軸向旋流燃燒器在600MW超臨界褐煤機組中的改進與應用

李天鵬，馬成久，張向群，冷 杰

(遼寧省電力有限公司電力科學研究院，遼寧 沈陽 110006)

清河發(fā)電廠600 MW超臨界機組配HG－1900/25.4－HM2型鍋爐，在試運行初期存在燃燒器區(qū)域結焦、二次風箱風壓低、滿負荷再熱器減溫水量大等問題［1］。燕山湖發(fā)電廠600 MW超臨界機組配HG－1930/25.4－HM2型鍋爐，旋流燃燒器改造后基本解決了燃燒器區(qū)域結焦、二次風壓不足和再熱器減溫水量大的問題。2個電廠分別燃用白音華褐煤和霍林河褐煤。鍋爐為一次中間再熱、單爐膛、平衡通風、固態(tài)排渣、全鋼架、全懸吊結構、П型布置、超臨界壓力變壓運行帶內置式再循環(huán)泵啟動系統(tǒng)的直流鍋爐，均采用7臺中速磨煤機，燃燒器前后墻對沖布置，前后墻分別為4層和3層煤粉燃燒器，每層布置5只低NOx軸向旋流燃燒器，共35只。由于設計煤種的干燥無灰基揮發(fā)分均超過40%，對于墻式對沖燃燒鍋爐，爐膛截面熱負荷及容積熱負荷均選取推薦值的下限［2］，是哈爾濱鍋爐廠有限公司近年來開發(fā)的600 MW等級燃燒褐煤“П”型鍋爐的典型代表［3］。從運行參數(shù)看，二次風箱壓力及再熱器減溫水量接近設計值，改造后效果良好，2個電廠參數(shù)對比如表1、表2所示。

表1 鍋爐主要設計參數(shù)對比表

1 旋流燃燒器改造

1.1 縮短燃燒器一次風風筒與水冷壁平面的軸向距離

原設計燃燒器一次風風筒端面距離水冷壁平面622 mm，對于同類燃褐煤鍋爐，在運行中發(fā)現(xiàn)燃燒器噴口及周圍水冷壁嚴重結焦，將此距離改造為277 mm，縮短了345 mm。改造后火焰中心前移，避免了燃褐煤時燃燒器噴口及附近水冷壁結焦的問題。

1.2 減小燃燒器一次風風筒內徑

鑒于同類型燃燒褐煤機組燃燒器及燃燒器周圍水冷壁結焦的問題，將一次風風筒內徑從D914 mm減至D883 mm，有效提高了一次風射流的剛性，使煤粉集中在燃燒器中心區(qū)域，同時使整個二次風箱風壓升高，有效防止了煤粉氣流貼水冷壁現(xiàn)象，增強了水冷壁附近的氧化性氣氛，并有效防止了兩側墻水冷壁因實現(xiàn)爐內水平空氣分級后導致的主燃區(qū)過量空氣系數(shù)降低，從而產(chǎn)生高溫腐蝕問題［4］。

表2 2臺機組燃煤特性數(shù)據(jù)對比表

1.3 取消二、三次風間的四次風口

原燃燒器在外二次風 (三次風)與內二次風(三次風)之間設計了四次風，由于四次風環(huán)為直徑D27 mm的圓環(huán)，理論上用來控制內外二次風的混合時間，實際分級配風作用有限，且四次風與三次風為同一風源，改造后取消了四次風，將其并入三次風。取消后，三次風環(huán)尺寸由64.5 mm升至95 mm，二次風環(huán)尺寸由55.8 mm升至112.5 mm，一次風內徑由914 mm降至883 mm。經(jīng)計算，改造后一、二、三次風噴口面積分別為0.612 1 m2、0.351 6 m2、0.358 9 m2;而改造前一、二、三次風噴口面積分別為0.655 8 m2、0.193 8 m2、0.258 5 m2。

各級配風尺寸變化后，分級配風效果更明顯，形成了中心濃、周圍淡的徑向富燃料燃燒，配合帶“扳邊”結構的內外二次風，有效推遲了燃燒器早期的風粉混合，抑制了NOx生成，在鍋爐運行中空預器出口NOx排放值為250 mg/Nm3，而未改造前空預器 NOx排放值為 573.45 mg/Nm3［5］。

1.4 外二次風切向擋板由固定式改為在線可調式

外二次風的作用是使旋流的二次風通過旋流器進入爐膛，延長在富氧區(qū)的滯留時間，以體現(xiàn)富氧燃燒的特點［6］。原設計燃燒器外二次風旋流片布置在二次風箱內部，旋流片的調節(jié)范圍為0°～60°，只能在冷態(tài)下調節(jié)，無法進行熱態(tài)燃燒調整。燕塞湖熱電廠通過增加1根超過2 m的延長桿，實現(xiàn)了在風箱外部對三次風旋流葉片進行在線調節(jié)，根據(jù)燃燒器燃燒情況，對外二次風旋流強度進行有效控制，從而控制結焦的發(fā)生。

