張繼光，段 寶，陳峻峰

(1.華電電力科學研究院，陜西西安710075； 2.西安興儀啟動發(fā)電試運有限公司，陜西西安710075)

超超臨界鍋爐水冷壁熱偏差的問題分析

張繼光1，段 寶2，陳峻峰2

(1.華電電力科學研究院，陜西西安710075； 2.西安興儀啟動發(fā)電試運有限公司，陜西西安710075)

結合某660 MW超超臨界鍋爐轉(zhuǎn)入直流工況時,在中低負荷運行階段，常發(fā)生水冷壁熱偏差問題，分析其原因主要是水冷壁冷卻流量與鍋爐熱負荷的不匹配。對此采取減少減溫水量，適當降低過熱度及改變制粉系統(tǒng)的組合方式、燃燒配風、煤粉細度調(diào)整等多種措施，控制熱偏差效果明顯；同時針對該鍋爐水冷壁的結構特點，在運行生產(chǎn)中防止氧化皮脫落方面提出控制措施，對減緩或防止水冷壁熱偏差也有較強作用。研究內(nèi)容對于同類型機組或相似問題的解決有借鑒意義。

水冷壁；節(jié)流孔；熱偏差；質(zhì)量流速；熱負荷；氧化皮

0 引言

多個工程實踐發(fā)現(xiàn)，600 MW等級及以上的超(超超)臨界機組采取垂直上升式、節(jié)流孔式的水冷壁結構，在鍋爐轉(zhuǎn)入直流工況至中低負荷運行時多發(fā)生部分水冷壁管束壁溫高、熱偏差大的問題，嚴重影響鍋爐的安全穩(wěn)定運行。結合實例，分析水冷壁熱偏差的具體原因，從鍋爐汽水側、燃燒調(diào)整及其施工階段、日常生產(chǎn)階段等多個方面提出具體的控制或減緩熱偏差的技術措施，對于同類型機組或相似問題的解決具有很強的借鑒意義。

1 鍋爐和水冷壁結構特點

1.1 鍋爐的主要性能

江蘇國信靖江發(fā)電廠2×660 MW超超臨界機組，采取哈爾濱鍋爐廠制造，引進日本三菱重工技術，型號：HG-2038/26.15-YM3的超超臨機鍋爐；設計煤種神華煤，校核煤種晉北煤；П型布置、單爐膛、四墻切圓燃燒方式(PM低NOx燃燒技術)，爐膛采用內(nèi)螺紋管垂直上升膜式水冷壁。鍋爐的主要性能參數(shù)詳見表1。

表1 鍋爐主要性能參數(shù)

1.2 水冷壁結構特點

水冷壁采用改進型的內(nèi)螺紋管垂直水冷壁，即在上下爐膛之間加裝水冷壁中間混合集箱；爐膛斷面尺寸為19 230×19 268 m2，水冷壁管共有1 728根，四墻各432根，兩側墻各432根，均為φ28.6×6.2 mm，管材均為15CrMoG；水冷壁下集箱采用φ219 mm的小直徑集箱，并將節(jié)流孔圈移到水冷壁集箱外面的水冷壁管入口段，入口短管采用φ54×12的較粗管子，在其嵌焊入節(jié)流孔圈，再通過三次三叉管過渡的方法與φ28.6的水冷壁管相接，如圖1所示。

圖1 水冷壁入口節(jié)流孔布置示意圖

節(jié)流孔圈的孔徑允許采用較大的節(jié)流范圍，可以保證孔圈有足夠的節(jié)流能力，按照水平方向各墻的熱負荷分配和結構特點，調(diào)節(jié)各回路水冷壁管中的流量，以保證水冷壁出口工質(zhì)溫度的均勻性，并防止個別受熱強烈和結構復雜的回路與管段產(chǎn)生DNB和出現(xiàn)壁溫不可控制的干涸(DRO)現(xiàn)象。

依據(jù)水冷壁的材質(zhì)和鍋爐安全運行，水冷壁測點(中間入口集箱壁溫測點和出口壁溫測點)報警值均設置為490 ℃；依據(jù)材質(zhì)瞬時可承受580 ℃左右的溫度。

