陳曉龍，宋大勇，葛 銘，呂善知

(1.國家能源集團科學(xué)技術(shù)研究院有限公司，南京 210046；2.清華大學(xué) 能源與動力工程系，北京 100084；3.沈陽工業(yè)大學(xué)，沈陽 110870)

0 引 言

燃燒器四角布置時，四股氣流在爐膛中心形成一個直徑為600～1 500 mm的假想圓，這種切圓燃燒方式能使相鄰的燃燒器噴出的氣流互相引燃，有助于爐內(nèi)燃燒[1]。但隨著燃煤機組鍋爐容量、參數(shù)的逐漸提高，四角切圓燃燒鍋爐的爐膛出口熱偏差問題日益突出，爐膛出口熱偏差的存在容易導(dǎo)致超溫爆管和蒸汽溫度波動等問題，影響鍋爐的安全經(jīng)濟運行[2-3]。研究表明，四角切圓燃燒鍋爐爐膛出口氣流的殘余旋轉(zhuǎn),是形成水平煙道兩側(cè)煙氣溫度偏差的主要原因[4-6]。運行人員通常采用改變配風方式調(diào)整鍋爐燃燒，優(yōu)化鍋爐運行參數(shù)。配風方式主要分為均等配風和非均等配風兩大類，非均等配風包括正塔式配風、倒塔式配風、束腰式配風、鼓腰式配風以及自定式配風等，通過試驗和實踐找出最適合鍋爐的配風方式[7-9]。

1 鍋爐設(shè)備概況

某發(fā)電廠2臺350 MW火力發(fā)電廠鍋爐為1 110 t/h一次中間再熱、超臨界壓力變壓運行褐煤鍋爐，型號為HG-1110/25.4-HM2，是采用不帶再循環(huán)泵的大氣式擴容式啟動系統(tǒng)的直流爐，單爐膛、平衡通風、緊身封閉、固態(tài)排渣、π型布置。過熱器蒸汽出口溫度為571 ℃，再熱器蒸汽出口溫度為569 ℃，給水溫度284.1 ℃。鍋爐制粉系統(tǒng)為中速磨正壓直吹系統(tǒng)，配置6臺MPS190-HP-Ⅱ型中速磨煤機。燃燒方式為四角墻式逆時針切圓燃燒，每套制粉系統(tǒng)對應(yīng)一層燃燒器，共布置六層煤粉燃燒器，下三層燃燒器為離子體點火燃燒器，正常使用時二運一備。其他一次風噴口為上下濃淡燃燒器，并布置成1～2個濃淡組合功能區(qū)。SOFA燃盡風布置在主燃燒器區(qū)上方的水冷壁的四角，順時針切圓，四層布置，以實現(xiàn)分級燃燒降低NOX排放。煙氣依次流經(jīng)上爐膛的分隔屏過熱器、末級過熱器、水平煙道中的高溫再熱器；然后，至尾部雙煙道中煙氣分兩路：一路流經(jīng)前部煙道中的水平低溫再熱器，另一路流經(jīng)后部煙道的水平低溫過熱器、省煤器；最后，匯集在一起流經(jīng)煙氣脫硝裝置和布置在下方的2臺三分倉回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器。鍋爐燃盡風及燃燒器布置見圖1。

圖1 燃盡風及燃燒器布置圖

電廠自投產(chǎn)后鍋爐一直存在再熱汽溫偏差大的問題。該問題的存在嚴重影響著機組的安全性和經(jīng)濟性。

2 問題現(xiàn)象及分析

2.1 問題現(xiàn)象

不同工況下汽水系統(tǒng)運行參數(shù)見表1。表中工況1的機組負荷為220 MW，所有二次風門開度為10%，燃盡風門開度為45%。工況2的機組負荷為255.5 MW，所有二次風門開度為17%，燃盡風門開度為65%。工況3的機組負荷為350 MW，所有二次風門開度為30%，燃盡風門開度為70%。

