1、鍋爐低氮燃燒器改造作者：李偉劉帥 點擊：1399淺論HG-1020/18.58-YM 型自然循環鍋爐低氮燃燒器改造1概述大唐魯北發電有限責任公司2 >330MW機組分別與2009年9月、2009年12月投產運行，鍋爐采用哈爾濱鍋爐廠有限責任公司根據美國ABB-CE燃燒工程公司技術設計制造的 HG-1020/18.58-YM23 型自然循環鍋爐。鍋爐燃燒系統采用水平濃淡煤粉燃燒技術，煙氣中氮氧化物含量在600mg/Nm3左右。隨著國家對火電廠節能減排高度重視，環保標準將越來越高。根據火電大氣污染排放標準要求，2014年1月1日起現有發電廠鍋爐 NOx排放濃度限值不大于 100mg/Nm3。

2、本著對社會負責，對企業負責的態度，大 唐魯北發電有限責任公司決定對本工程配套建設脫硝裝置，脫硝裝置投產后機組 NOx排放濃度將降至排放標準以下。按照脫硝工程設計要求，需對我公司燃燒器系統進行改造，將鍋爐岀口NOx排放濃度降低至200 mg/Nm3以下。本文列舉了大唐魯北發電有限責任公司針對以上問題做出的相對應改造以及取得的效 果。2設備簡介2.1工作原理大唐魯北發電有限責任公司 2X330MW機組鍋爐是哈爾濱鍋爐廠有限責任公司根據美國ABB-CE燃燒工程公司技術設計制造的，配330MW汽輪發電機組的亞臨界、一次中間再熱、燃煤自然循環汽包鍋爐，型號為HG-1020/18.58-YM23。1號機組

3、 2009年9月投產，2號機組2009年12月投產。鍋爐燃燒系統采用擺動式燃燒器，燃燒器為四角布置，共5層分別對應5臺磨煤機（由下往上依次是A、B、C、D、E ）燃燒器四周通有周界風，在AB、BC、DE層布置由三層機械霧化油槍，燃用#0輕柴油，按鍋爐30 % BMCR負荷設計，單支最大用油量1.68t/h。本燃燒器采用水平濃淡煤粉燃燒技術，以提高鍋爐低負荷運行的能力，燃燒器可以上下擺動，其中一次風噴嘴可上下擺動 20度，二次風噴嘴可上下 擺動30度，頂部燃盡風噴嘴可向上擺動30度，向下擺動5度。正常運行時擺動燃燒器作為調整再熱汽溫的主要手段。3出現問題及原因分析原燃燒器主要存在以下問題：1）原

4、SOFA風量占總二次風量的 25%左右，占總風量的 20%左右，這樣造成在主燃燒器區域的過量空氣系數就已經達到了1.01.05，這對于抑制NOx的生成沒有起到應有的效果。2）原SOFA與主燃燒器之間的還原區高度僅不到4米（噴嘴中心間隔5米），對于NOx還原所需的空間不夠，沒有實現較好的NOx還原作用。3）采用原水平濃淡分離裝置以及濃淡噴嘴鈍體設計存在結構問題，首先由于分離器問題，導致濃淡 兩側風速偏差較大，淡側岀口風速遠低于濃側，濃側雖然煤粉較多但風量同樣較多，導致煤粉濃縮效果不 明顯，濃側煤粉濃度較低；同時由于淡側煤粉風速過低，易導致淡側煤粉噴嘴附近結渣，不利于安全經濟 運行。其次由于在噴嘴

5、岀口采用鈍體分離及導流煤粉，造成鈍體運行環境惡劣，既要承受煤粉沖擊磨損， 同時又處于高溫環境，容易造成鈍體在一年左右時間損壞。4）在四角切圓燃燒燃燒中，由于主燃燒器區域的燃燒器設計中沒有保護水冷壁壁面氧量控制的設計，容易造成爐膛水冷壁的結渣和高溫腐蝕的發生。5）在采用原CE擺動燃燒器技術設計中，噴嘴與壁面間歇過大（12mm ）,同時采用的直邊噴嘴結構， 大流通面積的油風室噴嘴，造成燃燒的無組織漏風（不經過噴嘴出口）過大，同時在進行擺動過程中，無 組織漏風會急劇增加，這對于控制NOx的生成積極不利，特別在鍋爐低負荷運行中會導致 NOx大幅上升。 大量的油風室噴嘴旋流風又容易快速地混入一次風煤粉中

