1 025 t/h鍋爐冷態(tài)空氣動力場分析及熱態(tài)燃燒調(diào)整試驗(yàn)

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(華電電力科學(xué)研究院有限公司，浙江 杭州 310030)

對大型發(fā)電機(jī)組安全、經(jīng)濟(jì)運(yùn)行而言，鍋爐燃燒工況的穩(wěn)定性和經(jīng)濟(jì)性起到了至關(guān)重要的作用，而燃燒工況的優(yōu)劣在很大程度上決定于燃燒器及爐膛的空氣動力學(xué)工況[1-2]。新安裝的鍋爐在投產(chǎn)前或在燃燒調(diào)整試驗(yàn)前，通常要進(jìn)行冷態(tài)爐內(nèi)空氣動力場試驗(yàn)。即在鍋爐檢修結(jié)束后，在鍋爐模擬帶額定負(fù)荷情況下對一、二次風(fēng)進(jìn)行調(diào)整，而后模擬鍋爐降至經(jīng)濟(jì)負(fù)荷，再進(jìn)入爐膛對實(shí)際的燃燒切圓大小進(jìn)行測量的方法[3-4]。它不僅可以為鍋爐熱態(tài)運(yùn)行提供參考依據(jù)，而且為運(yùn)行中存在的諸如結(jié)焦、火焰中心偏斜等問題的分析提供幫助[5]。另一方面，燃燒過程的穩(wěn)定性直接關(guān)系到鍋爐運(yùn)行的可靠性。如燃燒過程不穩(wěn)定將引起蒸汽參數(shù)發(fā)生波動，爐膛內(nèi)溫度過高將引起水冷壁、爐膛出口受熱面結(jié)渣等[6-7]。

為了探究爐膛內(nèi)的空氣動力場對燃燒的影響，世界各國從上世紀(jì)中葉開始便采取了各種方法對爐內(nèi)的空氣動力場進(jìn)行了研究。由于大型燃燒試驗(yàn)的困難性，冷態(tài)?；囼?yàn)成為了較好的實(shí)驗(yàn)手段[8]。其中，劉俊忠等人便通過爐內(nèi)冷態(tài)空氣動力場試驗(yàn)的方法分析了高溫腐蝕的原因[9]。姜健等人通過冷態(tài)?；姆椒ㄑ芯苛薟火焰爐爐內(nèi)流動特性，得出了爐內(nèi)流場特征和拱部下行氣流衰減規(guī)律[10]。王勇等人采用現(xiàn)場試驗(yàn)與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，為燃燒調(diào)整和機(jī)組運(yùn)行優(yōu)化提供了可靠的參考依據(jù)[11]。但是，將冷態(tài)空氣動力場試驗(yàn)和熱態(tài)燃燒調(diào)整試驗(yàn)相結(jié)合的研究相對較少。

因此，本文以某電廠1號鍋爐為例，對其冷態(tài)空氣動力場進(jìn)行了分析并進(jìn)行熱態(tài)燃燒調(diào)整試驗(yàn)，為進(jìn)一步解決該鍋爐由于嚴(yán)重結(jié)焦導(dǎo)致多次發(fā)生爐膛滅火引起主燃料跳閘(Main Fuel Trip，簡稱MFT動作)進(jìn)而發(fā)生跳機(jī)事故。

1 鍋爐概況

某電廠1號鍋爐為1 025 t/h亞臨界壓力、一次中間再熱、自然循環(huán)、平衡通風(fēng)、固態(tài)排渣煤粉鍋爐。過熱器由包墻過熱器、低溫過熱器、分隔屏、后屏及高溫過熱器組成。再熱器由低溫再熱器和高溫再熱器組成。后煙井為并聯(lián)雙煙道，后煙井前部為低溫再熱器煙道，后煙井后部為低溫過熱器煙道。在低溫再熱器和低溫過熱器的煙道下方布置有省煤器受熱面和回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器。鍋爐的過熱蒸汽調(diào)溫采用Ⅰ、Ⅱ級噴水減溫方式，再熱器調(diào)溫主要采用尾部煙氣擋板調(diào)溫方式。該鍋爐采用濃淡式煤粉燃燒器四角切圓燃燒方式，設(shè)計(jì)假想切圓直徑為608 mm。

2 試驗(yàn)內(nèi)容與方法

冷態(tài)空氣動力場試驗(yàn)?zāi)康拇_定鍋爐燃燒系統(tǒng)配風(fēng)均勻性，確定燃燒器的流體動力特性，確定爐內(nèi)存在嚴(yán)重結(jié)焦可能性的空氣動力原因，為熱態(tài)燃燒調(diào)整試驗(yàn)奠定基礎(chǔ)。而熱態(tài)燃燒調(diào)整試驗(yàn)?zāi)康氖峭ㄟ^燃燒調(diào)整試驗(yàn)，尋找導(dǎo)致鍋爐嚴(yán)重結(jié)焦的主要原因，改進(jìn)鍋爐運(yùn)行方式或運(yùn)行參數(shù)，保證鍋爐安全、穩(wěn)定、經(jīng)濟(jì)運(yùn)行。

