1000 MW超超臨界塔式鍋爐關(guān)鍵調(diào)試技術(shù)及優(yōu)化運行

劉珊伯，孟繁兵，徐頌梅，金宏達

(1.黑龍江省電力科學(xué)研究院，哈爾濱 150030;2.江蘇方天電力技術(shù)有限公司，南京 211102)

近年來，火電機組塔式鍋爐的運行經(jīng)驗已基本完善，但是相對于運行成熟的π型鍋爐來說，塔式鍋爐仍有較大的提升空間。馬新立［1］詳細分析了塔式爐的特點和調(diào)試技術(shù)，徐小瓊等［2－3］對1000 MW塔式鍋爐調(diào)試中的重點過程進行了闡述，并通過燃燒優(yōu)化調(diào)整，提高了鍋爐運行的安全性和經(jīng)濟性。李祺亮［4］通過試驗研究了塔式鍋爐中LNCFS燃燒系統(tǒng)的 NOx排放特性，分析了氧量、SOFA風(fēng)、CCOFA風(fēng)等因素對NOx排放特性的影響。但是，目前對1000 MW超超臨界塔式鍋爐調(diào)試過程中如蒸汽吹管、冷態(tài)啟動等關(guān)鍵技術(shù)尚沒有可靠的經(jīng)驗，塔式鍋爐在運行中常出現(xiàn)再熱汽溫偏低等問題，因此，本文根據(jù)1000 MW超超臨界塔式鍋爐的特點，闡述了塔式鍋爐的調(diào)試及運行技術(shù)，并對調(diào)試運行過程中出現(xiàn)的問題提出了解決方法。

1 1000 MW超超臨界塔式鍋爐的主要特點

某電廠新建1000 MW超超臨界機組，鍋爐為SG－3098/27.46－M539型超超臨界參數(shù)變壓運行螺旋管圈直流爐，采用單爐膛塔式布置、四角切向燃燒、擺動噴嘴調(diào)溫、平衡通風(fēng)、全鋼架懸吊結(jié)構(gòu)、露天布置、機械刮板撈渣機固態(tài)排渣。鍋爐制粉系統(tǒng)采用中速磨冷一次風(fēng)直吹式制粉系統(tǒng)，配置6臺中速磨煤機，在BMCR工況時5臺投運，1臺備用。鍋爐啟動系統(tǒng)采用內(nèi)置式汽水分離器，帶啟動循環(huán)泵，布置有大氣擴容器和集水箱，集水箱連接到凝汽器或機組循環(huán)水系統(tǒng)中，鍋爐設(shè)計最低直流負荷為30%BMCR。該超超臨界塔式鍋爐與π型爐相比主要有以下特點。

1)鍋爐整體結(jié)構(gòu)簡單。塔式鍋爐的最大特點就是所有受熱面均布置在爐膛上部，水平布置，蛇形上升，易于疏水。這種布置有利于停爐保養(yǎng)和啟動時蒸汽通暢流動，使塔式鍋爐具有較好的備用和快速啟動特點，并且所有受熱面均可參與酸洗。由于沒有尾部煙井，也就沒有復(fù)雜的包覆過熱器系統(tǒng)，水冷壁回路也特別簡單，因此整個汽水系統(tǒng)相對于π型爐簡單，汽水系統(tǒng)阻力較小。另外，鍋爐的膨脹中心也容易處理，不存在兩個膨脹中心，整個膨脹系統(tǒng)十分簡單。

2)煙氣流場均勻。塔式鍋爐沒有折煙角，水冷壁出口介質(zhì)溫度比較均勻。在對流受熱面中，煙氣流向沒有90°急轉(zhuǎn)彎，煙氣流場均勻，過熱器、再熱器出口蒸汽溫度也比較均勻。塔式鍋爐煙氣流動方向向上，大顆粒的飛灰受重力作用，灰粒速度低于氣流速度1 m/s，受熱面的磨損量與灰粒速度的3.5次方成正比，因此塔式鍋爐可大大降低受熱面的磨損。塔式鍋爐上部與爐膛等截面的煙道及均勻的煙氣流場，布置簡單的受熱面，這些都使整個鍋爐煙風(fēng)系統(tǒng)阻力較小，約為同容量π型爐的5/6，從而降低了風(fēng)機的電耗。