6、，這都對于防止NOx的生成都不利。4設備改造方案對燃燒器進行低NOx燃燒器綜合改造，其方案布置如圖1-1所示。更換現有燃燒器組件，對燃燒器進行重新布置，改變切圓直徑，拆除原有SOFA燃盡風，更換新的燃盡風組件，以增加高位燃盡風量；一次風噴口全部采用上下濃淡中間帶穩燃鈍體的燃燒器；采用新的二次風室，適當減小端部風室、油風室及 中間空氣風室的面積；在湊燃盡風室兩側加裝貼壁風；采用節點功能區技術，在兩層一次風噴口之間增加 貼壁風。一次風仍舊為逆時針方向，其假想切圓適當減小；調整二次風射流方向，二次風改為與一次風小角 度偏置，順時針反向切入，形成橫向空氣分級。主燃燒器區整體下移，風量重新合理分配，通過

7、調整主燃 燒器區一二次風噴口面積，使一次風速滿足入爐煤種的燃燒特性要求，主燃燒器區的二次風量適當減小， 形成縱向空氣分級。主燃燒器裝有擺動機構，可以上下擺動以調節再熱汽溫。拆除原來的一層分離燃盡風 SOFA，在原主燃燒器上方約 6米處重新布置4層分離SOFA噴口，分 配足量的SOFA燃盡風量，SOFA噴口可同時做上下左右擺動。4.1燃燒系統改造范圍（1）主燃燒器（更換現有四角燃燒器本體，包括一次風噴口及彎頭、二次風噴口、擺動機構、風箱風 道、風門擋板、保溫、護板、吊掛裝置及附件等）。（2）分離SOFA燃盡風（噴口、擺動機構、燃盡風箱、連接風道、保溫、護板、吊掛裝置及附件等）。（3）水冷壁管屏（

8、主燃燒器區域和燃盡風區域水冷壁彎管及修整管）。（4）油槍、點火器與火檢（保留現有的油槍、點火器與火檢系統）。（5）電氣、儀表及控制（電源盤、控制柜、電纜等）。（6）附屬系統（支吊架、樓梯平臺、檢修起吊設施、防腐、澆注料、保溫和油漆設計等）。（7）其它（整套工程的設計、設備制造 （含現場制作）、設備及材料供貨、運輸、安裝工程、指導監督、 技術服務、人員培訓、調試、試驗（含脫硝改造過程中所需各種數據測試并提供相關數據分析報告）及整套系統的性能保證和售后服務等，并保證該全套工程的安全實施和不會對環境造成不良影響）。4.2燃燒器改造方案說明結合鍋爐目前狀況及改造目標進行充分分析，我們采用低NOx雙尺度

9、燃燒技術對鍋爐進行低 NOx燃燒改造，就是在射流空氣分布（空間尺度）及燃燒過程控制實現（過程尺度）上采取措施。具體措施如 下：4.2.1燃燒器低NOx改造措施（1）縱向三區分布如圖1-2所示，改造后燃燒器從下至上大致分為三個區，依次為集中氧化燃燒區、集中還原區及燃盡區。通過在主燃燒器上方合適位置引入適量的燃盡風（總風量20-30% ），燃盡風采用多噴口多角度射入，燃燒器改造后沿高度方向從下至上形成三大區域，分別為氧化還原區（總風量的70-80% ）、主還原區、燃盡區。氧化區有助于煤粉初期燃燒，爐溫升高，促進煤粉著火、燃燒及燃盡。由于有較大燃盡風量的存 在，主燃燒器區內也會存在氧化還原交替存區，