冷態(tài)?；囼?yàn)根據(jù)相似原理進(jìn)行實(shí)驗(yàn)和計(jì)算，比如對于一、二次風(fēng)噴口速度，邊界條件相似遵循式(1)

(1)

其中:冷態(tài)時(shí)一、二次風(fēng)密度相等，即(ρ1)l=(ρ2)l。

由于熱態(tài)一、二次風(fēng)溫較高，靜壓對流體密度影響較小，可以忽略。則熱態(tài)二次風(fēng)的密度為

(2)

考慮到煤粉濃度與空氣之間的速度差的影響，熱態(tài)一次風(fēng)粉的密度為

(3)

由此可以推導(dǎo)得出冷態(tài)試驗(yàn)的噴口風(fēng)速比的計(jì)算公式，即

(4)

式中k——煤粉相對于一次風(fēng)氣流的滯后系數(shù)，通常取為0.8；

μ——一次風(fēng)中煤粉的質(zhì)量濃度/kg·kg-1，取為0.35 kg/kg；

(t1)r、(t2)r——設(shè)計(jì)熱態(tài)工況下噴口一、二次風(fēng)溫。

對于熱態(tài)燃燒調(diào)整試驗(yàn)方法，以一、三次風(fēng)速測量及調(diào)平試驗(yàn)為例，需要在80%以上額定負(fù)荷下，用標(biāo)準(zhǔn)測速管測量每根一、三次風(fēng)管內(nèi)動壓、靜壓，并用經(jīng)過校驗(yàn)的標(biāo)準(zhǔn)T型熱電偶測量風(fēng)溫。然后計(jì)算一、三次風(fēng)風(fēng)速和風(fēng)量，計(jì)算公式按照式(5)、(6)、(7)計(jì)算氣體流速和氣體流量。根據(jù)結(jié)果進(jìn)行相應(yīng)調(diào)整，使同層一次風(fēng)速偏差控制在5%以內(nèi)

(5)

(6)

Q=3 600 Aν

(7)

式中ν——?dú)怏w流速/m·s-1;

k——測速管速度系數(shù);

Pd——測速管測得的動壓/Pa;

ρ——?dú)饬髅芏?kg·m-3;

ρ0——標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下氣流密度/kg·m-3;

Pa——大氣壓力/Pa;

Pp——管道內(nèi)氣體靜壓/Pa，

t——管道內(nèi)氣體溫度/℃;

A——管道截面積/m2;

Q——?dú)饬髁髁?m3·h-1。

3 空氣動力場試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 爐內(nèi)假想切圓測量

爐內(nèi)中心假想切圓的測量是以C層一次風(fēng)噴口下沿為基準(zhǔn)高度，沿每個(gè)角的燃燒器下邊緣中心線作射線，根據(jù)四角燃燒器所作的四條射線測繪爐內(nèi)的切圓大小，其結(jié)果如表1所示，實(shí)測燃燒器切圓如圖1所示。

表1 1號鍋爐切圓測量結(jié)果/mm

名稱1號角2號角3號角4號角爐膛中心點(diǎn)與燃燒器中心線的垂直距離340355345350

從表1中測試結(jié)果可以看出，1號角燃燒器中心線與爐膛中心點(diǎn)的垂直距離為340 mm，2號角燃燒器中心線與爐膛中心點(diǎn)的垂直距離為355 mm，3號角燃燒器中心線與爐膛中心點(diǎn)的垂直距離為345 mm，4號角燃燒器中心線與爐膛中心點(diǎn)的垂直距離為350 mm。測量結(jié)果表明，1號角與3號角軸線切于爐內(nèi)Φ685 mm的切圓，2號角與4號角軸線切于爐內(nèi)Φ705 mm的切圓，與設(shè)計(jì)假想切圓直徑Φ691 mm和Φ712 mm基本相當(dāng)。

圖1 實(shí)測燃燒器切圓示意圖

3.2 冷態(tài)模化試驗(yàn)

為了使冷態(tài)試驗(yàn)?zāi)軌蜻_(dá)到各項(xiàng)自?；瘲l件，試驗(yàn)開始前將送風(fēng)機(jī)、引風(fēng)機(jī)、一次風(fēng)機(jī)、排粉機(jī)均正常投入運(yùn)行，各角二次風(fēng)門及SOFA風(fēng)門開度均控制在80%左右。模化試驗(yàn)工況下一、二、三次風(fēng)速實(shí)測結(jié)果見表2。從表2實(shí)測數(shù)據(jù)看出：?；囼?yàn)一、二、三次風(fēng)速平均值與理論選取值比較接近，滿足冷態(tài)模化試驗(yàn)的各項(xiàng)要求；調(diào)平后各層一次風(fēng)速偏差相對較小，偏差基本在5%～8%；調(diào)平后各層二次風(fēng)速偏差不大，最大為8.4%，最小為2.4%；同層三次風(fēng)速偏差不大，最大為9.1%，最小為5.8%。