2 水冷壁熱偏差現(xiàn)象

在鍋爐轉(zhuǎn)入直流工況中低負荷運行階段，210～330 MW，水冷壁四墻間，每墻管束間均出現(xiàn)較大的熱偏差，但未發(fā)生水冷壁超溫現(xiàn)象，壁溫在可控范圍內(nèi)，并且伴隨有明顯的管間脈動現(xiàn)象。具體表現(xiàn)：210～250 MW鍋爐初始轉(zhuǎn)入直流工況后，左墻NO.88～NO.122等顯示的8～14根管束的水冷壁中間入口集箱壁溫測點溫度相對于此時負荷和該屏的其它管束壁溫明顯偏高50～100 ℃，如圖2所示。在440～485 ℃；且在穩(wěn)定負荷工況，管間有明顯的脈動現(xiàn)象，尤其是壁溫高點的管束更加明顯，溫度迅速升級在30 ℃左右；負荷升至270～330 MW，以上問題左墻消失，但轉(zhuǎn)化為前墻NO.48～66等10根管束，也較為明顯；負荷升至350 MW，即50%BRL負荷以上時，熱偏差明顯減少，水冷四墻及每墻管束間的隨著負荷的升高趨于一致，且無脈動現(xiàn)象。江蘇國信靖江發(fā)電廠2臺660 MW超超臨界直流鍋爐均在調(diào)試階段和后期日常運行階段發(fā)生此問題，據(jù)調(diào)研同類型的較多機組，如江蘇大唐呂泗港、大唐南京超超臨界660 MW，華能玉環(huán)、大唐潮州超超臨界1 000 MW電廠鍋爐均在中低負荷運行時出現(xiàn)此類熱偏差較大的問題。

圖2 左墻水冷壁管束溫度偏高區(qū)域示意圖

3 熱偏差的原因分析

結合以上所述，對鍋爐轉(zhuǎn)入直流后的中低負荷運行時，出現(xiàn)較大的熱偏差現(xiàn)象進行分析，因為在此期間運行中鍋爐控制的煤水比均正常，且從各級過熱蒸汽、再熱蒸汽管道的蒸汽溫度和壁溫、減溫水用量及其燃燒側的各項參數(shù)，如氧量、各級煙風道煙氣溫度等均在正?？刂破罘秶鷥?nèi)，進而得出導致水冷壁熱偏差的主要原因應是在此負荷階段部分水冷壁管束的冷卻流量分布與爐膛熱負荷的分布不相適應而引起的，所以控制或解決水冷壁熱偏差，必須掌握爐膛熱負荷的分布規(guī)律[1]。

該鍋爐的設計的爐膛熱負荷較大值出現(xiàn)在上層燃燒器區(qū)和燃燼風區(qū)域，尤其是燃燼風區(qū)域應是最大值，即水冷壁中間入口集箱下4.5 m左右。依據(jù)鍋爐傳熱惡化的原理和超臨界鍋爐的水動力特性，一旦水冷壁內(nèi)工質(zhì)的相變點下移，極有可能出現(xiàn)在熱負荷最大的區(qū)域，進而導致水冷壁壁溫偏高、熱偏差、管間脈動甚至超溫等更加嚴重的傳熱惡化的問題[2]。隨著鍋爐負荷的升高，水冷壁內(nèi)工質(zhì)冷卻流量的增大，爐膛熱負荷的分布均勻，尤其是進入超臨界工況點(75%BRL負荷以上時)，水冷壁內(nèi)汽水特性的一致性后，觸發(fā)此的問題幾率會明顯減少。

4 熱偏差的控制調(diào)整

4.1 適當提高水冷壁的質(zhì)量流速

(1)減少主蒸汽系統(tǒng)減溫水的投入量[3]。通過燃燒側的調(diào)節(jié)，如二次風門的配風，煙氣調(diào)節(jié)擋板等控制或適當降低主蒸汽溫度，進而減少減溫水的投入量，保證在機組負荷相對穩(wěn)定的工況下，使流經(jīng)水冷壁區(qū)域的給水量增大，維持水冷壁的水動力穩(wěn)定性有明顯較高，在一定程度上抑制出現(xiàn)部分管束壁溫突升，熱偏差增大的問題。所以在機組運行過程中應維持比較穩(wěn)定的主蒸汽溫度，避免在升降負荷過程中溫度上升過快而大量投入減溫水，進而造成水冷壁部分管束的冷卻流量相對不足，水動力相對失穩(wěn)。

(2)維持適當較低的過熱度，可通過迅速增加給水流量或減少燃料量實現(xiàn)，相對提高水冷壁的質(zhì)量流速，使水冷壁區(qū)域的相變點后移，減少水冷壁內(nèi)工質(zhì)過熱度的長度，有效減少水冷壁區(qū)域的吸熱和熱負荷，這對于在中低負荷水動力處于水動力處于邊緣狀態(tài)的水冷壁部分管束，即防止部分管束超溫和熱偏差增大有明顯效果[4]。如圖3所示：減低過熱度，使左墻NO.92、98、120等壁溫較高的管束，溫度有明顯下降，有效減少了管壁熱偏差。