10、通過控制高度方向的配風，可形成局部還原區，可以初步 還原產生的NOx，使NOx在初始燃燒時就得到抑制，在主還原區內已生成的NOx還可得到更充分還原， 燃盡區內將作為燃盡風的二次風及時補充進來，促進焦碳最后燃盡。通過縱向三區布置，形成縱向空氣分 級，NOx將得到極大抑制，飛灰可燃物也會得到控制。由于實現縱向空氣分級，相對地燃燒器區域有所擴大，燃燒器區域熱負荷降低，爐內溫度峰值降低， 可以減少或消除熱力型 NOx產生。(2) 橫向雙區分布如圖1-3所示，一次風仍舊為逆時針方向， 其假想切圓適當減小；調整二次風射流方向，二次風改為與一次風小角度偏置，順時針反向切入，形成橫向空氣分級。兩層一次風之間還

11、會布置我公司特有的貼壁 風噴口，形成橫向空氣分級。這種橫向布置，可使一次風初始燃燒時，二次風不能過早混合進來，形成缺 氧燃燒，在火焰內就進行 NOx還原，抑制NOx產生；在火焰末端，二次風再及時摻混合進來，使缺氧燃 燒時產生的焦炭再燃燒；二次風反向切入，可以延長火焰行程，強化煤粉后期著火燃燒，并防止煤粉顆粒 沖刷爐墻造成結焦。橫向空氣分級與縱向空氣分級一起形成空間空氣分級。(3) 低NOx燃燒器一次風設計噴口為上下濃淡分離形式，中間加裝穩燃鈍體形式，濃淡燃燒除可降低NOx夕卜，還可對煤粉穩燃、提前著火有積極作用。同時鈍體能優先增加卷吸的高溫煙氣量，進一步強化穩燃。(4) 節點功能區的建立將下層

12、一次風設計為上濃下淡燃燒器噴口，上層一次風布置為下濃上淡一次風噴口，兩層一次風噴口中間的二次風小角度與一次風射流偏置，同時布置貼壁風噴口。這樣的噴口組合，同時具有穩燃、降低 NOx的作用，將中間二次風和貼壁風風門開大，可實現NOx和飛灰可燃物同時降低。4.2.2防結渣、防腐蝕措施(1) 橫向雙區布置通過一二次風射流調整及布置獨特的貼壁風，在爐膛截面上形成了三場特性截然不同的中心區與近壁區分布，中心區具有較高的煤粉濃度、較高的溫度和相對較高的氧濃度分布，而近壁區具有較低的溫度、較低的顆粒濃度和適宜的氧濃度，可同時實現防止結渣及高溫腐蝕。一次風在內部形成更小且與爐內主氣 流相反的切圓時，更加易于控

13、制煤粉氣流沖壁，熔融灰渣更難甩向水冷壁從而達到強防渣的效果。(2) 加裝貼壁風增加雙尺度燃燒技術特有的附壁射流的貼壁風噴口能有效提高近壁區域的氧化性氣氛，提高灰熔點，大大緩解爐膛的結渣。同時，作為水平斷面分級燃燒中后期摻混的一部分，貼壁風可作為控制爐內 NOx的生成的有效手段。(3) 縱向空氣分級由于實現縱向空氣分級，相對地燃燒器區域有所擴大，燃燒器區域熱負荷降低，爐內溫度峰值降低， 可以有效防止燃燒器區域附所壁面結渣。(4) 適當降低一次風率。4.2.3穩燃高效措施(1) 穩燃型濃淡燃燒器如5.2.2所述，所有一次風噴口改為上下濃淡噴口，濃相由于煤粉濃度較高，析出揮發份較多，更易實現早著火。

14、并且濃淡相之間布置有較寬的波形鈍體結構，強化熱煙氣回流，實現早期著火。(2) 節點功能區建立再如圖1-5所示，上下兩層一次風及其之間的二次風實現功能組合，通過一二次風射流偏置， 實現功能區內的濃相與回流熱煙氣混合，促進及早著火。(3) 多噴口多角度燃盡風噴口考慮到燃燒器改造后將徹底解決結焦問題，爐膛岀口煙溫會岀現下降， 加裝適量燃盡風后，將SOFA噴口設計為可上下左右擺動的噴口，通過燃盡風噴口上下擺動可控制爐膛出口煙溫水平。同時燃盡風噴口 還可實現水平擺動，可向爐膛內不同區域內按需供風，實現對爐膛有效覆蓋，保證飛灰可燃物控制，降低 飛灰可燃物含量，保證降低 NOx同時取得較高的鍋爐經濟性。4.

