邵興恩，李前宇，祝艷平

（1.岱海發(fā)電有限責(zé)任公司，內(nèi)蒙古 涼城 013750；2.北京京能電力股份有限公司，北京 100124）

0 引言

某660 MW 發(fā)電機(jī)組，鍋爐為亞臨界、控制循環(huán)、一次中間再熱汽包爐、直流燃燒器四角布置、切向燃燒、正壓直吹式制粉系統(tǒng)，屏式過(guò)熱器（以下簡(jiǎn)稱“屏過(guò)”）布置在爐膛出口處，末級(jí)過(guò)熱器（以下簡(jiǎn)稱“末過(guò)”）布置在爐膛折焰角上方，末級(jí)再熱器（以下簡(jiǎn)稱“末再”）位于水平煙道入口處。鍋爐設(shè)計(jì)煤種為準(zhǔn)格爾煙煤。2011 年1 月投入商業(yè)運(yùn)營(yíng)，2013年進(jìn)行低氮燃燒器改造，2018 年進(jìn)行節(jié)能減排綜合升級(jí)改造，機(jī)組容量由600 MW 增至660 MW，鍋爐的供汽參數(shù)由16.67 MPa/541 ℃/539 ℃提升至16.97 MPa/571 ℃/569 ℃。2013 年低氮燃燒器改造、2018 節(jié)能減排綜合升級(jí)改造后，雖然660 MW 發(fā)電機(jī)組的其他性能有所提高，節(jié)能減排效果明顯，但也帶來(lái)一些問(wèn)題，尤其是存在鍋爐低過(guò)和后屏長(zhǎng)期高幅值超溫問(wèn)題，影響了發(fā)電機(jī)組的合理運(yùn)行，進(jìn)行治理勢(shì)在必行。

1 問(wèn)題的提出

鍋爐低氮燃燒器改造后低溫過(guò)熱器（以下簡(jiǎn)稱“低過(guò)”）和后屏過(guò)熱器（以下簡(jiǎn)稱“后屏”）出現(xiàn)長(zhǎng)期高幅值超溫現(xiàn)象。低過(guò)超溫往往發(fā)生在中低負(fù)荷，特別是煤質(zhì)較差時(shí)，后屏超溫往往發(fā)生在升負(fù)荷階段，特別是煤質(zhì)熱值較高時(shí)。以2019 年7 月為例［自動(dòng)發(fā)電控制自動(dòng)校準(zhǔn)AGC AUTO-R（auto generation control auto regulated）模式］，管壁超溫時(shí)間及幅度統(tǒng)計(jì)如表1 所示。

表1 各受熱面管壁超溫時(shí)間及幅度統(tǒng)計(jì)表

低氮燃燒器改造時(shí)在現(xiàn)有燃燒器上部7.0 m位置以上加裝7 層燃燼風(fēng)，使燃燒器區(qū)域風(fēng)量大幅降低，燃燒強(qiáng)度相應(yīng)減弱，整個(gè)火焰被拉長(zhǎng)至標(biāo)高43 m 處燃燼風(fēng)區(qū)域，造成水冷壁輻射吸熱量減少，屏式輻射受熱面及尾部對(duì)流受熱面吸熱量增加。利用軟件工具建立基于熱力學(xué)第一定律的穩(wěn)態(tài)受熱面能量流模型，應(yīng)用模型對(duì)330 MW 時(shí)各受熱面吸熱量進(jìn)行計(jì)算分析，繪制的各受熱面能流比例分布如圖1 所示。

圖1 330 MW 時(shí)受熱面能流比例分布圖

由圖1 可看出，330 MW 工況時(shí)水冷壁吸熱量偏離設(shè)計(jì)值較大，降幅達(dá)一半以上，導(dǎo)致沿?zé)煔饬鞒毯罄m(xù)受熱面吸熱比例均有不同程度的增加，特別是屏過(guò)吸熱量增加60%以上，導(dǎo)致減溫水量大幅增加。