由表1分析得知，當左右兩側(cè)煙氣擋板均勻調(diào)整、燃盡風風門和主燃器二次風門均等配風時，不同負荷下左側(cè)低過溫升低于右側(cè)低過溫升0～18 ℃，左側(cè)分隔屏溫升高于右側(cè)分隔屏溫升3～13 ℃，右側(cè)末過溫升高于左側(cè)末過溫升6～16 ℃。左側(cè)低再溫升低于右側(cè)低再溫升15～25 ℃，左側(cè)高再溫升低于右側(cè)高再溫升20～26 ℃。低負荷下左右兩側(cè)再熱汽溫偏差達到近39℃，各負荷下右側(cè)再熱器減溫水流量達到7～20 t/h，可見，再熱系統(tǒng)存在嚴重的汽溫偏差問題。試驗煤質(zhì)數(shù)據(jù)見表2，結(jié)果表明試驗燃用煤質(zhì)與設(shè)計煤質(zhì)偏差不大。

表1 汽水系統(tǒng)運行參數(shù)

表2 煤質(zhì)數(shù)據(jù)匯總表

2.2 問題分析

對于逆時針旋轉(zhuǎn)切圓燃燒鍋爐，上爐膛左側(cè)煙室內(nèi)煙氣氣流運動機理比右側(cè)復(fù)雜，存在一個氣流衰減、滯緩和反向升速的過程，氣流擾動強烈。而右側(cè)的氣流運行過程簡單，氣流以平穩(wěn)加速的形式流向水平煙道，由于左側(cè)煙室內(nèi)強氣流擾動產(chǎn)生的對流強化效應(yīng)，造成了上爐膛輻射受熱面左側(cè)吸熱量多于右側(cè)。另外一方面，右側(cè)氣流的慣性速度指向爐后，其主流只經(jīng)過分隔屏(屏式過熱器)的下部區(qū)域甚至不經(jīng)過屏就直接進入爐后，使得右側(cè)煙室中的煙氣充滿程度遠低于左側(cè)煙室，這也是造成屏式過熱器吸熱量左高右低的一個原因。上爐膛左右側(cè)煙氣主流走向見圖2。

圖2 屏式過熱器左右兩側(cè)煙氣流場圖

對于位于折煙角上方的末級過熱器而言，換熱方式仍以輻射換熱為主，但右側(cè)流經(jīng)末級過熱器的煙氣量增加，因此仍是左側(cè)吸熱量大于右側(cè)。

對于末級再熱器，換熱以對流為主，由于爐膛上部受熱面吸熱量呈現(xiàn)左高右低的趨勢，因此煙氣溫度為右高左低，末級再熱器受熱面對流換熱右側(cè)大于左側(cè)，末級再熱器汽溫溫升也呈現(xiàn)了右高左低的趨勢。

對于位于尾部煙道的低溫再熱器和低溫過熱器而言，管壁換熱以對流換熱為主，因此受熱面吸熱量延續(xù)了右高左低的趨勢。

根據(jù)以上分析，屏式過熱器、末級過熱器的工質(zhì)溫升呈現(xiàn)左高右低的趨勢，而低溫過熱器的工質(zhì)溫升呈現(xiàn)左低右高的趨勢，因此過熱器側(cè)的偏差是可以部分抵消掉的。

對于再熱器而言，末級再熱器、低溫再熱器的工質(zhì)溫升呈現(xiàn)左低右高的趨勢，再熱系統(tǒng)無交叉設(shè)計，因此再熱汽溫偏差呈疊加的關(guān)系。另外，相比過熱蒸汽，再熱蒸汽比熱偏低，所以再熱汽溫偏差更為明顯[10-11]。

通過分析多家同類型墻式切圓鍋爐運行數(shù)據(jù)得知，偏差現(xiàn)象與哈平南熱電廠一致，并符合上述分析，可見，由于爐膛出口殘余旋轉(zhuǎn)造成的再熱汽溫偏差是該類型鍋爐普遍存在的問題。

