韓磊

中國(guó)大唐集團(tuán)科學(xué)技術(shù)研究院有限公司華東電力試驗(yàn)研究院

前言

近年來(lái)，隨著發(fā)電行業(yè)的跨越式發(fā)展，超臨界和超超臨界火電機(jī)組已成為我國(guó)在役的主力機(jī)組[1-3]。在實(shí)際運(yùn)行中，隨著爐膛尺寸的增大，燃燒偏差問(wèn)題成為困擾鍋爐安全運(yùn)行的主要問(wèn)題之一。高參數(shù)燃煤鍋爐受熱面的結(jié)構(gòu)型式和布置方式復(fù)雜與多變[4]，傳統(tǒng)鍋爐設(shè)計(jì)技術(shù)應(yīng)用于高參數(shù)鍋爐的經(jīng)驗(yàn)仍處于積累的過(guò)程中，對(duì)鍋爐運(yùn)行的指導(dǎo)仍需提高。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)鍋爐爐膛的傳熱計(jì)算進(jìn)行了大量研究，提出了多種熱力計(jì)算方法和模型[5-7]。本文在蘇聯(lián)熱力計(jì)算標(biāo)準(zhǔn)基礎(chǔ)上，充分考慮爐膛形狀對(duì)大容量爐膛輻射換熱的影響及輻射熱在傳遞過(guò)程中沿射線行程的減弱[8-9]，探究爐膛上部受熱面屏底溫度及煙氣流速等因素變化對(duì)660MW超臨界鍋爐各受熱面吸熱量的影響，分析導(dǎo)致四角切圓和對(duì)沖燃燒鍋爐燃燒偏差的主要原因，并提出相應(yīng)的解決措施。

1 研究對(duì)象

A廠鍋爐為上海鍋爐廠有限公司生產(chǎn)的660MW超臨界參數(shù)變壓運(yùn)行螺旋管圈直流爐，型號(hào)SG-2090/25.4-M975，單爐膛，一次中間再熱、Π型布置、采用四角切向燃燒方式，受熱面布置如圖1（a）所示。B廠鍋爐為東方鍋爐股份有限公司制造的660MW超臨界對(duì)沖燃燒直流鍋爐，型號(hào)DG2086/25.4－Ⅱ9型，一次中間再熱、變壓運(yùn)行，Π型布置、全鋼構(gòu)架懸吊結(jié)構(gòu)，受熱面布置如圖1（b）所示。

圖1 (a)四角切圓燃燒鍋爐結(jié)構(gòu)圖

圖1 (b)對(duì)沖燃燒鍋爐結(jié)構(gòu)圖

兩臺(tái)鍋爐設(shè)計(jì)煤種均為煙煤，其中A廠干燥無(wú)灰基揮發(fā)分36.60%，低位發(fā)熱量20 440kJ/kg，B廠干燥無(wú)灰基揮發(fā)分20.26%，低位發(fā)熱量20 440kJ/kg。

2 分析方法

按古爾維奇法，并由實(shí)驗(yàn)確定相關(guān)的經(jīng)驗(yàn)系數(shù)，經(jīng)轉(zhuǎn)換得爐膛出口煙溫的計(jì)算公式。但古爾維奇法在大容量鍋爐的計(jì)算上不準(zhǔn)確，卜洛赫等提出以計(jì)入爐膛輻射受熱面熱負(fù)荷的方法對(duì)爐膛形狀的影響進(jìn)行修正，修正后的計(jì)算式如下，

式中：qf—爐膛壁面熱負(fù)荷，kW/m2；

Tf”—爐膛出口溫度，K；

Tth—理論燃燒溫度，K;

M—火焰最高溫度位置的系數(shù)；

εfsyn—爐膛黑度；

Ψ—水冷壁平均熱有效系數(shù)同時(shí)對(duì)考慮輻射能在傳遞過(guò)程中沿射線行程的減弱，提出煤粉鍋爐火焰綜合黑度的概念，計(jì)算如下：

式中：εsyn—火焰綜合黑度；

ε1—火焰黑度；

R—爐膛截面積當(dāng)量半徑；

ka—，煤粉火焰輻射減弱系數(shù)；本文借助修正后的鍋爐計(jì)算公式，進(jìn)行熱力計(jì)算，探究鍋爐爐膛上部受熱面屏底溫度及流速偏差等因素對(duì)660MW超臨界機(jī)組各受熱面吸熱量的影響，并結(jié)合實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù)，分析四角切圓燃燒和對(duì)沖燃燒鍋爐燃燒偏差的原因并給出相應(yīng)指導(dǎo)。

