吳永翔

(攀鋼能源動力中心，四川攀枝花，617000)

240 t/h鍋爐底部加熱系統(tǒng)的研究與應用

吳永翔

(攀鋼能源動力中心，四川攀枝花，617000)

主要介紹了底部加熱技術在攀鋼240 t/h鍋爐的應用情況，通過鍋爐點火升壓時壁溫差產生機理，引出了相關控制方法，并對底部加熱方式與“煨爐”方式進行了經(jīng)濟性和應用效果的綜合比較，說明了底部加熱方式應用的優(yōu)勢，同時，提出了現(xiàn)底部加熱系統(tǒng)安全應用的注意事項。

鍋爐;底部加熱;壁溫差;經(jīng)濟性

1 概述

攀鋼DG240/9.8-芋型純燒煤氣高溫高壓鍋爐，屬自然循環(huán)汽包爐、燃燒器四角布置切圓燃燒、平衡通風，鍋爐構架采用全鋼/全懸吊結構、“儀”型布置。設計燃料為高爐煤氣、焦爐煤氣和轉爐煤氣，額定蒸發(fā)量240 t/h，額定蒸汽溫度540℃，額定蒸汽壓力9.8 MPa。鍋爐前部為爐膛，四周布滿膜式水冷壁。爐頂，水平煙道兩側及轉向室設置頂棚和包墻管，尾部豎井煙道中交錯布置兩級省煤器和兩級空氣預熱器。

整個爐膛共分12個循環(huán)回路，前、后、左、右側各3個回路。其水循環(huán)系統(tǒng)為：經(jīng)省煤器加熱后的給水進入汽包，與汽包中的爐水混合后分別進入4根集中下降管，再由36根囟133伊10的下水連接管分別引到前、后及兩側水冷壁下集箱。汽水混合物由36根囟133伊10的頂部連接管引入汽包，在汽包內蒸汽及水通過汽水分離裝置進行分離，分離出來的飽和蒸汽進入過熱器，飽和水進入下降管進行再循環(huán)。

2 鍋爐底部加熱的引出

2.1 鍋爐點火升壓時壁溫差的研究

2.1.1 點火升壓時壁溫差產生機理

鍋爐點火時，汽包上部是飽和汽、下部是水。汽包下部，水對汽包放熱，使汽包壁溫度升高，傳熱方式是對流換熱；汽包上部，蒸汽遇到溫度較低的汽包壁，發(fā)生凝結，釋放出汽化潛熱，傳熱方式是凝結換熱。鍋爐點火初期，燃燒較弱，鍋爐水循環(huán)很慢，汽包內爐水的流動速度很低。據(jù)研究，在低汽包壓力和循環(huán)流速下，凝結換熱系數(shù)遠大于對流換熱系數(shù)。因此，汽包上部在蒸汽的強烈加熱下，上壁溫可很快達到當時壓力對應的飽和溫度，而汽包下部因熱量傳遞較慢，下壁溫上升較慢，這樣就出現(xiàn)了上下壁溫差，上壁溫度高，下壁溫度低。表1是不同壓力時水的飽和溫度相對壓力的變化率。

表1 不同壓力下飽和溫度的變化率

由表1可見，在汽壓較低時，飽和溫度的變化較為劇烈，汽壓越高，汽壓變化引起飽和溫度的變化越小。在鍋爐起壓階段，壓力只要上升少許，飽和溫度就上升很多。蒸汽可將汽包上部內壁迅速加熱到飽和溫度，使上壁溫飛快上升；而爐水對汽包下部內壁的加熱很慢，下壁溫緩慢上升。

因此，鍋爐點火后起壓階段，最易出現(xiàn)汽包上下壁溫差快速增大，如控制不當，汽包上下壁溫差要超過規(guī)定，且汽包內外壁也要產生很大的溫差，必須嚴格控制燃燒率，減緩鍋爐升壓率。