3)燃燒系統(tǒng)布置合理。該塔式鍋爐燃燒系統(tǒng)采用低NOx同軸燃燒系統(tǒng)(LNCFS)，LNCFS系統(tǒng)通過在爐膛的不同高度布置CCOFA和SOFA，將爐膛分成3個相對獨立的部分:初始燃燒區(qū)、NOx還原區(qū)和燃料燃盡區(qū)。在每個區(qū)域的過量空氣系數(shù)由3個因素控制:總的OFA風(fēng)量、CCOFA和SOFA風(fēng)量的分配以及總的過量空氣系數(shù)。這種改進的空氣分級方法通過優(yōu)化每個區(qū)域的過量空氣系數(shù)，能有效降低NOx排放，同時最大限度地提高燃燒效率。

2 1000 MW超超臨界塔式鍋爐關(guān)鍵調(diào)試技術(shù)

2.1 冷態(tài)通風(fēng)

該塔式鍋爐每臺磨煤機的4根出口煤粉管，在進入爐膛前通過Y型管將每根煤粉管分為上、下兩根煤粉管。因此在一次風(fēng)調(diào)平試驗時，應(yīng)在Y型管后合適位置選取測點，通過可調(diào)縮孔調(diào)勻8根煤粉管的風(fēng)速，以保證鍋爐熱態(tài)運行時爐內(nèi)燃燒的均勻性。

為了掌握爐內(nèi)切圓和貼壁風(fēng)速情況，應(yīng)進行空氣動力場試驗。爐內(nèi)動力場試驗結(jié)果如圖1所示。對于LNCFS燃燒系統(tǒng)，由于偏置二次風(fēng)(預(yù)置水平偏角的輔助風(fēng)噴嘴)的存在，所以切圓相對于常規(guī)四角切圓鍋爐較大，切圓直徑約為15 m(爐膛截面為21×21 m)，最大貼壁風(fēng)速約為7 m/s。

圖1 爐內(nèi)動力場示意圖(單位:m/s)Fig.1 Schematic diagram of furnace aerodynamic field

2.2 蒸汽吹管

塔式鍋爐疏水特性較好，過熱器和再熱器可以參與酸洗。根據(jù)德國的運行經(jīng)驗［1］，過熱器和再熱器酸洗后，只要在首次啟動時通過進行大流量的冷熱態(tài)清洗及帶旁路啟動，就可達到汽輪機進汽的蒸汽品質(zhì)要求而無需進行吹管。但中國尚無取消蒸汽吹管的先例，因此本機組雖然過熱器進行了酸洗，仍進行蒸汽吹管。為了保證吹管質(zhì)量，采用了穩(wěn)壓和降壓相結(jié)合的吹管方式。

在鍋爐穩(wěn)壓吹管時，分離器壓力保持為6 MPa，鍋爐負荷約為45%BMCR，鍋爐已轉(zhuǎn)入干態(tài)運行。在此工況下，過熱器和再熱器的吹管系數(shù)均能滿足要求。穩(wěn)壓吹管耗水量約為1350 t/h，為了保證給水流量，需增加一臨時補水管路到凝汽器。降壓吹管時綜合考慮安全性和吹管質(zhì)量，啟動分離器壓力取8 MPa。根據(jù)壓差法計算，可知在此壓力下過熱器壓降仍小于額定工況下壓降，吹管系數(shù)不能達到1，再熱器壓降能滿足要求［5］。穩(wěn)壓和降壓吹管過程中的主要參數(shù)如表1所示。整個吹管過程采用先穩(wěn)壓再降壓的方式進行，這樣可以減少吹管次數(shù)，并保證吹管質(zhì)量。

表1 穩(wěn)壓和降壓吹管時主要參數(shù)Tab.1 Main parameters at regulator and step-down blowpipe

2.3 冷態(tài)啟動

超(超)臨界直流鍋爐在首次點火或停爐時間大于150 h時，為了清理受熱面和給水管道系統(tǒng)(均存在雜物、沉積物和因腐蝕生成的氧化鐵等)，啟動前必須對管道系統(tǒng)和鍋爐本體進行冷、熱態(tài)清洗，鍋爐才可以點火升溫升壓。該機組旁路系統(tǒng)配置了100%高壓旁路和65%的低壓旁路，取消了過熱器出口安全閥。超超臨界機組汽輪機沖轉(zhuǎn)的蒸汽品質(zhì)要求較高，因此，汽輪機沖轉(zhuǎn)前要經(jīng)過一個鍋爐帶旁路運行過程，并維持相當?shù)臒嶝摵伞Ｍㄟ^加大爐水的置換力度及投入凝結(jié)水精處理系統(tǒng)等措施，能夠逐步提高汽水品質(zhì)。當主、再熱蒸汽及凝結(jié)水質(zhì)符合標準后，才能沖轉(zhuǎn)汽輪機。