圖3 壁溫與過熱度的變化趨勢圖

4.2 合理分配爐膛熱負荷

依據(jù)三菱及鍋爐運行說明書，建議“鍋爐燃燒器應先投入中上層燃燒器，隨著負荷的升高逐步在投入下層燃燒器”，即在中低負荷運行時，減少水冷壁內(nèi)過熱段的長度，使工質(zhì)的相變點后移，使爐膛熱負荷較大的區(qū)域保證相對大的冷卻流量，進而可有效防止水冷壁管束的傳熱惡化，超溫、熱偏差增大等問題[5]。而實際運行中因鍋爐下層燃燒器配置等離子或微油點火技術實現(xiàn)啟動過程中大量節(jié)油，且便于控制主蒸汽和再熱蒸汽溫度，采取與上述說明相反的燃燒器投運過程，即先投入下層，隨負荷升高逐步投入中上層燃燒器，因而易造成上述部分水冷壁管束超溫、熱偏差的問題[6]。進而解決上述問題需在現(xiàn)有的燃燒器投運方式下，通過合理的燃燒調(diào)整，重新分配爐膛熱負荷，具體可采取以下措施：

(1)改善制粉系統(tǒng)的組合方式。在不影響機組負荷或汽溫控制的前提下，可采取上層制粉系統(tǒng)運行且同等數(shù)量下制粉系統(tǒng)運行時，盡量增加上層制粉系統(tǒng)的燃煤量，減少最下層制粉系統(tǒng)的燃煤量，減少水冷壁區(qū)域的熱負荷并使工質(zhì)在水冷壁內(nèi)的過熱度的吸熱長度，對于防止部分水冷壁部分管束超溫，出現(xiàn)熱偏差有很強的調(diào)節(jié)作用[7]。原在鍋爐轉(zhuǎn)入直流工況210～330 MW的中低負荷運行階段，采取A、B、C制粉系統(tǒng)運行，盡管采取多種調(diào)節(jié)方式，如上述的多種提高質(zhì)量流速的方法，對于水冷壁熱偏差起到了較強的抑制作用，但問題未得到根本解決；后在相同的負荷階段啟動D制粉系統(tǒng)，隨著D制粉系統(tǒng)投入燃煤量的增加，原局部壁溫高的水冷壁管束，溫度迅速下降，四墻水冷壁的熱偏差迅速減少至30 ℃以內(nèi)，基本問題得以解決；經(jīng)過多次實踐證明如在該負荷階段停運A制粉系統(tǒng)，B、C、D制粉系統(tǒng)運行時，基本未出現(xiàn)較大的水冷壁熱偏差。表2即D制粉系統(tǒng)啟動后水冷壁熱偏差的變化情況。

表2 D制粉啟動啟動后的水冷壁熱偏差變化情況

(2)巧妙的配風提高爐膛火焰中心。提高爐膛的火焰中心，減少水冷壁區(qū)域的熱負荷，對于減緩水冷壁管束超溫、熱偏差有較強的調(diào)節(jié)作用[8]?？梢酝ㄟ^燃燒器燃燒器擺角實現(xiàn)，也可以利用配風方式進行：

開大最底層的二次風門，維持在 90%開度，并開大下層備用制粉系統(tǒng)的出口門和冷風門；增大燃燒器周界風擋板的的開度，延時煤粉著火，提高火焰中心的位置。

充分利用緊湊燃燼AA風和分離燃燼風OFA風的調(diào)節(jié)作用，不僅改變的火焰中心而且實現(xiàn)分級燃燒降低爐膛熱負荷較大區(qū)域的溫度水平，其控制水冷壁的熱偏差作用也較為明顯。如表3所示：在機組負荷285 MW，采取A、B、C制粉系統(tǒng)運行，僅通過調(diào)節(jié)AA風和OFA風時，水冷壁管束中間入口集箱壁溫的溫度變化。當上、下兩層的AA風擋板開度從65%關至20%，而OFA風從40%開至75%時，原水冷壁中間入口集箱壁溫較高的前墻的NO.48、NO.52、NO.62等管束溫度大幅下降，管間熱偏差明顯減少，其調(diào)節(jié)作用顯現(xiàn)。

(3)適當增大煤粉細度。煤粉細度增大也會使鍋爐煤粉燃燒退后，火焰中心位置提高，有利于減少水冷壁內(nèi)的吸熱量和管壁溫差[9]。但因增加了飛灰含碳量，影響鍋爐效率，所以正常調(diào)節(jié)較少引用。對此可以采取下層燃燒器煤粉細度較粗，而上層燃燒器較細的方式進行調(diào)節(jié)；而且現(xiàn)電廠多采取動態(tài)分離器的方式調(diào)節(jié)煤粉細度，改變是較為方便，即改變分離器的轉(zhuǎn)速。