綜上所述，哈平南熱電廠汽溫偏差主要是由于墻式切圓燃燒鍋爐出口煙氣殘余旋轉(zhuǎn)造成。NOX排放質(zhì)量濃度是當前鍋爐燃燒調(diào)整重要的監(jiān)測數(shù)據(jù)，爐膛內(nèi)產(chǎn)生的NOX質(zhì)量濃度高低，不但影響大氣環(huán)境，而且影響著脫硝系統(tǒng)的液氨噴入量等經(jīng)濟指標。所以在解決汽溫偏差的問題時，也應(yīng)兼顧NOX排放質(zhì)量濃度[12-13]。

3 配風方式調(diào)整試驗

為排除入爐煤質(zhì)、總風量等參數(shù)變化對調(diào)整試驗的影響，要求在試驗期間，鍋爐入爐煤質(zhì)保持與調(diào)整前試驗煤質(zhì)相同，鍋爐負荷及其他運行參數(shù)保持穩(wěn)定。

鍋爐下三層燃燒器布置為等離子燃燒器，客觀上增加了下三層一次風的阻力，導(dǎo)致沿爐膛高度方向上煤粉濃度以及一次風量的分布不均勻現(xiàn)象的存在。因此對鍋爐的各臺磨煤機進行了冷熱態(tài)一次風速調(diào)平試驗。經(jīng)過冷熱態(tài)多次調(diào)平試驗，各臺磨四根一次風管風速偏差控制均調(diào)整到 5%以內(nèi)，符合相關(guān)規(guī)范要求。

3.1 均等配風方式試驗

均等配風方式試驗結(jié)果見表3。表中工況1為所有二次風門開度為25%，燃盡風門開度為20%。工況2為所有二次風門開度為25%，燃盡風門開度為50%。工況3為所有二次風門開度為25%，燃盡風門開度為80%。

表3 均等配風方式試驗結(jié)果

在245 MW負荷下，當四層燃盡風開度均勻地從20%開到50%后，NOX質(zhì)量濃度從380.1 mg/m3下降到248 mg/m3，當開大到80%時，NOX質(zhì)量濃度下降到175 mg/m3，但低再出口汽溫偏差沒有下降的趨勢?？梢姡诰扰滹L方式下，加大燃盡風雖然有利于降低NOX排放量，但因燃盡風剛性不夠，不足以改變爐膛內(nèi)煙氣流場、降低爐膛出口殘余旋轉(zhuǎn)，不利于緩解再熱系統(tǒng)汽溫偏差問題。

3.2 變?nèi)急M風組合方式試驗

在245 MW負荷下燃盡風不同組合方式試驗結(jié)果見表4。表中工況1為所有二次風門開度為25%，燃盡風門開度為50%。工況2為保持所有二次風門開度為25%，將上兩次燃盡風開度調(diào)整為0，下兩層燃盡風開度調(diào)整為100%。工況3為保持所有二次風門開度為25%，將上兩層燃盡風門開度調(diào)整為100%，下兩層燃盡風門開度調(diào)整為0。

表4 燃盡風不同組合方式試驗結(jié)果

通過改變四層燃盡風不同開度配比，改變?nèi)急M風進入爐膛的剛性，觀察煙溫偏差、汽溫偏差、NOx排放量、鍋爐熱效率的變化。

在工況1中，當燃盡風門均勻開大到 50%，低再熱器出口汽溫偏差為20.20 ℃，高再出口汽溫偏差為6.9 ℃。在工況2中，當燃盡風UA、UB(層開度)為100%，UC、UD層燃盡風開度為0%時，低再出口汽溫偏差減小到8.9 ℃，高再出口汽溫偏差減小到0.4 ℃。在工況3中，當燃盡風UA、UB為0%，UC、UD層燃盡風開度為100%時，低再出口汽溫偏差減小到8.4 ℃，高再出口汽溫偏差為0.5 ℃。

與工況1相比，工況2、工況3中有兩層燃盡風保持全開，在保持相同的燃盡風量的狀況下，噴口風速提高一倍左右，增加了反切風動量，降低了爐膛出口殘余旋轉(zhuǎn)，左右兩側(cè)汽溫偏差降低。