2.1.2 點火升壓時壁溫差控制方法

根據(jù)壁溫差產生機理，鍋爐啟動過程中，采用下列措施可控制汽包上下壁溫差。

（1）汽壓在0.1 MPa以下時，嚴格控制爐膛燃燒強度，保持較小的汽壓上升速度。如果上下壁溫差達到較大值，應及時減弱燃燒，待上下溫差降低后再繼續(xù)升壓。

（2）使水冷壁受熱均勻，有助于消除汽包內的死區(qū)，使汽包下壁溫趨于均勻。

（3）點火初期對下聯(lián)箱進行適當放水，可加速汽包、水冷壁管和下降管內爐水的流動，使冷熱爐水進行充分混合、補充，消除汽包下部的溫差。

為控制240 t/h鍋爐點火初期的上下壁溫差，特要求冷態(tài)鍋爐點火后，嚴格執(zhí)行鍋爐升溫升壓曲線，其升溫升壓控制指標為：

升壓速率：0.029~0.049 MPa/min；

升溫速率：汽包壓力0~0.1 MPa時，役1℃/ min；汽包壓力躍0.1 MPa，役2℃/min；

汽包上下壁溫差役40℃；

為嚴格按要求控制汽包上下壁溫差和升溫升壓速率（尤其控制好鍋爐起壓階段的升溫率），結合有效經(jīng)驗，240 t/h鍋爐采取了點爐后“煨爐”1耀2 h的措施。所謂“煨爐“，即鍋爐點火后，保持一定的煤氣開度（煤氣調門開度一般為20%耀30%），控制一定的燃燒速率，充分均勻加熱各表面受熱部件，達到有效控制各受熱部件的應力。煨爐結束后，鍋爐方開始升溫升壓。汽機沖轉前的鍋爐原則性的升溫升壓要求見表2。

表2 240t/h鍋爐汽機沖轉前升溫升壓表

由表2所示，冷態(tài)鍋爐點火后，“煨爐”1耀2 h，待爐膛均勻受熱后，開始升壓，自起壓至1.0 MPa，時間為80 min，再至汽輪機沖轉，需40 min，如此，冷態(tài)鍋爐自點火成功至汽機沖轉，共需時長3耀4 h。

但是，采用“煨爐”方法，存在如下不足：

（1）煨爐所需時間長，延長了汽輪發(fā)電機組的上網(wǎng)時間。

（2）煨爐無法有效控制汽包上下壁溫差，對燃燒調整要求高，稍不慎，壁溫差易超限。

（3）煨爐效率低。點火后，因爐膛溫度較低，冷爐冷風，煤氣利用效率低。

2.2 底部加熱的引出

針對“煨爐”方式的不足，結合國內同行的成功經(jīng)驗，240 t/h鍋爐設計實施了下聯(lián)箱底部加熱系統(tǒng)，并得到了成功應用。所謂“底部加熱”，就是利用鄰機抽汽作為加熱汽源，通過鍋爐下聯(lián)箱加熱爐內給水，為鍋爐創(chuàng)造一個熱爐的啟動環(huán)境，改善水循環(huán)，使鍋爐各金屬部件均勻受熱，有效降低各部件溫差所引起的熱應力。

3 底部加熱的綜合評估

底部加熱涉及加熱蒸汽與爐內給水的加熱、爐內給水與水冷壁管等的換熱以及水冷壁管對爐膛內空氣的換熱，因此，若理清底部加熱各種換熱關系，需進行換熱計算，進而準確計算蒸汽耗量，開展相關計算評估。

3.1 底部加熱的經(jīng)濟性分析

3.1.1 傳熱系數(shù)的計算

將鰭片膜式水冷壁管的換熱過程模擬為大平板熱傳導過程，爐膛內空氣溫度取30℃，爐水被加熱至150℃。根據(jù)傳熱流程可知，加熱蒸汽對水冷壁中的給水加熱的同時，給水也通過水冷壁管向外傳熱，其傳熱系數(shù)為：

其中，α1—水冷壁管內的水對管壁的對流換熱系數(shù)：

D—水冷壁內徑，0.05 m；

v—水在水冷壁中流動的速度，取1.0 m/s。

水的其他狀態(tài)參數(shù)由平均溫度（90℃）查?。?/p>

?f—動力粘度系數(shù)，314.9伊10-6kg/(m.s)；

Prf—1.95；

λ—68伊10-2W/(m.k)；

?w—30℃空氣的動力粘度系數(shù)，1002.47伊10-6kg/ (m.s)。

計算得出，α1=16.49 W/(m2K)。

α2—水冷壁與爐膛中空氣的對流換熱系數(shù)，查表得，10 W/(m2K)