3 計(jì)算結(jié)果與討論

3.1 煙氣流速比的影響

由燃用煤種的煤質(zhì)計(jì)算出理論煙氣量，根據(jù)各受熱面結(jié)構(gòu)得到煙氣流經(jīng)各受熱面的流速。假設(shè)煙氣流速比r為各受熱面實(shí)際流速V與BRL工況計(jì)算流速V0之比，以A廠四角切圓鍋爐為計(jì)算模型，探究不同的煙氣流速比r對(duì)各受熱面的影響。

隨著r提高，流經(jīng)各受熱面的煙氣流速增加，加強(qiáng)了對(duì)各受熱面的擾動(dòng)程度，各受熱面煙氣對(duì)流放熱系數(shù)均呈顯著增長(zhǎng)趨勢(shì)。對(duì)于各受熱面?zhèn)鳠嵯禂?shù)，隨著r提高，爐膛上部分隔屏過(guò)熱器及后屏過(guò)熱器受熱面?zhèn)鳠嵯禂?shù)基本不變；高溫過(guò)熱器傳熱系數(shù)略有增長(zhǎng)；尾部煙道的省煤器傳熱系數(shù)增長(zhǎng)顯著。

分隔屏及后屏過(guò)熱器屬于半輻射式受熱面，吸熱量一部分來(lái)自爐膛的直接輻射熱和屏間高溫?zé)煔獾妮椛錈?，另一部分?lái)自對(duì)流換熱。將輻射傳熱量折算為對(duì)流換熱方式來(lái)計(jì)算，引出一個(gè)折算的放熱系數(shù)，稱(chēng)為輻射放熱系數(shù)。煙氣流速變化，僅對(duì)對(duì)流放熱系數(shù)產(chǎn)生影響，輻射放熱系數(shù)不受影響。BRL工況，分隔屏過(guò)熱器輻射放熱系數(shù)達(dá)到286W/(m2·℃)，煙氣對(duì)流放熱系數(shù)僅為27W/(m2·℃)，對(duì)流放熱系數(shù)對(duì)整體傳熱系數(shù)影響較小。故煙氣流速比改變，對(duì)分隔屏及后屏受熱面?zhèn)鳠嵯禂?shù)影響較小，對(duì)尾部煙道的對(duì)流受熱面影響較大。

各受熱面吸熱量變化規(guī)律與各受熱面?zhèn)鳠嵯禂?shù)變化規(guī)律相同。煙氣流速比從0.6提高到1.4，分隔屏和后屏受熱面吸熱量均略微增加；對(duì)于對(duì)流受熱面，煙氣流速每提高10%，高溫過(guò)熱器吸熱量增長(zhǎng)1.90%，省煤器吸熱量增長(zhǎng)5.31%。具體結(jié)果見(jiàn)圖2、圖3所示：

圖2 煙氣流速比對(duì)各受熱面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的影響

圖3 煙氣流速比對(duì)各受熱面吸熱量的影響

3.2 屏底溫度的影響

電站鍋爐爐內(nèi)燃燒產(chǎn)物對(duì)受熱面的傳熱以輻射為主、對(duì)流為輔。燃燒產(chǎn)生的煙氣具有光學(xué)厚度，高溫?zé)煔獾妮椛淠茉诳臻g所有方向上被吸收與反射[10-11]。在BRL設(shè)計(jì)參數(shù)下，燃用設(shè)計(jì)煤種，對(duì)于固定爐型，爐內(nèi)理論燃燒溫度不變。由能量守恒定律，爐內(nèi)輻射換熱量越大，爐膛上部受熱面煙氣所攜帶的熱量越少，此煙氣溫度越低。把進(jìn)入爐膛上部受熱面前的煙氣溫度定義為屏底溫度，則屏底溫度反映爐膛輻射吸熱量與尾部受熱面對(duì)流吸熱量比例的變化。

對(duì)于660MW等級(jí)切圓燃燒Π型鍋爐和對(duì)沖燃燒型鍋爐，屏底溫度變化對(duì)水冷壁、過(guò)熱器及再熱器等受熱面的吸熱量影響規(guī)律基本一致。隨著屏底溫度的提高，水冷壁吸熱量明顯降低，而過(guò)熱器、再熱器、省煤器吸熱量均有所上升。其中BRL工況下，四角切圓燃燒型鍋爐屏底溫度每提高10℃，水冷壁吸熱量降低1.21%，過(guò)熱器吸熱量提高1.74%，再熱器吸熱量提高0.63%；對(duì)沖燃燒型鍋爐屏底溫度每提高10℃，水冷壁吸熱量降低1.28%，過(guò)熱器吸熱量提高1.20%，再熱器吸熱量提高0.87%。具體結(jié)果見(jiàn)圖4。

