加的运行成本包括再热量的能量和需要增大的制冷功率。

b) 在空调房间里面分散放置几台冷冻除湿机。该方法也比较简单, 原有空调系统不用更改, 但是该方法影响原有房间的布局和美观, 增大了空气的扰动, 使人有不舒服的吹风感, 且机组零散放置, 管理不太方便, 改造费用高。另外, 由于除湿机的进风为房间的回风, 空气的湿度比较低, 处理空气的显热比例大, 除湿效率低, 即除湿机的单位功率除湿量比较小, 从节能的角度不可取。

c) 在空调系统末端设备里面串联低温管道型除湿机。该方法也比较简单, 原有空调系统变动小, 且控制方便, 节约能源。这样相当于两级降温除湿, 即原有的表冷器进行预降温除湿, 然后再经过蒸发器对湿空气进行深度降温除湿。由于进入蒸发器的空气湿度比较大, 处理空气的显热比小, 除湿效率高, 即单位功率的除湿量比较大。另外, 在蒸发器的后面还有一个再热冷凝器 (热回收器) , 免费加热被降温除湿后的空气, 通过控制再热量的大小, 可以调节机组的出风温度, 满足热湿比变化的要求, 另外, 该除湿机机组还具有空调降温功能, 此时蒸发器后的再热冷凝器关闭, 只对空气冷却降温, 等于增大空调机组的制冷能力。因此, 该方案不但满足了房间内温湿度处理的要求, 同时还能够节约机组的运行成本。

3 工程实例

现以苏州某制药厂房为例:该厂房面积为4500m2, 高3m, 室内工作人员100人。现有中央空调系统, 主机和组合式空调箱各2台, 每台主机的制冷量650k W, 每台组合式空调箱送风量120000 m3/h, 且每台组合式空调箱里面配有再热电加热器45k W。刚开始运行的时候, 机组运行能够正常, 但是房间内的湿度不能够满足要求, 最大湿度达到80%, 完全不能满足设计要求 (t=24℃±1℃、RH=55%±5%) 。鉴于这样的情况, 有下面几种方案供选择:

a) 增大电加热器功率

根据现场情况, 目前每台机组已经增加了80k W电加热, 更改后机组能够连续稳定的运行, 但是当环境湿度比较大了时候, 房间内的湿度仍旧无法满足要求, 最大相对湿度达到70%, 房间内的温度24℃, 而且此时主机开启的制冷量已经最大, 没有多余的制冷量。因此, 如果再增大再热加热器, 会造成房间内的温度升高, 不能满足设计要求。因此, 该方案没有从根本上解决除湿问题, 只是通过提高再热量, 提高房间内的温度来降低房间内的湿度, 且该方案存在冷热抵消现象, 而且需要增加耗电, 具体如下:增加电加热的耗电量为:Q增=2×80=160k W。

通过计算, 要想彻底解决温湿度的问题, 需要同时加大再热量和制冷量, 增加总的电加热量约为:2×160=320k W, 同时还需要增加制冷量为:2×110=220k W, 对应的制冷机机组功率为58k W, 则系统需要增加的总功率为:Q增=320+58=378k W。

b) 在厂房内分散放置多台低湿型调温除湿机

根据计算, 在房间内选择10台25kg/h低湿型调温除湿机, 且关掉空调箱内的电加热器, 除湿机在房间内自行循环除湿。机组总的耗电有所增加, 总的耗电如下:

25kg/h低湿型调温除湿机的总功率为20.5k W,

则增加除湿机的总功率为:10×20.5=205k W

则系统需要增加的总功率为:Q增=205-2×45=115k W

c) 在空调箱里面放置低温管道型除湿机

在空调箱内部放置2台120kg/h低温管道型除湿机, 分别放置在表冷段的后面, 并去除再热加热器, 湿空气先经过表冷器预降温除湿, 而后经过蒸发器深度降温除湿, 而后再经过冷凝器免费加热升温, 达到设计要求后送出, 总的耗电如下:

120kg/h除湿机的总功率为44k W

则增加除湿机的总功率为:2×44=88k W

则系统需要增加的总功率为:Q增=88-2×45=-2k W

通过上面的比较, 最后选择了机组耗电少的c) 方案, 目前机组完全能够满足设计要求, 且机组运行稳定可靠。

4 结语

在空调系统中, 低温管道型除湿机充分运用冷凝热回收这一节能技术, 湿空气先经过蒸发器降温除湿, 而后免费对空气加热, 降低相对湿度, 且机组的送风状态点可以根据再热量的大小自动调节, 保证空调机组处理过程的热湿比满足房间负荷的热湿比变化的要求。通过上面的比较可知, 采用低温管道型除湿机更加适合空调系统的湿度控制, 在增加空调系统制冷量的同时也增加了机组的再热量, 且系统更改小, 控制简单方便, 运行成本低、性价比高。因而在空调系统中湿度控制方面具有很大的发展和应用空间, 比如目前的双冷源全新风除湿机机组就是在此基础上的延伸。

参考文献

[1]电子工业部第十设计研究院.空气调节设计手册[M].北京:中国建筑工业出版社, 1995.