15、3改造方案特點上述改造措施是在實現降低 NOx功能的同時實現防渣、防腐、高效穩燃，多種措施相互作用，相互 耦合，促使多功能一體化得以實現。(1) 同時采用橫向、縱向空氣分級，實現低 NOx排放空氣分級是降低NOx的爐內重要技術手段，通過高溫低氧還原區的建立，實現已生成的NOx還原，可大幅度降低NOx生成。(2) 采用低NOx燃燒器及低NOx功能小區，同時實現穩燃及降低NOx功能一次風射流方向配合一次風集中布置及一次風噴口的濃淡形式有利于在爐膛主燃燒器區域組織一個 高溫低氧的燃燒核心區，煤粉氣流準確及時的進入高溫低氧的核心區域后，較低的過量空氣系數，相對較 高的燃燒溫度，對煤粉及時有效的燃燒都會

16、形成有利的條件。同時，在較低的過量空氣系數下， 燃料型NOx的生成會得到有效抑制，較低的燃燒溫度可在根本上抑制溫度型NOx的產生，從而達到爐內燃燒深度降低NOx的目標。(3) 橫向雙區分布等措施防止爐內結渣及高溫腐蝕通過一二次風射流組合在爐內形成中心區和近壁區雙區分布，非常有利于防結渣。貼壁風噴口的加裝，可以在爐內水平斷面形成濃淡分布的同時，有效形成對水冷壁的保護。貼壁風作為我公司技術特色的一部分，在歷次改造中均證明其對降低NOx和保護水冷壁有積極的作用。作為二次風的一部分，貼壁風射流方向與水冷壁一致，并且位置處于近水冷壁區域，這部分二次風不 直接混入主燃燒區域，而是隨著煤粉燃燒，有組織的及時

17、補入，同時，這部分二次風在近壁區域形成了較 高的氧化性氣氛，在有效冷卻沖擊的高溫灰粒防治爐膛結渣的同時，可抑制水冷壁的高溫腐蝕。(4) 四大技術特點保證鍋爐改造后鍋爐經濟性不降低I 一、二次風射流方向差異性。一、二次風射流差異性可保證煤粉及時有效混入高溫低氧區的同時， 加大煤粉燃燒中后期的混合，加大煤粉顆粒在爐膛內的停留時間，可有效降低飛灰可燃物含量。I 一次風的集中濃淡布置和大回流鈍體。改造后一次風的集中布置，在一次風射流的近噴口區域形成 較高的煤粉濃度，大回流鈍體能最大程度的卷吸高溫煙氣加大高溫煙氣對煤粉的傳熱，保證一次風著火時 間提前，相對于普通的一次風形式，相當于進一步增加了煤粉的停留

18、時間。I 一次風附近局部功能區。兩層一次風噴口及中間布置的偏折二次風，在此區域形成一個高穩燃、高 析出功能性還原物質的功能區。在兩層一次風噴口集中濃淡的同時，可擺動二次風可有效控制功能區煤粉 著火時間，著火距離及此區域的相對燃燒氣氛，對進一步降低NOx和保證碳及時燃燒有極為重要的作用。I分離燃盡風(SOFA )的擺動。SOFA的垂直擺動，可對爐內火焰中心標高進行調整，同時能保證 一部分少量碳的及時燃盡。 SOFA水平擺動對調節爐膛出口的煙溫偏差作用明顯，在以往改造鍋爐中，水 平擺動的燃盡風能有效改變爐膛出口的煙溫偏差。5運行現狀根據山東電力研究院出具的大唐魯北發電有限責任公司 #2機組鍋爐大修