鍋爐輸入燃料及其他參數(shù)不變，僅改變屏底溫度。隨著屏底溫度提高，火焰中心上移，水冷壁輻射吸熱量減少，爐膛上部的過(guò)熱器吸熱量明顯增加，水平煙道對(duì)流受熱面吸熱量也相應(yīng)增加。以A廠四角切圓型鍋爐為例，計(jì)算屏底溫度變化對(duì)各級(jí)受熱面吸熱量及各級(jí)汽溫的影響。

圖4 （a）四角切圓型鍋爐屏底溫度對(duì)輻射、對(duì)流受熱面吸熱量的影響

圖4 （b）對(duì)沖型鍋爐屏底溫度對(duì)輻射、對(duì)流受熱面吸熱量的影響

隨著屏底溫度提高，水冷壁輻射吸熱量下降明顯，分離器出口蒸汽溫度亦下降明顯；而末級(jí)過(guò)熱器出口汽溫呈下降趨勢(shì)，雖然過(guò)熱器總吸熱量隨屏底溫度提高而增加，但上升幅度小于水冷壁吸熱量的降低幅度；再熱器吸熱量隨著屏底溫度上升而增加，故再熱器出口溫度也相應(yīng)增加。屏底溫度每上升10℃，分離器出口蒸汽溫度下降2.0℃，過(guò)熱器出口蒸汽溫度下降1.1℃，再熱器出口蒸汽溫度上升1.6℃，具體結(jié)果見(jiàn)圖5。

對(duì)于各級(jí)過(guò)熱器受熱面，隨著屏底溫度提高，吸熱量增長(zhǎng)幅度各不相同（圖6）。屏底溫度每提高10℃，頂棚及包覆受熱面吸熱量增加1.17%，分隔屏過(guò)熱器吸熱量增加1.99%，后屏過(guò)熱器吸熱量增加1.81%，高溫過(guò)熱器吸熱量增加1.63%。

圖5 屏底溫度對(duì)各級(jí)汽溫的影響

圖6 屏底溫度對(duì)各受熱面吸熱量的影響

3.3 四角切圓鍋爐燃燒調(diào)整分析

A廠鍋爐在630MW負(fù)荷工況下穩(wěn)定運(yùn)行，各級(jí)過(guò)熱器汽溫如表1所示。分隔屏、后屏及末級(jí)過(guò)熱器A側(cè)蒸汽溫升僅為127℃，而B(niǎo)側(cè)溫升到達(dá)158℃，兩側(cè)受熱面蒸汽吸熱量相差較大。

表1 630MW各級(jí)過(guò)熱器參數(shù)

不考慮蒸汽側(cè)流量偏差，造成過(guò)熱汽溫偏差的主要原因包括煙氣流速不均和煙氣溫度不均。對(duì)于四角切圓鍋爐，爐膛出口普遍存在“煙氣殘余旋轉(zhuǎn)”，A廠鍋爐燃燒器假想切圓方向?yàn)轫槙r(shí)針，爐膛上部水平煙道A側(cè)煙氣殘余旋轉(zhuǎn)方向與引風(fēng)機(jī)吸力方向一致，煙氣流速較快；B側(cè)的煙氣旋轉(zhuǎn)方向與引風(fēng)機(jī)吸力方向相反，煙氣流速低且紊流程度大，由此在煙道AB兩側(cè)形成較大的速度偏差。

由熱力計(jì)算理論分析可知，煙氣流速變化對(duì)分隔屏及后屏的換熱量影響微弱，即使兩側(cè)煙氣流速偏差達(dá)到50%，A、B兩側(cè)分隔屏及后屏的受熱面?zhèn)鳠嵯禂?shù)偏差亦不超過(guò)4%。而A、B兩側(cè)屏底溫度偏差對(duì)分隔屏及后屏過(guò)熱器吸熱量影響較大。實(shí)際運(yùn)行中由于切圓燃燒的固有特性及實(shí)際燃燒情況不同，造成爐內(nèi)流場(chǎng)不均，爐膛上部區(qū)域的屏底溫度存在差異。