3.3 爐內(nèi)速度場分布試驗(yàn)

用葉輪式風(fēng)速儀測量爐內(nèi)中心線上各點(diǎn)的風(fēng)速，繪出爐內(nèi)速度分布情況。圖2為1號鍋爐D層燃燒器噴口中心標(biāo)高爐膛水平截面上的氣流速度分布圖，從圖2可以看出，爐內(nèi)速度場分布基本合理，和靜態(tài)相比，動態(tài)條件下受一、二、三次風(fēng)共同影響，實(shí)際切圓將變大，實(shí)際切圓直徑大小約為7.2 m，貼壁風(fēng)速約為1.2～2.8 m/s。

表2?；囼?yàn)風(fēng)速測試結(jié)果

名稱1角風(fēng)速/m·s-12角風(fēng)速/m·s-13角風(fēng)速/m·s-14角風(fēng)速/m·s-1同層風(fēng)速最大偏差/[%]上三次風(fēng)H41.137.534.840.29.1上三次風(fēng)G43.337.739.040.28.0中二次風(fēng)FF24.224.024.023.32.4一次風(fēng)F20.618.017.420.18.3中二次風(fēng)EF25.823.026.425.68.4一次風(fēng)E21.418.320.020.57.6下三次風(fēng)h38.437.736.040.35.8一次風(fēng)D20.118.018.721.26.7下三次風(fēng)g37.237.535.341.28.8一次風(fēng)C10.912.012.711.57.2一次風(fēng)B21.319.719.122.06.4中二次風(fēng)AB17.520.017.019.77.1一次風(fēng)A19.117.719.720.43.9一次風(fēng)速平均18.4二次風(fēng)速平均23.0三次風(fēng)速平均38.7

圖2 D層燃燒器斷面速度流場

4 熱態(tài)燃燒調(diào)整試驗(yàn)結(jié)果及分析

4.1 變一次風(fēng)量調(diào)整試驗(yàn)

變一次風(fēng)量大小對鍋爐燃燒有不同程度的影響，通過改變一次風(fēng)量大小，在保證正常穩(wěn)定的汽溫，煤粉穩(wěn)定著火，通過試驗(yàn)確定一次風(fēng)量變化對污染物排放及鍋爐結(jié)焦的影響程度[12]。本次試驗(yàn)分別在300 MW和220 MW下進(jìn)行，熱一次風(fēng)母管風(fēng)壓分別控制在2.4 kPa、2.7 kPa和3.0 kPa，對應(yīng)噴口一次風(fēng)速分別為23.0 m/s，25.1 m/s和26.9 m/s。發(fā)現(xiàn)機(jī)組負(fù)荷和運(yùn)行氧量不變時(shí)，當(dāng)一次風(fēng)壓提高以后，減溫水和排煙溫度變化不大，但灰渣可燃物上升明顯，對煤粉燃盡不利，鍋爐效率下降0.5%左右。同時(shí)一次風(fēng)量提高有利于NOx生成，NOx排放濃度有所上升。如圖3，從爐膛溫度場來看，一次風(fēng)壓提高后爐膛整體平均溫度略有下降，最高點(diǎn)溫度下移，爐膛溫度呈現(xiàn)出分布不均的現(xiàn)象。

圖3 不同一次風(fēng)壓時(shí)不同高度下爐膛溫度分布圖

4.2 變?nèi)物L(fēng)量調(diào)整試驗(yàn)

變?nèi)物L(fēng)量試驗(yàn)分別在100%和75%負(fù)荷進(jìn)行。機(jī)組負(fù)荷和運(yùn)行氧量不變時(shí)，當(dāng)把三次風(fēng)速降低后，減溫水量略有下降，排煙溫度變化不大，灰渣可燃物變化并不很明顯，鍋爐效率變化不大，但NOx排放濃度有所下降。300 MW和220 MW機(jī)組負(fù)荷下不同三次風(fēng)速下各層爐膛平均溫度分布見圖4。從爐膛溫度測量結(jié)果看，三次風(fēng)量降低后爐膛整體平均溫度下降不多，但爐膛溫度分布更加均勻，且最高點(diǎn)溫度有下降的趨勢。

圖4 300 MW和220 MW機(jī)組負(fù)荷下不同 三次風(fēng)速下各層爐膛平均溫度分布

4.3 變氧量調(diào)整試驗(yàn)