19、后性能試驗報告表明 #2 爐經過雙尺度低NOx燃燒技術改造后，鍋爐能夠安全正常運行， NOx排放平均值在200mg/Nm3以下，鍋 爐效率92.80% 以上。通過在鍋爐主蒸汽流量分別為 BMCR、TRL、90%TRL、80%TRL、70%TRL五個工況下進行試驗， 結果如下：（1） BMCR工況最上部四層燃盡風全開時，A、B兩側空預器進口 NOx （換算到6%02 ）平均值為191.37 mg/Nm3 ； CO （換算到6%O2 ）平均值為29.93山/L;修正后鍋爐熱效率為 93.21%，固體未完全 燃燒熱損失為0.37% ;鍋爐主蒸汽溫度為540.7 C，再熱蒸汽溫度為54O.C,過熱器減

20、溫水量為 38.8t/h , 再熱器減溫水量為 4.6t/h。（2） TRL工況最上部四層燃盡風全開時，A、B兩側空預器進口 NOx （換算到6%O2 ）平均值為203.62 mg/Nm3 ; CO （換算到6%O2 ）平均值為54.38山/L;修正后鍋爐熱效率為 93.24%，固體未完全 燃燒熱損失為0.41% ;鍋爐主蒸汽溫度為542.3 C,再熱蒸汽溫度為540.5 C,過熱器減溫水量為 98.4t/h， 再熱器減溫水量為18.7t/h。（3） TRL工況下A側空氣預熱器漏風率為 4.75%，B側空氣預熱器漏風率為 5.42%。（4） 90%TRL工況最上部四層燃盡風全開時， A、B兩側

21、空預器進口 NOx （換算到6%O2 ）平均值 為178.19 mg/Nm3 ; CO （換算到6%O2 ）平均值為6.0山/L;修正后鍋爐熱效率為 93.77%，固體未完全 燃燒熱損失為0.38% ;鍋爐主蒸汽溫度為 538.4 C,再熱蒸汽溫度為 538.2 C,過熱器減溫水量為 32t/h， 再熱器減溫水量為4.1t/h。（5） 80%TRL工況最上部四層燃盡風全開時， A、B兩側空預器進口 NOx （換算到6%O2 ）平均值 為197.23 mg/Nm3 ; CO （換算到6%O2 ）平均值為7.5山/L;修正后鍋爐熱效率為 93.41%，固體未完全 燃燒熱損失為0.46% ;鍋爐主蒸

22、汽溫度為 540.8 C,再熱蒸汽溫度為 541.7 C,過熱器減溫水量為 80.7t/h , 再熱器減溫水量為4.3t/h。（6） 70%TRL工況最上部四層燃盡風全開時， A、B兩側空預器進口 NOx （換算到6%O2 ）平均值 為193.37 mg/Nm3 ; CO （換算到6%O2 ）平均值為6.8山/L;修正后鍋爐熱效率為 93.45%，固體未完全 燃燒熱損失為0.35% ;鍋爐主蒸汽溫度為539.7 C，再熱蒸汽溫度為538.4 C,過熱器減溫水量為 53.7t/h , 再熱器減溫水量為4.1t/h。凝汽器鈦管化學清洗作者：張凱設備部 點擊：380凝汽器鈦管化學清洗張凱摘要：針對大

23、唐魯北發電廠鈦管凝汽器在運行中結垢導致機組效率下降、煤耗上升的問題，采用化學試劑對凝汽器進行酸洗，酸洗后鈦管內硬垢被完全清除。機組啟動后， 凝汽器端差明顯降低，真空度上升，經濟效益顯著，為同類型凝汽器化學清洗除垢提供了參考。關鍵詞：鈦管；凝汽器；化學清洗Abstract: Accord ing to 330 mw conden ser tita nium tube in operati on of scali ng leadsto the unit efficiency descend, coal consumption rise the question, using chemical cl

24、eaning of condenser titanium tube pickling, pipe scale was completely remove hard, gen erat ing set whe n activated, the conden ser end poor reduced sig ni fica ntly, and vacuum rise, and the econo mic ben efit is remarkable, for the same type conden ser chemical clea ning dirt-remover provides refe