與均等配風方式相比，通過僅保持兩層燃盡風開度為100%，有助于增加燃盡風剛性，可以降低再熱汽溫偏差，調(diào)整對鍋爐熱效率影響不大。電廠可以根據(jù)不同負荷下的主汽溫度、再熱汽溫度和NOX的質(zhì)量排放濃度等多方面運行指標決策保持全開的燃盡風層級。研究表明，當再熱氣溫較設(shè)計值偏低時，應(yīng)保持最上兩層燃盡風全開。當再熱氣溫較設(shè)計值偏高、減溫水量偏大時，應(yīng)保持最下兩層燃盡風全開[14-16]。

3.3 主燃器區(qū)域配風方式影響試驗

3.3.1 3號角二次風門開度影響試驗

在350MW負荷下3號角二次風門開度影響試驗結(jié)果見表5。工況1為保持所有燃盡風門開度為50%，所有二次風門開度為25%。工況2為保持所有燃盡風門開度為50%，3號角二次風門開度調(diào)整為35%，其他角二次風門開度調(diào)整為22%。工況3為保持所有燃盡風門開度為50%，3號角二次風門開度調(diào)整為45%，其他角二次風門開度調(diào)整為18%。

表5 3號角二次風門開度影響試驗結(jié)果

將3號角所有二次風門從25%左右，開到35%和45%后，低溫再熱器出口汽溫偏差從17.5℃，分別減小到9.6℃和5.2℃。可見，適當開大偏向爐膛右側(cè)的3號角二次風門開度，能將火焰有效推向左側(cè)，有利于降低左右兩側(cè)汽溫偏差。

3.3.2 3、4號角燃盡風門開度對汽溫影響試驗

在350 MW負荷下，3、4號角燃盡風門開度對汽溫影響試驗結(jié)果見表6。工況1為所有燃盡風門開度為45%，3號角二次風門開度為30%，其他角二次風門開度為20%。工況2為1、2號角燃盡風門開度調(diào)整為38%，3、4號角燃盡風門開度調(diào)整為52%，保持3號角二次風門開度為30%，其他角二次風門開度調(diào)整為20%。工況3為1、2號角燃盡風門開度調(diào)整為30%，3、4號角燃盡風門開度調(diào)整為60%，保持3號角二次風門開度為30%，其他角二次風門開度調(diào)整為20%。

表6 3、4號角燃盡風門對汽溫影響試驗

當1、2號角燃盡風從45%關(guān)到30%，3、4號角燃盡風從45%開到60%時，左側(cè)低再出口汽溫從485.20 ℃提高到493.20 ℃，左側(cè)高再出口汽溫從563.50 ℃提高到571.10 ℃，與右側(cè)再熱汽溫持平，右側(cè)再熱器減溫水量從13.70 t/h下降到4.87 t/h。

結(jié)果表明，在適當范圍內(nèi)開大3、4號角燃盡風和3號角主燃器二次風門，可有效的降低右側(cè)爐膛溫度，并將火焰中心推向左側(cè)，進而降低再熱系統(tǒng)的左右兩側(cè)偏差。

4 結(jié) 語

1)切圓燃燒鍋爐固有的爐膛出口殘余旋轉(zhuǎn)是造成再熱系統(tǒng)汽溫偏差的根本原因。

2)在4層燃盡風均等配風情況下，NOX排放質(zhì)量濃度可得到有效控制，但因燃盡風剛性不夠，不利于緩解再熱系統(tǒng)汽溫偏差問題；與均等配風方式相比，通過保持兩層燃盡風開度為100%，增加燃盡風剛性，不但可有效降低NOX排放質(zhì)量濃度，而且還可有助于減小再熱汽溫偏差。

3)在保證燃盡風總風量的情況下，采用非均等配風，適當開大3號角二次風門開度，增加3、4號角燃盡風開度偏置，可將火焰有效推向左側(cè)，能夠有效降低左右兩側(cè)汽溫偏差。

4)針對不同的鍋爐燃燒問題，可以采用不同配風調(diào)整方式。在保證水冷壁不產(chǎn)生異常高溫腐蝕、結(jié)焦、燃燒器燒損前提下，綜合考慮灰渣可燃物、NOX排放的質(zhì)量濃度、減溫水、主再熱蒸汽溫度、排煙溫度等，來確定最佳配風調(diào)整方式。