變氧量試驗(yàn)分別在100%和75%額定負(fù)荷下進(jìn)行，可知：當(dāng)氧量提高后，主汽減溫水量略有增加，排煙溫度有所上升，但灰渣可燃物下降明顯，飛灰可燃物平均下降1%以上。雖然排煙損失增大，但固體損失下降更多，因此鍋爐效率提高在0.5%～1.0%，而NOx排放濃度上升約30～40 mg/Nm3。從爐膛溫度場看，氧量提高后爐膛整體平均溫度下降，爐膛溫度分布情況變化不大，最高點(diǎn)溫度變化較小。由此可以得出在不同負(fù)荷下最佳氧量控制推薦值，如表3所示，最后可以擬合出不同負(fù)荷下氧量運(yùn)行曲線，見圖5。

表3不同負(fù)荷下最佳氧量控制推薦值

項(xiàng)目機(jī)組負(fù)荷/MW建議運(yùn)行氧量/[%]13003.522204.531605.0

圖5 不同機(jī)組負(fù)荷下運(yùn)行氧量擬合曲線

5 結(jié)論

通過冷態(tài)條件下燃燒器檢查發(fā)現(xiàn)，E、F層一次風(fēng)燃燒器已嚴(yán)重變形，應(yīng)盡快修補(bǔ)或更換。實(shí)際測得1、3號角切圓大小為Φ685 mm，2、4號角切圓大小為Φ705 mm，與設(shè)計(jì)假想切圓直徑相差不大。爐內(nèi)速度場分布基本合理，實(shí)際切圓直徑大小約為7.2 m。試驗(yàn)得出保持相對較低的一次風(fēng)壓和較低三次風(fēng)量后，爐膛整體平均溫度下降，爐膛溫度最高點(diǎn)有下降的趨勢，溫度分布更加均勻。當(dāng)運(yùn)行氧量提高后，排煙溫度有所上升，灰渣可燃物下降明顯，鍋爐效率提高0.5%以上，NOx排放濃度上升。通過兩個(gè)階段調(diào)整試驗(yàn)，鍋爐爐膛溫度基本處于合理范圍，NOx排放變化不大，鍋爐結(jié)焦?fàn)顩r已得到明顯改善，同時(shí)鍋爐效率有所提高，在保證機(jī)組安全運(yùn)行前提下，經(jīng)濟(jì)性也得到提高，實(shí)現(xiàn)了機(jī)組安全、經(jīng)濟(jì)運(yùn)行。

[1]劉勇,張躍安,黃月.四角切圓鍋爐爐膛上部冷態(tài)空氣動力場的試驗(yàn)研究[J].電站系統(tǒng)工程,2002,18(4):23-24.

[2]李廣偉,張海潮.L125 t/h超臨界墻式切圓褐煤鍋爐冷態(tài)空氣動力場試驗(yàn)研究[J].科技創(chuàng)新與應(yīng)用,2014(5):30-31.

[3]劉建華,馬國偉,白楊.超臨界四角切圓鍋爐冷態(tài)空氣動力場試驗(yàn)研究[J].寧夏電力,2014(6):61-67.

[4]張桂華,鄭文廣,劉博,等.300 MW亞臨界四角切圓鍋爐冷態(tài)空氣動力場試驗(yàn)研究[J].電站系統(tǒng)工程,2013(6):40-42.

[5]劉亞傳,梁雙印,李少波.600 MW亞臨界鍋爐冷態(tài)空氣動力場試驗(yàn)及優(yōu)化[J].中國科技投資,2013(A13):121.

[6]高峰.鍋爐熱經(jīng)濟(jì)性燃燒調(diào)整分析[J].鍋爐技術(shù),2007,38(4):43-46.

[7]張永春,程昌業(yè),張化巧,等.鍋爐冷態(tài)空氣動力場試驗(yàn)數(shù)據(jù)在熱態(tài)調(diào)整中的應(yīng)用[J].電力學(xué)報(bào),2002,17(3):199-202.

[8]王夔.600 MW亞臨界鍋爐冷態(tài)空氣動力場試驗(yàn)及優(yōu)化[D].重慶:重慶大學(xué),2008.

[9]劉俊忠,王軍明.水平濃淡風(fēng)煤粉燃燒器在410 t/h鍋爐上的應(yīng)用[J].節(jié)能技術(shù),2003,21(1):29-31.

[10]姜健.W火焰爐爐內(nèi)流動特性的試驗(yàn)研究[J].節(jié)能技術(shù),2013,31(3):223-226.

[11]王勇.300 MW對沖燃燒鍋爐燃燒優(yōu)化調(diào)整試驗(yàn)研究[D].沈陽:沈陽工程學(xué)院,2017.

[12]王少波.660 MW火電機(jī)組降低NOx排放試驗(yàn)研究[D].北京：華北電力大學(xué),2013.