2 故障問(wèn)題分析及措施

2.1 低過(guò)超溫分析

2.1.1 低過(guò)超溫概述

低過(guò)布置于后煙井內(nèi)，共分3 組水平蛇形管，每組為127 排。每排蛇形管由6 根并聯(lián)管圈套彎，管子下部及中部管組材質(zhì)全部為SA-210C，上部管組材質(zhì)為15CrMoG、SA-210C，垂直段材質(zhì)為15CrMoG。低溫過(guò)熱器壁溫測(cè)點(diǎn)布置在垂直出口段每排第6 號(hào)管子出口，橫向第32、64、96 排的第1～6 號(hào)管，報(bào)警溫度466 ℃。圖2、圖3 為某時(shí)刻低過(guò)壁溫分布圖。

圖2 300 MW 時(shí)低過(guò)壁溫沿爐膛寬度分布圖

圖3 600 MW 時(shí)低過(guò)壁溫沿爐膛寬度分布圖

由圖2、圖3 可看出，各負(fù)荷段低過(guò)管壁溫度測(cè)點(diǎn)69～73 均為易超溫點(diǎn)，對(duì)應(yīng)第64 排的第1～5 號(hào)管，位于尾部煙道中間部位。煙道中間部位管屏自清潔能力強(qiáng)，受熱面不易積灰，爐膛中部煙氣流速較爐壁附近高，因爐膛四周布滿水冷壁，靠近爐膛中部的煙氣溫度遠(yuǎn)比爐壁的煙氣溫度高，布置在爐壁的輻射式過(guò)熱器或再熱器沿寬度的吸熱不均勻度可達(dá)30%～40%[1]。進(jìn)入煙道后的煙氣溫度場(chǎng)和速度場(chǎng)仍保持中部煙溫高和煙氣流速大的分布狀況。

第64 排管壁明顯比相鄰屏管壁溫高，突升現(xiàn)象說(shuō)明除了存在煙氣側(cè)熱偏差外，蒸汽側(cè)也存在較大流量偏差，同時(shí)考慮煙氣走廊的影響。

機(jī)組負(fù)荷的高低引起蒸汽流量變化較大，低負(fù)荷時(shí)流量偏低，熱偏差更加明顯，鍋爐燃燒的輕微變化即可導(dǎo)致受熱面局部管壁明顯超溫。

2.1.2 低過(guò)超溫治理

第64 排管束同屏各管圈間壁溫偏差不大，不宜采用將部分管圈短路的方案。因超溫管排較少，其余管排壁溫裕量較大，可考慮將易超溫的第64排管束更換為高一級(jí)別材料，也可進(jìn)行外壁隔熱涂層防護(hù)或調(diào)整節(jié)流圈。該單一管排增加隔熱涂層后對(duì)整體受熱面影響不大，但調(diào)整節(jié)流圈需要經(jīng)過(guò)嚴(yán)密的計(jì)算論證。考慮到鍋爐用高級(jí)別金屬材料價(jià)格已顯著降低，故采取將低過(guò)第64 排管材材質(zhì)由15CrMoG、SA-210C 全部更換為12Cr1MoV，并將焊口進(jìn)行特殊處理，使該管屏報(bào)警溫度提升至496 ℃。

低過(guò)為對(duì)流受熱面，煙氣量大時(shí)吸熱加強(qiáng)，燃用低熱值煤時(shí)，風(fēng)量進(jìn)一步偏大。低負(fù)荷時(shí)減小總風(fēng)量可減少低過(guò)受熱面的吸熱，但低負(fù)荷時(shí)風(fēng)量過(guò)低，二次風(fēng)門關(guān)至下限仍無(wú)法維持爐膛差壓，通過(guò)優(yōu)化二次風(fēng)門控制曲線，實(shí)現(xiàn)了低負(fù)荷降低爐膛總風(fēng)量的目的。