SOFA風(fēng)噴口可調(diào)整水平擺角，通過(guò)調(diào)整1、3號(hào)角SOFA風(fēng)反切、4號(hào)角正切。降低了爐膛上部出口A側(cè)煙氣流速，同時(shí)抑制了B側(cè)的反向氣流擾動(dòng)，降低了煙氣殘余旋轉(zhuǎn)帶來(lái)的影響。結(jié)果顯示此調(diào)整方式有利于分隔屏及后屏汽溫偏差的降低，汽溫偏差減小2℃～4℃。故減小受熱面兩側(cè)煙氣流速偏差，有利于降低汽溫偏差，但效果有限。

通過(guò)調(diào)整燃燒器擺角，改變火焰中心位置，從而影響輻射、對(duì)流受熱面吸熱比例及爐膛上部受熱面不同位置吸熱量。燃燒器初始位置向下傾斜15°，將前墻的1#、4#角燃燒器擺角調(diào)整至水平位，2#、3#角擺角不變記工況1；1#、4#角燃燒器擺角至向上傾斜5°記工況2，調(diào)整后汽溫變化情況如表2所示。1#、4#角燃燒器擺角抬高至水平位后，分隔屏、后屏出口汽溫偏差明顯減小，其中分隔屏出口汽溫偏差降低6℃，后屏出口汽溫偏差降低10℃；繼續(xù)調(diào)高燃燒器擺角，偏差有增加趨勢(shì)。

由于爐內(nèi)煙氣旋轉(zhuǎn)方向?yàn)轫槙r(shí)針，調(diào)整后，火焰中心位置稍向上移動(dòng)并偏向于水平煙道A側(cè)，爐膛上部受熱面A側(cè)屏底溫度將高于B側(cè)，一定程度上扭轉(zhuǎn)分隔屏及后屏兩側(cè)吸熱量偏差。繼續(xù)提高火焰中心高度，易造成爐膛上部受熱面超溫，不利于汽溫偏差的減小。

表2 不同燃燒器擺角下汽溫、壁溫變化情況（℃）

3.4 對(duì)沖鍋爐燃燒調(diào)整分析

B廠對(duì)沖燃燒鍋爐在660MW工況下運(yùn)行，末級(jí)過(guò)熱器及末級(jí)再熱器管壁中間位置超溫嚴(yán)重，限制主汽溫度和再熱汽溫達(dá)設(shè)計(jì)值。對(duì)沖燃燒鍋爐，不存在爐膛出口的煙氣“殘余旋轉(zhuǎn)”。結(jié)合對(duì)沖爐熱力計(jì)算理論分析，爐膛出口沿寬度方向上的屏底溫度差異，會(huì)造成過(guò)熱器及再熱器受熱面在爐膛寬度方向上吸熱不均，引起局部受熱面超溫。

鍋爐二次風(fēng)從大風(fēng)箱兩側(cè)進(jìn)入，在風(fēng)箱和爐膛壓力差的作用下將風(fēng)量分配給同層各個(gè)旋流燃燒器，在各燃燒器噴口煤粉濃度基本一致情況下，受風(fēng)箱結(jié)構(gòu)的影響，二次風(fēng)沿爐膛寬度方向存在著一定的壓力梯度，造成爐膛中部區(qū)域進(jìn)風(fēng)量大，富氧燃燒；兩側(cè)墻區(qū)域進(jìn)風(fēng)量小，欠氧燃燒。試驗(yàn)中，將每層外側(cè)燃燒器的外二次風(fēng)拉桿刻度開(kāi)大，減弱旋流強(qiáng)度，增大風(fēng)量；將內(nèi)側(cè)燃燒器的外二次風(fēng)拉桿關(guān)小，增強(qiáng)旋流強(qiáng)度，減小風(fēng)量（表3）。

