王志永，許賀，朱慧敏，葛俊沛，許靜

(1.河南能信熱電有限公司， 河南 許昌 461000； 2.中國大唐集團科學技術研究院有限公司華中電力試驗研究院，鄭州 450000； 3.國家電投集團鄭州燃氣發(fā)電有限公司，鄭州 450001)

0 引言

超臨界機組的運行經(jīng)濟性具有明顯的優(yōu)勢，目前已在國內(nèi)外火力發(fā)電行業(yè)得到廣泛應用。隨著國內(nèi)660 MW 超臨界火力發(fā)電機組的陸續(xù)投產(chǎn)，超臨界機組成為目前國內(nèi)火力發(fā)電的主力機組。為了使機組各運行指標保持目標值，發(fā)揮高參數(shù)機組運行的最大潛力，對機組運行指標進行實時監(jiān)測，是火力發(fā)電企業(yè)節(jié)能降耗的關鍵工作，針對機組各項運行指標進行耗差分析是必不可少的工作[1-3]。

耗差分析通常根據(jù)不同的參數(shù)采取不同的方法，對于鍋爐側來說，排煙溫度、排煙氧量、飛灰含碳量、爐渣含碳量、廠用電率等主要運行參數(shù)是耗差分析中的主要考核指標，又稱為可控耗差[4-8]。本文對某超臨界壓力直流機組鍋爐側耗差進行分析，分析結果可為660 MW超臨界機組的爐側運行調(diào)整、指標考核及性能監(jiān)測提供參考。

1 設備概況

某電廠#1鍋爐為超臨界壓力直流爐，一次中間再熱、平衡通風、“W”火焰燃燒方式、固態(tài)排渣、單爐膛露天島式布置、全鋼架結構、Π形布置。鍋爐設計煤種條件下主要技術參數(shù)見表1(其中：BMCR工況為鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量工況；BRL工況為額定工況；THA工況為機組熱耗率驗收工況)，煤質參數(shù)見表2。

表1 鍋爐主要技術參數(shù)Tab.1 Main parameters of the boiler

表2 煤質參數(shù)Tab.2 Coal indicators

2 研究路線

火力發(fā)電廠鍋爐側的耗差分析計算通常需要考慮2個方面的影響，即直接變量與間接變量。

2.1 直接變量的耗差計算

影響耗差的直接變量集中表現(xiàn)在鍋爐效率、廠用電率及機組熱耗率，這3個變量在公式表現(xiàn)形式上彼此獨立，式(1)，(2)分別為鍋爐效率和廠用電率每變化1百分點引起的供電煤耗變化，式(3)為汽輪機熱耗率每變化1 kJ/(kW·h)引起的供電煤耗變化。

(1)

(2)

(3)

式中：q為機組熱耗率，kJ/(kW·h)；η0為管道效率，%；η為鍋爐效率，%；ζ為廠用電率，%；(bg)η為鍋爐效率變化對機組供電煤耗的影響，g/(kW·h)；(bg)ζ為廠用電率變化對機組供電煤耗的影響，g/(kW·h)；(bg)q為機組熱耗率變化對機組供電煤耗的影響，g/(kW·h)。

2.2 間接變量的耗差計算

影響耗差的間接變量集中表現(xiàn)在排煙氧量、排煙溫度、飛灰及爐渣中碳的質量分數(shù)，這些影響因素相互制約，通過改變鍋爐效率，對供電煤耗產(chǎn)生影響[9-10]，間接變量的耗差分析可根據(jù)式(4)—(6)進行計算。

(4)

(bg)t=Δηt×(Δbg)η，

(5)

(bg)φ(O2)=Δηφ(O2)×(Δbg)η，

(6)

3 考核試驗

為充分了解并摸清機組運行狀況，在考核試驗期間，按ASME PTC4.1—1998《鍋爐機組性能試驗規(guī)程》、ASME PTC4.3—2017《空氣預熱器試驗規(guī)程》、GB 13223—2011《火電廠大氣污染物排放標準》、DL/T 1616—2016 《火力發(fā)電機組性能試驗導則》等行業(yè)及國家標準，分100%負荷、75%負荷及50%負荷3個典型工況對機組進行考核試驗及耗差分析計算。鍋爐性能試驗結果見表3。

由表3可知：3個典型工況下，鍋爐實測熱效率分別為92.19%，92.24%及92.75%；各工況下，低位發(fā)熱量基準鍋爐毛效率損失主要集中在干煙氣熱損失及灰渣未完全燃燒熱損失，且隨機組負荷的降低，干煙氣熱損失波動范圍為4.18%～5.25%，灰渣未完全燃燒熱損失波動范圍為1.21%～2.86%。由此可見，隨著負荷的降低，鍋爐運行氧量增加，飛灰爐渣未燃盡引起的熱損失減少幅度明顯高于氧量提高導致排煙熱損失增加的幅度，因此，隨著機組負荷的降低，鍋爐效率提高。鍋爐效率隨機組負荷變化擬合曲線如圖1所示。