2.2 后屏超溫分析

2.2.1 后屏超溫概述

后屏布置在爐膛上部，屬于以吸收輻射熱為主的半輻射受熱面。沿爐寬方向設(shè)置28 排后屏受熱面，每排由20 根管子并聯(lián)套彎組成，受熱面管材為12Cr1MoVG、SA213-T91 和SA213-TP347HFG SB。壁溫測(cè)點(diǎn)布置在每排第2 和第20 號(hào)管子出口，橫向第7、15、22 排的第1～20 號(hào)管，報(bào)警值為596 ℃。圖4、圖5 為某時(shí)刻后屏壁溫分布圖。

圖4 300 MW 時(shí)后屏壁溫沿爐膛寬度分布圖

圖5 600 MW 時(shí)后屏壁溫沿爐膛寬度分布圖

隨鍋爐負(fù)荷增加，輻射過(guò)熱器中工質(zhì)的流量和鍋爐的燃料量按比例增大，但爐內(nèi)火焰溫度的升高不太多，爐內(nèi)輻射熱量并不按比例增加[2]，輻射熱的份額相對(duì)下降，輻射式過(guò)熱器中蒸汽的焓增減少，出口溫度下降，管壁溫度也隨之降低。整體看低負(fù)荷時(shí)壁溫比高負(fù)荷時(shí)高。低負(fù)荷時(shí)左、右側(cè)壁溫基本平衡，高負(fù)荷時(shí)右側(cè)壁溫普遍比左側(cè)高，這是由煙氣殘余旋轉(zhuǎn)引起的[3]。受熱面聯(lián)箱間的汽流都是采用三通引入、引出，在三通附近的集箱中，由于存在渦流，對(duì)集箱中的靜壓分布和支管入口阻力系數(shù)產(chǎn)生影響，使此處管屏的流量減少，屏間熱偏差增大[4]。壁溫分布存在3 個(gè)低谷區(qū)和4 個(gè)高峰區(qū)，4 個(gè)高峰位于三通附近的渦流區(qū)，3 個(gè)低谷是因?yàn)檫M(jìn)、出口聯(lián)箱采用垂直三通結(jié)構(gòu)，正對(duì)三通的管子，蒸汽流量明顯增加，導(dǎo)致壁溫突降。三通效應(yīng)加大了管屏間的水動(dòng)力偏差，加劇了沿爐膛寬度方向壁溫分布的不均勻性。

通過(guò)歷史曲線發(fā)現(xiàn)后屏管壁超溫主要發(fā)生在升負(fù)荷階段，特別是當(dāng)負(fù)荷大幅上漲同時(shí)夾雜磨煤機(jī)啟動(dòng)等因素時(shí)。下面為某次升負(fù)荷時(shí)汽壁溫等參數(shù)變化過(guò)程。

12：50，AGC 指令由300 MW 開(kāi)始上漲，風(fēng)量、煤量同步上升，爐膛氧量由6%緩慢下降，各二次風(fēng)門均為自動(dòng)狀態(tài)。

13：03，F(xiàn) 制粉系統(tǒng)通風(fēng)暖磨，右側(cè)后屏出口汽溫由522 ℃開(kāi)始上升。

13：05，負(fù)荷460 MW，氧量4.2%，啟動(dòng)F 磨煤機(jī)，右側(cè)過(guò)熱器一級(jí)減溫水調(diào)門手動(dòng)全開(kāi)。

13：08，F(xiàn) 磨煤機(jī)啟動(dòng)后，爐膛氧量快速下降至1.9%，爐膛缺氧燃燒，右側(cè)后屏出口汽溫上升至585 ℃，后屏壁溫上升至634 ℃，超溫幅度達(dá)38 ℃。