表3 外二次風(fēng)拉桿位置匯總（調(diào)整前/調(diào)整后）

省煤器出口截面煙氣CO數(shù)值分布反映燃燒偏差情況（表4），調(diào)整前，旋流燃燒器采用均等配風(fēng)，外側(cè)燃燒器區(qū)域缺氧明顯，A1、B4測(cè)孔位置平均CO濃度分別達(dá)到4031μL/L和4799μL/L，而風(fēng)箱中間位置CO濃度不足500μL/L，造成兩側(cè)燃燒不完全而中間位置燃燒劇烈，形成燃燒偏差。將燃燒器拉桿位置按表3調(diào)整后，靠近風(fēng)箱外側(cè)位置的CO濃度明顯降低，A1、B4測(cè)孔位置平均CO濃度分別降到651μL/L和280μL/L，風(fēng)箱中間位置平均CO濃度不足30μL/L，燃燒趨于均勻。燃燒器外二次風(fēng)拉桿位置調(diào)整后，對(duì)沖燃燒鍋爐風(fēng)箱中間位置進(jìn)風(fēng)量大，兩側(cè)進(jìn)風(fēng)量小的狀況得到明顯改善，沿爐膛寬度方向上的進(jìn)風(fēng)量趨于一致，爐內(nèi)二次風(fēng)與煤粉的比例平衡，燃燒狀況得到極大改善，降低了爐寬方向上的屏底溫度偏差。末級(jí)過(guò)熱器及末級(jí)再熱器沿爐膛寬度方向靠近中間位置的壁溫下降10℃～15℃，主汽溫由560℃提高到568℃，再熱汽溫由559℃提高到566℃。

表4 省煤器出口截面煙氣CO排放濃度分布（調(diào)整前/調(diào)整后）

4 結(jié)論

結(jié)合兩臺(tái)鍋爐解決燃燒偏差問(wèn)題的分析方法和現(xiàn)場(chǎng)調(diào)整過(guò)程，分析不同燃燒布置型式鍋爐的爐膛上部受熱面屏底溫度和煙氣流速差異對(duì)各受熱面吸熱量的影響，得到結(jié)論如下：

（1）不同燃燒布置型式爐型，產(chǎn)生燃燒偏差的主因不同，燃燒調(diào)整時(shí)需針對(duì)特定爐型展開(kāi)具體分析。

（2）煙氣流速變化，僅對(duì)鍋爐內(nèi)對(duì)流放熱系數(shù)產(chǎn)生影響，輻射放熱系數(shù)不受影響。煙氣流速比改變，對(duì)輻射式、半輻射式受熱面?zhèn)鳠嵯禂?shù)影響較小，對(duì)尾部煙道的對(duì)流受熱面影響較大。

（3）火焰中心上移，提高屏底溫度，水冷壁輻射吸熱量減少，爐膛上部的過(guò)熱器吸熱量明顯增加，水平煙道的對(duì)流受熱面吸熱量也相應(yīng)增加。

（4）A廠四角切圓鍋爐分隔屏和后屏受熱面兩側(cè)吸熱量偏差大。調(diào)整燃燒器擺角將火焰中心向A側(cè)偏移后，降低了兩側(cè)屏底溫度偏差，受熱面兩側(cè)汽溫偏差顯著降低；調(diào)整SOFA風(fēng)噴口水平擺角降低爐膛上部出口流速偏差，受熱面兩側(cè)汽溫偏差稍有降低。

（5）B廠對(duì)沖燃燒鍋爐，調(diào)整燃燒器拉桿使沿爐膛寬度方向上的進(jìn)風(fēng)量趨于一致，降低了爐寬方向上的屏底溫度偏差。末級(jí)過(guò)熱器和再熱器沿爐寬方向中間位置的壁溫下降10℃～15℃，主蒸汽溫度和再熱汽溫度欠溫現(xiàn)象得到緩解。

奉賢區(qū)機(jī)管局強(qiáng)化公共機(jī)構(gòu)資源能源節(jié)約管理

近期，奉賢區(qū)機(jī)管局采取有效措施狠抓資源能源節(jié)約化管理：（1）推進(jìn)公共機(jī)構(gòu)綠色建筑發(fā)展、清潔能源利用。區(qū)會(huì)議中心360kW光伏發(fā)電站于9月與國(guó)家電網(wǎng)并網(wǎng)成功，項(xiàng)目采用合同能源管理模式，年均上網(wǎng)發(fā)電量40.1萬(wàn)kWh，每年可為電網(wǎng)節(jié)約標(biāo)煤約170t，減少排放CO2約332.4t。（2）推進(jìn)先進(jìn)節(jié)能技術(shù)應(yīng)用。房地大廈中央空調(diào)機(jī)組采用合同能源管理進(jìn)行節(jié)能改造，使用高效的磁懸浮離心式冷水機(jī)組，每年可節(jié)電102 994kWh,節(jié)約資金11.74萬(wàn)元。（3）建設(shè)垃圾分類(lèi)生化處理點(diǎn)，提升公共機(jī)構(gòu)環(huán)保力度。在區(qū)會(huì)議中心安裝餐廚垃圾生化處理裝置，日均處理餐廚垃圾達(dá)200t，通過(guò)加入生物菌使餐廚垃圾綠色分解，生成代謝水雨水管排出，降解率高、處理過(guò)程無(wú)污染。