25、rence.keywords: Titanium tube ; Condenser ; Chemical cleaning1概述大唐魯北發電有限責任公司#1機組汽輪機為北京汽輪電機有限責任公司生產的N3301775/540/540型亞臨界、一次中間再熱、單軸、三缸雙排汽、凝汽式汽輪機。配套的凝汽器為單殼體對分單流程表面式凝汽器以海水為冷卻介質、采用24452根19X 0.5mm材質為TA1鈦管為冷卻管材與 TA2端板全部采用脹焊連接。機組2009年09月開始投產運行，一年后凝汽器鈦管內由于結垢嚴重使鈦管傳熱效果越來越差，凝汽器端差逐步升高，機組真空度逐漸下降。夏季#1機凝汽器真空度比設計值低1

26、2kpa，不僅制約機組出力，而且影響了機組的安全性和經濟性。雖然此電廠利用停機期間對凝汽器鈦管進行了多次高壓水沖洗，但是此種清洗方式只能清除鈦管內壁浮泥，對致密硬垢沒有效果。為保證凝汽器換熱效率，提高凝汽器真空度， 以及保障機組安裝膠球系統后能夠正常投運，在機組小修期間對凝汽器進行化學清洗。2鈦管內硬垢形成的原因及垢樣分析2.1硬垢形成的原因由于此廠系統設計原因，循環水系統雖然設計采取海水冷卻，但是實際上是相對封閉的閉式循環冷卻，系統只能靠農歷每月兩次海水高潮位時打開水閘補水。由于補充水的水量不夠，循環水的排污量減少或不能排污， 使循環水的濃縮倍數升高，造成循環水中鈣、 鎂離 子增加。而且部分

27、脫硫廢水直接排到循環泵房前池內造成循環水中的懸浮物極多，使得系統造成凝汽器鈦管表面結垢和粘泥沉積，無法減緩凝汽器結垢。上述綜合因內容易產生懸浮物沉積，從而形成粘附性極強的粘泥, 此外凝汽器循環水系統無膠球和二次濾網系統沖洗裝置,素導致凝汽器結垢嚴重，嚴重影響機組的真空及端差,使凝汽器換熱效率下降，機組能耗上升。2.2垢的成分高壓水沖洗凝汽器鈦管內部表面浮泥后檢查發現其結垢嚴重，垢呈灰白色且堅硬，厚度為0.3-0.4mm。經化學人員取垢樣檢測分析，硬垢96%為碳酸鈣和碳酸鎂，其余為少量亞硫酸鎂、氯化鎂、氯化鈣。3清洗工藝的選擇3.1清洗方案的確定清洗方案的好壞是凝汽器清洗質量的關鍵所在，篩選最佳

28、的清洗工藝是方案的核心，優秀的清洗方案的選擇必須符合四項標準即清洗指標達標，清洗費用經濟，清洗廢液容易處理，設備投運安全可靠。依據設備結垢情況及運行狀況來確定清洗程序，通過現場小型性試驗，確定最佳的清洗工藝：堿洗1%氫氧化鈉，流速 0.1-0.2m/s，在溫度50-55 C條件下堿洗8-10小時，用消防水沖洗后，采用36%氨基磺酸、0.30.5%N-101緩蝕劑及適量消泡劑N-202，在流速流速0.1-0.2m/s，溫度50-55 C條件下酸洗8-12小時，酸洗前增加堿 洗工藝效果更佳，此清洗工藝能使管內垢清洗干凈，腐蝕速率極低。3.2化學清洗流程及試劑321清洗程序凝汽器水室清掃及鈦管疏通T

29、水壓試驗及試運 T堿洗T水沖洗T酸洗T水沖洗T壓縮空氣吹膠球322堿液氫氧化鈉濃度1% ;清洗溫度 50-55 C;流速0.1-0.2m/s ;時間8-10小時。數量 5噸3.2.3酸液氨基磺酸濃度 36% ;緩蝕劑 N-101 0.3 0.5% ;清洗溫度 50-55 C;流速 0.1-0.2m/s ;時間8-12小時。數量20噸4 .清洗臨時系統設備及系統設計4.1清洗系統的臨時設備(1) 清洗泵 P=18m、Q=1000t/h ,2 臺；(2) 清洗箱4m3 , 1個；(3) 噴射泵 Q=30-50t/h ;(4) 溫度計0-100 C, 2支；(5) 混合加熱器1個；(6) 壓力表00