由于鍋爐高溫受熱面管材工作溫度設(shè)計(jì)幾乎接近材料的許用極限溫度，長(zhǎng)期超溫將加速管道內(nèi)壁氧化皮的生成和脫落，引起傳熱惡化或管道阻塞而爆管[5]。根據(jù)拉爾森-米列爾近似方程估算，超溫幅度越大，金屬壽命呈指數(shù)降低的越快[6]。蒸汽溫度超限對(duì)于管壁的危害遠(yuǎn)大于煙氣側(cè)的影響[7-8]。

2.2.2 后屏過(guò)熱器超溫治理

熱工邏輯中鍋爐總風(fēng)量跟蹤總煤量，受風(fēng)機(jī)動(dòng)葉、燃燒器二次風(fēng)門調(diào)節(jié)的遲滯影響，以及升降負(fù)荷時(shí)二次風(fēng)箱與爐膛差壓的變化引起的存儲(chǔ)作用，導(dǎo)致風(fēng)量“跟蹤”存在一定的滯后性。因鍋爐未設(shè)置煤質(zhì)熱值自動(dòng)校正邏輯，燃燒低熱值煤時(shí)氧量偏大，燃燒高熱值煤時(shí)氧量偏小，最終通過(guò)爐膛出口氧量自動(dòng)修正爐膛總風(fēng)量，但快速變負(fù)荷時(shí)氧量的反應(yīng)有較長(zhǎng)時(shí)間的滯后性，導(dǎo)致煤質(zhì)較好工況時(shí)升負(fù)荷階段發(fā)生爐膛嚴(yán)重缺氧，煤質(zhì)較差工況時(shí)降負(fù)荷階段爐膛差壓無(wú)法滿足。

磨煤機(jī)啟動(dòng)通風(fēng)階段，大量煤粉送入爐膛，而這部分煤粉未計(jì)入總煤量，導(dǎo)致總風(fēng)量未進(jìn)行相應(yīng)調(diào)整；一次風(fēng)壓跟蹤單臺(tái)磨最大煤量，快速升負(fù)荷時(shí)，受一次風(fēng)壓、一次風(fēng)量上升的影響，給煤機(jī)給煤量與磨煤機(jī)出煤量不匹配；新啟動(dòng)磨煤機(jī)運(yùn)行初期由于一次風(fēng)壓大，一次風(fēng)量大，磨煤機(jī)出煤量大于給煤機(jī)給煤量。諸多因素導(dǎo)致升負(fù)荷伴隨啟磨階段氧量快速降低，燃料不能在燃燼區(qū)完全燃燒，甚至在受熱面處發(fā)生再燃燒，使?fàn)t膛火焰中心上移。

鑒于當(dāng)前電力緊張和嚴(yán)峻的電煤供求關(guān)系，AGC AUTO-R 方式負(fù)荷變動(dòng)頻繁，通過(guò)人為超前調(diào)整風(fēng)量和減溫水量不現(xiàn)實(shí)，需要對(duì)負(fù)荷變動(dòng)階段的風(fēng)量、煤量調(diào)節(jié)進(jìn)行自動(dòng)邏輯優(yōu)化。邏輯優(yōu)化主要為以下3 方面，一是風(fēng)量超前調(diào)節(jié)；二是投入熱值校正回路自動(dòng)；三是磨煤機(jī)啟動(dòng)前后對(duì)燃料主控進(jìn)行修正。

鍋爐總煤量隨負(fù)荷指令變化，而負(fù)荷指令由AGC 指令經(jīng)一定速率計(jì)算得到，因此AGC 指令變化要超前煤量一定時(shí)間，可以利用這一時(shí)間段使風(fēng)量超前煤量動(dòng)作。運(yùn)用這一思路將AGC 指令與負(fù)荷指令的差值經(jīng)一定運(yùn)算后疊加到總風(fēng)量指令上，并作一定的邏輯限制。

同時(shí)，修改總風(fēng)量曲線，將高負(fù)荷段總風(fēng)煤比由7.3 增加到8.0，加大煤量增加時(shí)對(duì)應(yīng)的風(fēng)量增量，后期通過(guò)氧量自動(dòng)回路將負(fù)荷穩(wěn)定階段的總風(fēng)量拉回至正常值。