表3 鍋爐性能試驗結果Tab.3 Performance test results of the boiler

取汽輪機側各試驗工況下的熱耗率考核值及廠用電率對該廠供電煤耗進行匯總計算，見表4。

由表4可知，3個典型工況下，機組供電煤耗分別為315.03，323.64，341.23 g/(kW·h)。對比表3可以看出，全廠經(jīng)濟性同鍋爐側效率趨勢相反，鍋爐效率變化對全廠經(jīng)濟性的影響力有限，因此，為考核煤耗的變化需同時考核汽輪機熱耗率及廠用電率的變化。由圖2所示的汽輪機熱耗率隨機組負荷變化擬合曲線可以看出，考核試驗期間，隨著機組負荷的增加，汽輪機熱耗率逐漸降低，且降低幅度收窄。由圖3所示的機組供電煤耗隨機組負荷變化擬合曲線可以看出，考核試驗期間，機組供電煤耗的變化趨勢同汽輪機熱耗率及廠用電率變化趨勢相同，隨著機組負荷的增加，供電煤耗逐漸降低，波動范圍為315.03～341.23 g/(kW·h)。

表5 鍋爐側耗差分析結果Tab.5 Boiler-side consumption differences analysis results

圖1 鍋爐效率隨機組負荷變化擬合曲線Fig.1 Fitting curve of the boiler efficiency changing with loads of the unit

表4 機組供電煤耗計算結果Tab.4 Calculation results of the fuel consumption for power-supply of the unit

圖2 汽輪機熱耗率隨機組負荷變化擬合曲線Fig.2 Fitting curve of the steam turbine heat consumption changing with loads of the unit

圖3 供電煤耗隨機組負荷變化擬合曲線Fig.3 Fitting curve of the fuel consumption for power-supply changing with loads of the unit

4 耗差分析

根據(jù)考核試驗結果，對影響鍋爐側耗差的各項指標進行分解計算，計算結果見表5。

由表5可知，廠用電率對供電煤耗的影響最大，廠用電率每升高1百分點，供電煤耗均值提高約3.5 g/(kW·h)，表明實際生產(chǎn)過程中機、爐側各輔機設備的電能消耗對全廠經(jīng)濟性影響顯著。排煙氧量每升高1百分點，會增加鍋爐側排煙熱損失，使得不同負荷下鍋爐效率降低0.26～0.45百分點，低負荷時尤為明顯，間接對機組供電煤耗影響均值為1.23 g/(kW·h)。在空氣預熱器入口送風溫度不變的情況下，排煙溫度每升高1 ℃，鍋爐效率降低0.05～0.06百分點，供電煤耗均值降低0.20 g/(kW·h)。

飛灰中碳的質量分數(shù)在固體未完全燃燒損失中占比較大，對鍋爐效率的影響較大。由表5可知，飛灰中碳的質量分數(shù)每升高1百分點，不同負荷下鍋爐效率降低0.48～0.67百分點，高負荷時尤為明顯，對供電煤耗的影響均值為1.95 g/(kW·h)。就該機組而言，飛灰中碳的質量分數(shù)的單位變化對供電煤耗的影響僅次于廠用電率單位變化的影響。爐渣中碳的質量分數(shù)量每升高1百分點，鍋爐效率降低0.08～0.12百分點，對供電煤耗的影響均值為0.34 g/(kW·h)。

火力發(fā)電廠爐側各耗差分析指標在節(jié)能控制中至關重要，各項指標相互制約相互耦合，不可單純追求某一項指標優(yōu)秀，而忽略與其相關指標的變化，需要根據(jù)現(xiàn)場實際情況，綜合分析求取最優(yōu)指標。如飛灰中碳的質量分數(shù)對機組供電煤耗影響較大，現(xiàn)場治理時往往采取降低煤粉細度R90的措施，而忽略制粉系統(tǒng)廠用電率的增加，對機組供電煤耗降低產(chǎn)生不利影響。因此，火力發(fā)電廠治理煤耗時，應在掌握基本分析方法的基礎之上，綜合多因素具體分析，方可為節(jié)能降耗提供指導建議。

5 結論

通過耗差分析計算，可以直觀并極具目的性地分析各項能耗指標的分布范圍及分布區(qū)間，該方法能夠將供電煤耗這個單一指標加以層層分離，從而找出影響煤耗的主要原因和主要節(jié)能潛力。大型電站特別是超臨界和超超臨界機組采用性能監(jiān)測系統(tǒng)對發(fā)電過程中的能耗進行實時監(jiān)測與控制，充分發(fā)揮機組大容量、高參數(shù)、高經(jīng)濟性的優(yōu)勢, 使機組運行保持最佳狀態(tài), 是節(jié)能降耗的有效措施。本文以某超臨界壓力直流鍋爐為例，在100%，75%及50%負荷率工況下，對鍋爐側實際運行數(shù)據(jù)進行了詳細的熱經(jīng)濟性計算，找出影響煤耗的因素，為電廠經(jīng)濟運行和節(jié)能降耗提供了科學依據(jù)。