λS—水冷壁管的導熱系數(shù)，據(jù)其材質查表得，48.9 W/(m2K)；

δ—水冷壁管的當量厚度，經(jīng)計算得，3.09 m。

由此可求得，K=4.49 KJ/(m2K)。

3.1.2 加熱過程中的熱平衡

工質被加熱的同時，對外放出的熱量為

Q損=KA△t=434730.8 kJ

式中，A—水冷壁受熱面積（m2）；

△t—溫升，℃。

水冷壁管中工質的吸熱量（被加熱到0.5 MPa，150℃）為：

Q吸=m(h1-h2)=12486412 kJ

式中，m—水冷壁和汽包內的水量，kg；

h1、h2—水的初始、終態(tài)焓值。

由熱平衡方程可得，蒸汽放出的熱量為，

Q放=Q損+Q吸=D△h汽

式中，D—加熱蒸汽量（t）；

△h汽—蒸汽焓降。

由上式可得出，D=5.37t，折合標煤為：440.96kg。

3.1.3 與“煨爐”的經(jīng)濟性比較

“煨爐”期間僅采用焦煤單種燃料，單送單吸運行，其耗燃料折標煤計算如下（煨爐時間按1 h計算）：

（1）焦煤耗量為1000 m3，按照焦煤15380.4 kJ/ m3計算，約耗熱量：15380.4伊1000=15380400 kJ。

（2）送風機耗電量：18伊6伊0.85伊1.732=159 kWh，折合能量為572400 kJ。

（3）吸風機耗電量：40伊6伊0.85伊1.732=353.3 kWh，折合能量為1271880 kJ。

綜上，“煨爐”合計耗能為：17224680 kJ，折合標煤：587.83 kg。

顯然，“煨爐”的耗能折標煤587.83 kg躍底部加熱耗能（440.96kg），因此，底部加熱經(jīng)濟性更強。

3.2 “煨爐”與底部加熱實際應用效果比較

結合兩次點爐所采取不同方式，下面將兩者升壓至0.5 MPa（汽包壓力）和滿足汽機沖轉時的各參數(shù)統(tǒng)計如表3、表4所示。

表3 “煨爐”方式鍋爐實際升溫升壓表

表4 “底部加熱”方式鍋爐升溫升壓表

表3注：點火以焦煤四角全部點燃時間起算，因此，點火時汽包壁溫、爐膛溫度均由一定程度升高。

表4注：因鄰機未滿負荷運行，底部加熱蒸汽汽源未達設計參數(shù)，實際為（0.75 MPa，295℃），若機組滿負荷運行，三抽蒸汽品質提高，時間會得以優(yōu)化。

由表3、表4，可得出分別采用兩種方式下“點火至汽機沖轉期間”鍋爐升溫率和升壓率，見表5。

由表3耀表5可知，在相當時長內，“底部加熱”方式的壁溫差控制效果明顯好于“煨爐”的方式，底部加熱方式避開了0耀0.1 MPa低壓區(qū)，也就是避開了飽和汽溫快速上升區(qū)域，全程控制升溫率約2℃/ min，點火后升溫升壓期間最大壁溫差僅-1℃。同時，鍋爐爐膛溫度可達131℃，為點火創(chuàng)造了熱爐環(huán)境，有利于鍋爐點火和穩(wěn)燃。

表5 兩種方式點火至汽機沖轉期間升溫升壓率比較表

“煨爐”方式點火后升壓期間的升溫率為1.97℃/min，該升溫率雖約2℃/min，但耗用時間明顯趨長，自點火至滿足汽機沖轉條件，全程耗時207 min，較底部加熱方式（點火至汽機沖轉）的149 min多耗時58 min，也就是說，采用“煨爐”方式，汽輪機沖轉、發(fā)電機組并網(wǎng)和滿負荷運行時間延遲58 min，明顯影響機組的發(fā)電效℃。同時，該方式下雖嚴格控制升溫率和壁溫差，但壁溫差仍偏高，鍋爐在升壓期間采取了加強定排放水的措施，導致給水、熱量的外排損失。