30、.6 MPa 4 個；(7) 臨時管道及相應閥門DN50-DN3004.2系統設計凝汽器分為甲、乙兩側，分別有前、后水室，通過連接臨時系統把兩側凝汽器進行串 聯以滿足清洗流速的要求，清洗系統如下圖1，此系統酸液可以從甲側凝汽器到乙側凝汽器， 也可以從乙側凝汽器到甲側凝汽器，或者兩者交替進行。4.3系統安裝(1) 循環水的各進、出口用鋼板封死，以減少清洗死區，堵板下要用23根8號槽鋼支撐。(2) 凝汽器水室接口選在水室人孔處，并配制臨時人孔蓋開孔接管便于酸液進出(3)在原放空氣管的基礎上， 做2個DN10CK 200mm的接管座，并引2根108X 4mm 的放空管至清洗箱。(4 )在凝汽器底部排

31、污管上接塑料管作為臨時水位計。(5) 在就近輔汽管上合適位置用89X 4.5mm的臨時管接至清洗箱上的混合加熱器， 蒸汽壓力要求0.30.8MPa。(6) 用159X 4.5mm的臨時管道將凝汽器底部排污管引至廢水池。5具體工藝實施過程(1 )凝汽器水室清理水室內的雜物垃圾清理干凈。(2) 壓縮空氣吹管用壓縮空氣盡力疏通每根鈦管，不通的加堵并做標志。(3) 凝汽器汽側灌水查漏水側干燥狀態下向汽側注水至接頸部，檢查鈦管及管口脹接處有無泄漏，漏時則應先 作記號，然后鈦管內漏加堵，管口滲漏補脹，確認嚴密無泄漏后仍應將汽側灌水至接頸部。(4) 酸洗前系統的隔離在凝汽器水室內將循環水進、出水管用鋼板封堵

32、嚴密。(5 )清洗系統嚴密性試驗，分別啟動2臺清洗循環泵對系統進行嚴密性試驗，消除泄漏處。然后進行沖洗，直至 出水清，無雜物。(6) 水沖洗用工業水對系統進行酸洗前的水沖洗，直至出水澄清。(7) 堿洗及水沖洗堿洗介質：0.94-1.0%氫氧化鈉+適量消泡劑，溫度 45-52 C,時間10小時(包括 加堿時間)。堿洗結束排完堿液后沖洗6小時后，PH<9.0。(8) 酸洗：沖洗合格后，開啟清洗泵進行循環，升溫至5055 C,加入緩蝕劑 N-101 ,緩蝕劑加完，循環30分鐘使緩蝕劑均勻分布。 然后向系統內緩慢加入氨基磺酸，控制酸濃度36% ,維持溫度5060 C,并根據泡沫大小加入消泡劑N-

33、202和適量清洗助劑，清洗中根據分析結果，如果酸濃度 23次取樣化驗基本不變，說明垢已除凈，可結束清洗。酸洗工況見曲 線1。(9) 酸洗后水沖洗清洗結束后，迅速排空酸液。當排酸結束后，向系統進工業水并啟動清洗泵進行循環 沖洗，沖洗中注意將循環水進出水管及各死角也沖洗好，至pH>4.3時結束沖洗。(10 )酸洗廢液的處理清洗結束后，迅速排空酸液，將酸洗廢液直接排放到廢水池，加堿中和至pH =69后排放。(11 )人工吹球酸洗后鈦管內仍可能存在部分污泥，為了保證質量，水沖洗結束后，用壓縮空氣進行 吹球，每管放2個膠球，清除管內污泥。同時清除水室及管道內沉積的污泥。(11 )水沖洗打過膠球后要再次封好人孔門，用工業水對系統進行水沖洗，開啟兩臺泵，用最大流 量，正反向切換沖洗 610分鐘，出水標準：pH>6 ,水