[2]《制冷工程设计手册》编写组.制冷工程设计手册[M].北京:中国建筑工业出版社, 1978.

[3]薛殿华.空气调节[M].北京:清华大学出版社.1991.

管道化机组 篇7

某135 MW机组投运并经半年试生产期结束后,为了减少调门产生的节流损失,提高机组效率,技术上要求将主蒸汽管道由单阀方式运行调整为更高效率的顺序阀方式运行。与单阀方式运行相比,机组以顺序阀方式运行时,主蒸汽管道及旁路管道振动幅度较大,导致该机组无法以顺序阀方式正常运行,影响了该机组运行的经济性及安全性。

现场检查结果表明,单阀方式运行时,主蒸汽管道及旁路管道主振频率为1 Hz,以低频振动为主;以顺序阀方式运行时,管道振动幅度及主振频率如表1所示,管道振动幅度明显增大。

2 管道振动原因分析

电站管道振动是1个非常复杂的问题,涉及多方面因素。引起管道振动的原因很多,但从理论上来说都是由激振力引起的。当管道的固有频率与激振力频率接近时,会产生共振现象,管道振动幅度和危害大大增加。

该主蒸汽管道设计时,主要考虑管道的承载是否合理、管道的一次、二次应力是否合格,并未考虑振动特性。当不稳定的介质经过阀门、弯头、三通时产生激振力,从而激起管道振动。当汽轮机以单阀方式运行时,主蒸汽管道振动幅度较小,频率较低;当汽轮机以顺序阀方式运行时,管道振动幅度明显增加。分析认为,顺序阀方式运行时激振力的频率与管道的固有频率接近,引起管道共振。因此,有必要对管道的固有频率进行计算。本文采用CAESARⅡ5.2管道专用计算软件对主蒸汽管道进行模态分析及应力校核计算,管道主要计算参数见表2,管道固有频率计算结果见表3。

模态分析结果表明,计算的主蒸汽管道第1阶固有频率为1.694 Hz,第1阶振型以水平X方向(固定端-扩建端)为主,振型见图1;第2阶固有频率为2.345 Hz,主蒸汽管道第2阶振型以Y方向(机-炉)为主,主蒸汽旁路管道第2阶振型以Y方向及Z方向为主,振型见图2。模态分析的第1阶及第2阶固有频率对应的振型与现场观察到的管道主振动特征相吻合。因此,顺序阀切换后,主蒸汽管道激振力的频率与管道固有频率一致产生了共振,从而导致管道振幅明显增加。

3 管道振动治理措施

针对汽轮机以顺序阀方式运行时主蒸汽管道产生共振的情况,基本思路是改变管道的固有频率,消除管道共振,从而达到降低管道振幅的目的。以无阻尼单自由度系统强迫振动为例,振动方程[1]为:

由式(1)得出固有频率为:

式中:m、、k、x f0、ω分别为管系的质量矩阵、结构质点的加速度、刚度、位移、力幅、频率。

由式(2)可知,自由度系统的固有频率与管道的刚度及质量相关。因此,管道系统要避开共振,需要改变系统的质量或刚度,使其固有频率适当偏离激振力频率。在役机组管道质量不易改变,而影响管道刚度的主要因素有弯头的数量、管径、壁厚和支吊架状况。通常情况下弯头的个数、管径、壁厚不易改变,因此,在保证管系应力合格的前提下可以通过增减减振装置来提高管系的刚度。通过增加减振装置使管系低阶固有频率提高,避开激振力频率中的低频成分,从而达到降低管道振动的目的。

针对共振的主蒸汽管道,采取如下几种处理措施:1)增加减振装置;2)对原有不合理或者存在问题的减振装置进行改造;3)增加阻尼器;4)对部分支吊架进行更换。

综合现场振动状态及模态分析结果制定如下振动治理措施:1)增加3a号、20a号X向减振装置;2)增加35a号、37a号三向阻尼器;3)对4号、21号XY双向限位支架进行改造;4)对35号、36号、37号、38号弹簧支吊架进行更换。支吊架布置示意图见图3。

模态分析结果表明:添加减振装置后,主蒸汽管道的第1阶固有频率为3.621 Hz(表4),管道的固有频率得到明显提高,产生共振的第1、2阶振型消失。通过提高管道的刚度消除了管道共振,管道的应力状态随之发生了改变,因此,还应该通过应力校核计算验算减振措施实施后管道在内压、自重和其他外载荷作用下产生的一次应力和在热胀、冷缩以及位移受约束时所产生的二次应力是否合格[2]。表5为实施减振措施后管道最大一次应力、最大二次应力计算值,结果表明,减振措施实施后管道应力计算值均小于许用值,管道应力合格。

4 振动治理效果

5 结语

汽水管道振动的原因较多,其根源是激振力引起的。当激振力频率与管道的固有频率相等或接近时,会产生共振现象,管道振动幅度和危害大大增加。因此,管道振动治理可以从消除激振力和改变管系固有频率2方面进行综合考虑。通常激振力难以彻底消除,且不易实施;而通过在管道上增加约束的方式来改变管道的固有频率来进行振动治理是易于实施和奏效的。

参考文献

[1]王焕定.结构力学[M].北京:清华大学出版社,2007.