3.3 底部加熱的綜合評估

結合底部加熱和煨爐兩種方式在經(jīng)濟性和實際應用效果等方面的比較，明顯可得出底部加熱更具優(yōu)勢，其以更經(jīng)濟的方式有效控制了鍋爐升溫率、壁溫差等指標，有利于鍋爐金屬部件的充分均勻受熱膨脹，控制了金屬部件的熱應力，可有效延長鍋爐部件的使用壽命，此外，為點火創(chuàng)造了熱爐環(huán)境，有利于鍋爐點火和穩(wěn)燃，也為汽輪機提前安全沖轉和并網(wǎng)創(chuàng)造了良好條件，汽機并網(wǎng)時間可提前58 min。

4 240 t/h鍋爐底部加熱系統(tǒng)的應用

4.1 系統(tǒng)設計

240 t/h鍋爐的底部加熱采用下聯(lián)箱底部加熱方法，加熱汽源取自鄰機第三段抽汽（額定參數(shù)：1.139 MPa、291.1℃），加熱汽源進入分配集箱，由12支管分別送入東、西、前、后下聯(lián)箱共12個回路，如此完成鍋爐底部加熱工作，系統(tǒng)見圖1。

圖1 240t/h鍋爐底部加熱系統(tǒng)圖

4.2 底部加熱的投停

4.2.1 底部加熱的投停

（1）鍋爐上水之后就可投入鄰爐加熱系統(tǒng)，控制汽包壁溫上升速度役1℃/min。

（2）加熱汽源汽壓大于0.7 MPa，若汽源壓力低不得投入爐底加熱裝置。

（3）檢查關閉各聯(lián)箱加熱分門，全開鄰爐加熱聯(lián)箱疏水門，稍開鄰爐加熱汽源總門，確認過汽，開始暖管。

（4）暖管充分后，關閉鄰爐加熱聯(lián)箱疏水門，開啟鄰爐加熱汽源總門。

（5）緩慢逐個開啟聯(lián)箱加熱分門，保持各聯(lián)箱加熱均勻，管道不振動，控制汽包上下壁溫差役40℃，此階段升壓一般分為三個階段：

緩慢將加熱汽源總門后汽壓提高至0.05 MPa，開始加熱；

待爐水溫度上升至50℃，開大加熱汽源總門，提壓至0.1 MPa，加強加熱；

待爐水溫度上升至80℃左右，根據(jù)管道振動情況，緩慢全開加熱汽源總門，全面投入底部加熱。

（6）鍋爐點火后緩慢升壓，當汽包壓力大于0.5 MPa時，關閉各聯(lián)箱加熱分門及加熱汽源總門，退出爐底加熱系統(tǒng)。

4.2.2 底部加熱投運注意事項

（1）安全的汽源壓力。為防止底部加熱，鍋爐升壓時爐水倒進入汽輪機內，嚴格監(jiān)視汽源壓力尤為重要，底部加熱投運是否安全判斷如下式：

P汽億P汽包+籽g(hq-hc)

其中：P汽——汽源壓力，

P汽包——汽包壓力，

hq、hc——汽包中心線標高、除氧器標高（加熱汽源取點采自除氧加熱蒸汽母管）。

鍋爐底部加熱投運，汽包最高至0.5 MPa，汽包中心線標高為33.25 m，除氧器標高為16 m，籽，取壓力0.5 MPa/150℃未飽和水密度，917 kg/m3。

由此計算得：P汽億0.66 MPa。

因此，爐底加熱投運過程中，當汽源壓力躍0.7 MPa，方能確保其安全運行。若汽源壓力不足，應及時退出底部加熱。

（2）爐底加熱投運時，應控制升壓速率，以免引起管道振動和汽包上下壁溫差超限。

（3）檢查確認鍋爐大汽門、機測主汽門關閉，一段疏水開啟，以免起壓后蒸汽進入汽輪機，引起大軸熱彎曲。

（4）鍋爐汽包見水（-300 mm）即可投運底部加熱，否則，隨著底部加熱深入，汽包水位逐漸上升至高水位而外排，導致熱量損失。

（5）投入底部加熱后，關閉各空氣門，如此既能保證爐內工質的正常循環(huán)，又能減少熱量損失。

4.2.3 應用中常見問題

240 t/h鍋爐底部加熱應用以來，總體取得了成功，但在生產協(xié)調、操作、系統(tǒng)設計等仍存不足，主要體現(xiàn)如下：

（1）底部加熱投運后，鍋爐起壓所需時間較長，此要求合理安排鍋爐汽水系統(tǒng)檢修與機組啟動時間，給予鍋爐充分加熱時間。據(jù)表4，底部加熱蒸汽投運后，各汽壓所對應加熱時間如表6所示。