2.4 低負荷穩(wěn)燃試驗

該鍋爐燃燒器采用分組方式，將6層(A、B、C、D、E、F)燃燒器分成3組，分別對應(yīng)3個二次大風(fēng)箱。同一組的燃燒器中心線相距3.15 m，相鄰組的燃燒器中心線相距5.03 m，B層燃燒器用微油點火。

因為B層燃燒器的火焰對C層燃燒器的燃燒支持作用較強，所以采用B、C兩臺磨煤機運行的方式進行低負荷穩(wěn)燃試驗。在進行低負荷穩(wěn)燃試驗前，將機組負荷穩(wěn)定在400 MW，A、B、C磨煤機運行，B磨煤機用微油槍投入。然后，逐步降低A磨煤機煤量，增加B、C磨煤機煤量。當A磨煤機停止后，緩慢降低B、C磨煤機煤量，并逐個停用微油槍，直至達到設(shè)計穩(wěn)燃負荷30%BMCR。減負荷期間要密切關(guān)注燃燒情況，若發(fā)現(xiàn)燃燒不穩(wěn)，應(yīng)立即投入油槍。試驗結(jié)果表明，鍋爐能達到設(shè)計斷油穩(wěn)燃低負荷的30%BMCR。

為了保證穩(wěn)燃，可采取如下穩(wěn)燃措施:

1)適當提高煤粉細度。將磨煤機旋轉(zhuǎn)分離器轉(zhuǎn)速提高到850 r/min。

2)適當降低煤粉噴口速度，但要保證煤粉管風(fēng)速在18 m/s以上。

3)合理的二次風(fēng)配風(fēng)。風(fēng)箱與爐膛差壓控制在0.6 kPa左右，投運燃燒器的二次風(fēng)量控制在90 t/h左右。

3 1000 MW超超臨界塔式鍋爐優(yōu)化運行

3.1 汽溫偏差

主、再熱蒸汽溫度偏差是由煙溫偏差造成的，煙溫偏差則是爐膛內(nèi)的流場造成的。100%負荷下主、再熱蒸汽溫度及各級減溫水流量如表2所示。100%負荷下末級過熱器壁溫分布如圖2所示。

從表2、圖2中可以看出，主蒸汽溫度和過熱器減溫水流量偏差較小，末級過熱器壁溫在500 MW時最大相差28℃，在750 MW時最大相差30℃，在1000 MW時最大相差28℃。而同容量π型鍋爐末級過熱器壁溫偏差能達到50℃［6］，由此可見，塔式鍋爐的汽溫偏差較π型爐小很多。塔式四角切圓鍋爐汽溫偏差與切圓的旋轉(zhuǎn)動量關(guān)系不大，主要受切圓是否處于爐膛中心的影響。只要一次風(fēng)調(diào)平效果好，使燃燒中心處于爐膛中心，塔式鍋爐的汽溫偏差就能得以較好控制。

表2 100%負荷時主、再熱蒸汽溫度及各級減溫水流量Tab.2 Main，reheat steam temperature and all levels of desuperheating water flow at 100%load

圖2 100%負荷下末級過熱器壁溫分布圖Fig.2 Distribution of final superheater wall temperature under 100%load

3.2 再熱汽溫度偏低

機組運行過程中再熱汽溫度一直偏低，約為577℃，吹灰后能增加到585℃，但與設(shè)計值603℃差距仍較大。通過比較100%負荷時一、二級再熱器實際焓升和設(shè)計焓升可知，一級再熱器實際焓升為286.0 kJ/kg，設(shè)計焓升為323.2 kJ/kg，二級再熱器實際焓升為 258.5kJ/kg，設(shè)計焓升為282.9 kJ/kg，因此再熱蒸汽溫度低主要是因為一、二級再熱器焓升和設(shè)計焓升偏差較大造成的。

再熱蒸汽溫度偏低通常由以下原因引起:

1)燃用煤質(zhì)與設(shè)計煤質(zhì)差異過大;鍋爐運行方式不合理。

2)再熱器熱力計算偏差，受熱面布置不足。鍋爐調(diào)試期間均燃用設(shè)計煤種，因此可排除煤種的影響。從鍋爐運行角度看，從爐膛出口開始各處煙氣溫度均比設(shè)計溫度低50℃左右，這可能是由于新投產(chǎn)鍋爐爐膛沾污系數(shù)很小，導(dǎo)致煙氣溫度較低，從而引起再熱蒸汽溫度偏低。但是，該電廠同型鍋爐投產(chǎn)1a后，隨著爐膛沾污系數(shù)的增大，煙氣溫度已接近設(shè)計值，再熱蒸汽溫度和設(shè)計值仍有較大差距。因此，再熱蒸汽溫度偏低的主要原因是再熱器受熱面布置不足。

為了提高再熱蒸汽溫度，從鍋爐運行的角度可采用如下方法:

1)將燃燒器噴嘴和SOFA噴嘴向上擺動一定角度，或采用上層燃燒器運行的方式提高爐膛出口煙氣溫度，進而提高再熱蒸汽溫度。

2)合理調(diào)整運行風(fēng)量、配風(fēng)方式、送粉方式，在高負荷運行時適當關(guān)小燃盡風(fēng)門開度，同時適當提高一次風(fēng)速;在飛灰可燃物變化不大的情況下，可適當采用投運燃燒器上層粉量增加、下層燃燒器粉量減少的運行方式進行調(diào)整。通過優(yōu)化調(diào)整，再熱蒸汽溫度能提高到了590℃左右。

4 結(jié)論

1)在鍋爐冷態(tài)通風(fēng)試驗時，一次風(fēng)調(diào)平和二次風(fēng)標定，尤其是一次風(fēng)調(diào)平是鍋爐穩(wěn)定良好運行的基礎(chǔ);對于超超臨界鍋爐蒸汽吹管采用降壓和穩(wěn)壓相結(jié)合的方式效果較好;低負荷穩(wěn)燃試驗時采用B、C磨煤機運行能達到設(shè)計要求，合理的配風(fēng)方式有利于燃燒穩(wěn)定。

2)鍋爐滿負荷運行時，主、再熱蒸汽溫度偏差不大，末級過熱器金屬管壁溫度比較均勻，最大溫差為28℃，說明塔式鍋爐煙氣溫度分布還是比較均勻的。

3)采用燃燒器噴嘴、SOFA風(fēng)噴嘴向上擺動一定角度以及優(yōu)化運行方式，可以改善再熱蒸汽溫度偏低的狀況。

［1］ 馬新立.1000 MW超超臨界塔式鍋爐特點及調(diào)試技術(shù)［J］.鍋爐制造，2009(1):5 9.MA Xinli.Characteristics and debugging technology of 1000 MW super-supercritical tower-type boiler［J］.Boiler Manufacturing，2009(1):5 9.

［2］ 徐小瓊，潘國清.1000 MW機組超超臨界塔式鍋爐調(diào)試［J］.浙江電力，2010(5):35 38.XU Xiaoqiong，PAN Guoqing.Debugging of 1000 MW super-supercritical tower-type boiler ［J］. Zhejiang Electric Power，2010(5):35 38.

［3］ 潘國清，徐小瓊，應(yīng)明良，等.1000 MW超超臨界塔式鍋爐燃燒優(yōu)化調(diào)整［J］.浙江電力，2010(7):30 33.PAN Guoqing，XU Xiaoqiong，YING Mingliang，et al.Combustion optimization for 1000 MW super-supercritical tower boiler［J］.Zhejiang Electric Power，2010(7):30 33.

［4］ 李祺亮.LNCFS燃燒系統(tǒng) NOx排放特性［J］.能源與節(jié)能，2013，94(7):94 97.LI Qiliang.NOxemission characteristics of LNCFS combustion system［J］.Energy and Energy Conservation，2013，94(7):94 97.

［5］ 劉珊伯，金宏達，孟繁兵，等.1000 MW超超臨界鍋爐吹管方式及過程的研究［J］.黑龍江電力，2013，35(4):349 351.LIU Shanbo，JIN Hongda，MENG Fanbing，et al.Research on blow mode and its process for 1000 MW super-supercritical boier［J］.Heilongjiang Electric Power，2013，35(4):349 351.

［6］ 胡志宏，劉福國，王軍.超超臨界1000 MW機組直流鍋爐的調(diào)試及運行［J］.熱力發(fā)電，2009，38(5):38 41.HU Zhihong，LIU Fuguo，WANG Jun.Debugging and running of 1000 MW super-supercritical DC boiler［J］.Thermal Power Generation，2009，38(5):38 41.