表3 緊急燃燼風AA和分離燃燼風OFA對于水冷壁熱偏差的影響

4.3 防止氧化皮脫落

水冷壁氧化皮的脫落[10]無疑會造成節(jié)流孔的堵塞，影響水冷壁管束的冷卻流量，所以在日常鍋爐運行中需做好各項有效防止氧化皮脫落的技術措施。結合日常生產(chǎn)應重點注意以下幾方面：

(1)防止高加解列造成的給水溫度突降。給水溫度突降會造成水冷壁的急速冷卻，產(chǎn)生較大的熱應力，加速水冷壁管束內(nèi)氧化皮的脫落，尤其在高加疏水調(diào)閥卡澀或水位調(diào)節(jié)品質(zhì)不好，急速快速升降負荷時的情況下，極易發(fā)生。

(2)適當減緩機組升降負荷的速率和幅度。升降負荷速率或幅度過大，會造成爐內(nèi)溫度場、給水流量、減溫水量、蒸汽溫度的快速和大幅度擾動，加速水冷壁氧化皮的剝離[11]。而且現(xiàn)為提高機組的負荷相應能力，升降負荷時燃料的前饋量比例大于給水量的比例，燃料的滯后性明顯(給煤量的開始增加至表現(xiàn)出燃燒效應可能需120～180 s的時間)。機組的協(xié)調(diào)，升降負荷速率和幅度必須考慮到以上問題，使燃燒和水冷壁內(nèi)工質(zhì)發(fā)生比較平穩(wěn)的變化，確保升降負荷對爐內(nèi)平衡的擾動降到最低。

(3)避免鍋爐快速冷卻。同類型鍋爐因節(jié)流孔堵塞多發(fā)生爆管問題，但常為節(jié)省搶修時間，采取快速換水或未經(jīng)悶爐、自然冷卻等方式或時間很短，直接采取啟動風機快速冷卻受熱面的方式，進而加速其氧化皮的脫落并造成受熱面較大的應力沖機。對此因嚴格遵守鍋爐廠和相關技術規(guī)范所提供的冷卻速率方式和速率要求進行。

5 結論

超(超超)臨界鍋爐在轉(zhuǎn)入直流工況至中低負荷運行時，因水冷壁質(zhì)量流量和爐膛熱負荷分配的不匹配，是較容易產(chǎn)生部分水冷壁管束壁溫高、熱偏差大的問題。解決此問題可采取多種方式，如：減少減溫水量，適當降低過熱度，依靠改變的制粉系統(tǒng)的組合方式、燃燒配風、煤粉細度調(diào)整等，改變水冷壁內(nèi)的吸熱量，使與爐膛熱負荷匹配。同時在安裝、檢修等階段注重結凈化施工；正常投產(chǎn)后利用多種措施防止氧化皮脫落，也有利于避免或減緩發(fā)生熱偏差的問題。

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Analysis on Thermal Deviation Problem on Water-wallin Ultra-supercritical Boiler

ZHANG Jiguang1, DUAN Bao2, CHEN Junfeng2

(1. Huadian Electric Power Research Institute, Xi’an 710075, China;2. Xi’an Xingyi Power Generation & Commissioning Co., Ltd., Xi’an 710075, China)

a certain 660MW ultra supercritical boiler as the study objective, when it transfers into DC working condition, a problem of thermal deviation of the water wall often occurs during the intermediate and low pressure operation. The main reason is that the cooling flow of the water wall and heat load of the boiler does not match. On this issue, various measures such as reducing the quantity of desuperheating water, lowering degree of superheat properly, changing the combination mode of coal pulverizing system and combustion air distribution, and adjusting fineness of pulverized coal, are taken and have remarkable effects on controlling thermal deviation. Meanwhile, in the light of the structural features of water wall of the boiler, control measures for preventing exfoliation of the oxide scale during operation are proposed and they also have a strong effect on slowing down water wall thermal deviation. The research of this paper provides strong reference for units of the same type to resolve similar issues.

water wall/WW; orifice; thermal deviation; mass flow rate/velocity; thermal/heat load; oxide scale

2015-12-29。

張繼光(1981-)，男，工程師，從事火力發(fā)電廠調(diào)試等方面的工作，E-mail:zjg306@126.com。

TK22

A

10.3969/j.issn.1672-0792.2016.03.009