表6 底部加熱時鍋爐起壓時間表

由表6可知，鍋爐底部加熱投運后，汽壓升至0.1 MPa需160 min，升至0.5 MPa，需要12.22 h。因此，底部加熱投運需要較充分的時間。

（2）底部加熱時應確保加熱蒸汽的參數(shù)，確保蒸汽焓值不較遠偏離設計參數(shù)，提高蒸汽熱焓品質來縮短加熱時間。實際應用中，如果鄰機負荷較低時，三級抽汽壓力、溫度偏低，可采用汽輪機第二級抽汽作為加熱汽源，縮短加熱時間。

（3）底部加熱時汽包水位應控制在可見水位最低點（-300 mm），否則，隨著底部加熱深入，爐內介質比容增大，汽包水位逐漸上漲，為避免汽包水進入過熱器內，高水位時被迫放水，導致介質、熱量損失。底部加熱應用之初，易出現(xiàn)此類問題。

（4）系統(tǒng)設計上未在加熱汽源總門后設置逆止閥，存在安全隱患。當鄰機加熱汽源壓力突降，極易發(fā)生爐水倒灌至汽輪機抽汽管道甚至缸內，發(fā)生水沖擊。因此，崗位人員尤其鄰機人員應加強蒸汽汽源壓力管控，做好事故預想。

（5）崗位人員對底部加熱認識不足，運用積極性不高。實際應用中，崗位人員存在“底部加熱操作繁瑣、效果不如煨爐”等思想，底部加熱運用積極性不高。以上研究結果證明了底部加熱的應用效果明顯，有利于汽溫、汽壓等參數(shù)控制，因此，要提高運用底部加熱的積極性，積極協(xié)調生產計劃、檢修時間，為鍋爐底部加熱創(chuàng)造時間條件，只要“檢修完畢至鍋爐點火間隙時長躍2耀3 h”，即可投入底部加熱。

5 結論

5.1 通過“底部加熱”和“煨爐”的經(jīng)濟性和實際應用對比，底部加熱具有明顯的優(yōu)勢。鍋爐冷態(tài)啟動時，底部加熱可完全替代原低壓區(qū)域的“煨爐”方式，不僅具有更好的經(jīng)濟性，而且可以使鍋爐各受熱面膨脹更均勻，改善水循環(huán)，有效控制壁溫差，而且由于鍋爐點火前爐膛溫度可達100℃以上，有利于鍋爐順利點火，減少煤氣爐爆燃。

5.2 “底部加熱”較“煨爐”在相同的升溫率下，可提前約1 h上網(wǎng)，具有良好的經(jīng)濟性。

5.3 底部加熱投運應加強加熱汽源的壓力監(jiān)控，要求汽源壓力躍0.7 MPa，確保底部加熱安全，也要控制好汽包水位，避免介質、熱量損失。

5.4 提高底部加熱運用的積極性，協(xié)調好檢修與生產計劃的時間，為底部加熱創(chuàng)造條件。

Research and Application of the Bottom Heating System for 240 t/h Boiler

Wu Yongxiang
(Energy and Power Center of Pangang Group V-Ti Co.,Ltd,Panzhihua,Sichuan 617000,China)

The application of bottom heating technology in the 240 t/h boiler of Pangang is introduced.Related control methods were obtained through the generating mechanism of wall temperature difference at rising pressure after boiler ignition.The economy and applica原tion effect of bottom heating and boiler“roasting”were comprehensively compared,to show the advantages of bottom heating mode.Attention points in safe operation of the existing bot原tom heating system are also put forward.

boiler;bottom heating;wall temperature difference;economy

TK229

B

1006-6764（2014）11-0033-06

2014-06-12

吳永翔(1967-)，男，大學本科，熱力工程師，現(xiàn)從事熱能動力生產運行及技術管理工作。