2 燃燒器改造的理論基礎

通過數(shù)值模擬，可以對旋流燃燒器的流場，特別是回流區(qū)進行評價，獲得詳細的爐內流動和顆粒運動信息，并進行優(yōu)化，為旋流燃燒器的開發(fā)提供理論支撐。

本次數(shù)值模擬采用全尺寸建模，充分考慮了旋轉流場對湍流粘度的影響，RNG k－ε雙方程在模擬旋流流場中遠優(yōu)于標準k－ε湍流模型［7］。以下是RNG k－ε湍流模型計算湍流動能k、湍流耗散率ε的公式:

3 制粉系統(tǒng)燃燒初調整

調試期間，對35只燃燒器及16只燃盡風燃燒器的爐膛安裝尺寸及噴口同心度進行了檢查，發(fā)現(xiàn)F1、G1、B5、A4燃燒器噴口同心度超過了允許偏差 (≤3 mm)。進行整改后，符合燃燒器安裝標準，有效避免了因火焰形狀偏離設計值而沖擊水冷壁，造成水冷壁磨損及結焦現(xiàn)象。鍋爐運行中，觀察側墻燃燒器火焰穩(wěn)定，沒有飛邊貼壁現(xiàn)象，停爐檢查燃燒器及周圍水冷壁，無結焦現(xiàn)象發(fā)生。

a.調整磨煤機出口粉管一次風速均勻性

鍋爐機組啟動前，對磨煤機出口粉管一次風速均勻性進行了試驗和調平。需要滿足偏差＜5%的要求［8］，防止局部燃燒器來煤過多，造成燃燒器過負荷結焦。試驗測得每臺磨煤機5根粉管風速偏差均＜2%，如表3所示。

b.燃燒器冷態(tài)調整定位

機組啟動前，對35只燃燒器外二次風切向擋板、內二次風旋流器及內二次風套筒擋板進行了檢查，保證冷態(tài)推拉自如，根據(jù)要求將鍋爐所有外二次風切向擋板開至30°，內二次風旋流器調至旋流強度最大350 mm，內二次風套筒擋板全開59 mm;燃盡風內部空氣擋板調至730 mm，燃盡風二次風旋流器調至440 mm，燃盡風外部空氣擋板調至650 mm，在外鎖緊并做了標記，實際運行中觀察燃燒器運行狀況良好，滿足鍋爐燃燒要求。

表3 磨煤機出口粉管一次風速調平記錄表

c.煤粉細度調整試驗

煤粉細度是影響鍋爐結焦的重要原因，煤粉過粗，使著火延遲，不利于燃料燃盡，有可能使火焰拉長，在爐膛出口處灰粒還處在高溫軟化或熔化狀態(tài)，造成在爐膛出口處結焦;煤粉過細，則著火過早，有可能燒壞燃燒器或粘結在受熱面上，導致結焦。在制粉系統(tǒng)運行出力為85%負荷且穩(wěn)定運行20 min以上時，進行煤粉取樣最佳。機組負荷為500 MW時，對A、B、C、D、E 5臺磨煤機進行煤粉取樣，如表4所示。2號鍋爐經(jīng)過啟動及168 h試運行，7臺磨煤機分離器開度均保持在60°，煤粉細度R90接近設計值 (35%)，噴燃器出口及爐膛出口處未發(fā)生結焦現(xiàn)象。

表4 煤粉取樣工況表

4 燃燒器改造前后參數(shù)對比 (見表5)

表5 滿負荷工況下燃燒器改造前后運行參數(shù)對比

通過對哈爾濱鍋爐廠有限公司燃燒器的改造，使燃燒器本體阻力增大，優(yōu)化了燃燒器區(qū)域的流場、強化了分級送風、減小了燃燒器區(qū)域結焦的幾率，為鍋爐長期安全、穩(wěn)定運行創(chuàng)造了條件。

［1］狄萬豐，韓繼偉，楊忠燦，等.超臨界600 MW機組褐煤鍋爐的運行特性研究［J］.熱力發(fā)電，2011，40(4):62－65，88.

［2］DL/T 831—2002，大容量煤粉燃燒鍋爐爐膛選型導則 ［S］.

［3］張殿軍.哈鍋大容量褐煤鍋爐的開發(fā) ［J］.黑龍江電力，2011，33(4):110－115.

［4］于國強.1 025 t/h鍋爐水冷壁高溫腐蝕的機理分析及對策［J］.東北電力技術，2007，28(7):35－36.

［5］GB 13223—2011，火電廠大氣污染物排放標準［S］.

［6］曹 陽.燃煤電站鍋爐富氧燃燒技術研究進展綜述 ［J］.鍋爐技術，2012，43(1):45－48.

［7］林阿彪，方月蘭.旋流燃燒器空氣動力場的數(shù)值模擬 ［J］.東北電力技術，2007，28(8):5－6，37.

［8］DL/T 435—2004，電站煤粉鍋爐防爆規(guī)程［S］.