熱值校正系數(shù)[9]用于適應(yīng)各種復(fù)雜工況下煤質(zhì)變化的需要，取前1 h 蒸汽焓增均值自動(dòng)地校正燃煤發(fā)熱量，與邏輯設(shè)計(jì)煤質(zhì)發(fā)熱量做對(duì)比，輸出值作用于燃料主控去控制煤量和風(fēng)量。在單位燃煤發(fā)熱量變化的情況下，改變?nèi)剂现骺刈兓俾始胺?，增加調(diào)節(jié)的準(zhǔn)確性，使控制策略適應(yīng)快速、大幅度變負(fù)荷的需要，使協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)同一調(diào)節(jié)參數(shù)對(duì)不同煤質(zhì)的適應(yīng)性增強(qiáng)，最終減小燃料熱值變化所引起的主汽壓力、主汽溫度波動(dòng)。

利用模型預(yù)測(cè)控制MPC（model predictive contol）技術(shù)對(duì)磨煤機(jī)啟動(dòng)階段總?cè)剂狭窟M(jìn)行負(fù)偏置優(yōu)化，得出不同磨煤機(jī)啟動(dòng)階段對(duì)應(yīng)優(yōu)化曲線，對(duì)磨煤機(jī)通風(fēng)及啟動(dòng)初期總煤量進(jìn)行短時(shí)間一定量干預(yù)。由曲線可以看出，工況改變初期偏置影響較大，后期隨著主汽壓力回路對(duì)燃料量的修正作用，偏置量加速歸零。

3 效果分析

在不經(jīng)過(guò)較大技術(shù)改造的情況下，利用機(jī)組臨修機(jī)會(huì)對(duì)低過(guò)受熱面上部管組第64 排6 根管圈全部進(jìn)行更換；投入燃料熱值校正回路自動(dòng)；對(duì)爐膛總風(fēng)量邏輯進(jìn)行優(yōu)化；對(duì)分離燃燼風(fēng)SOFA（separation over fire air）風(fēng)門邏輯進(jìn)行優(yōu)化，增加氧量低于2%時(shí)SOFA 的1、2、3 風(fēng)門脈沖關(guān)小15%，氧量大于2.5%時(shí)脈沖釋放邏輯；利用MPC 技術(shù)對(duì)磨煤機(jī)啟動(dòng)階段燃料主控進(jìn)行優(yōu)化；吹灰方式優(yōu)化等一系列措施使受熱面壁溫超限情況得到明顯改善。優(yōu)化后1 個(gè)月周期內(nèi)（AGC AUTO-R 模式），管壁超溫時(shí)間及幅度得到明顯改善。

4 結(jié)束語(yǔ)

通過(guò)采取有針對(duì)性地?fù)Q管，不僅提高了低溫過(guò)熱器的整體安全性，而且避免了盲目換管或選用高一級(jí)材質(zhì)帶來(lái)的成本大幅增加。通過(guò)邏輯優(yōu)化，使升負(fù)荷及磨煤機(jī)啟動(dòng)階段因缺氧燃燒造成的火焰中心瞬時(shí)升高現(xiàn)象明顯減弱，使后屏壁溫得到有效控制的同時(shí)，對(duì)低過(guò)、屏式再熱器壁溫的治理也起到了積極作用；同時(shí)，間接提高了負(fù)荷響應(yīng)速率。目前，受煤質(zhì)多變影響，受熱面管壁超溫問(wèn)題并沒(méi)有得到徹底解決，后屏及屏式再熱器超溫現(xiàn)象仍時(shí)有發(fā)生。下一步將進(jìn)行磨煤機(jī)動(dòng)態(tài)分離器改造及變負(fù)荷階段煤粉細(xì)度的優(yōu)化控制，以實(shí)現(xiàn)鍋爐“四管”的本質(zhì)安全。