王　璞， 陳端雨， 楊　勇， 周文臺

(上海發(fā)電設(shè)備成套設(shè)計研究院， 上海 200240)

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W形火焰鍋爐水冷壁熱偏差分析

王璞， 陳端雨， 楊勇， 周文臺

(上海發(fā)電設(shè)備成套設(shè)計研究院， 上海 200240)

對超臨界壓力W形火焰鍋爐在不同負荷下的水冷壁熱偏差進行計算并分析。結(jié)果顯示：高負荷和低負荷都會使水冷壁管子產(chǎn)生較大的熱偏差，機組在450 MW負荷下熱偏差相對較?。磺昂髩Υ蟛糠智闆r下中間部分熱偏差系數(shù)較大，兩側(cè)較??；左右墻熱偏差系數(shù)分布均勻或者靠近前墻部分稍高；對各個爐墻面來說，工質(zhì)的平均焓增隨著機組負荷的升高而減?。磺昂髩λ浔诠茏悠骄鼰崃扛哂谧笥覊?。

超臨界壓力； 鍋爐； W形火焰； 水冷壁； 熱偏差

我國無煙煤儲量豐富，分布廣泛，W形火焰鍋爐適合燃燒無煙煤；因此，W形火焰鍋爐在我國燃煤鍋爐中占到了相當?shù)谋壤Ｋ浔谔匦允浅R界壓力鍋爐的一項關(guān)鍵性技術(shù)[1]。筆者通過對超臨界壓力W形火焰鍋爐水冷壁的熱偏差進行計算與分析，希望對該類鍋爐的運行和設(shè)計提供借鑒。

1　試驗鍋爐及測點布置

該試驗鍋爐采用П形布置、單爐膛、尾部雙煙道、全鋼架、懸吊結(jié)構(gòu)，燃燒器布置在前后拱上，W形火焰燃燒方式。燃燒器布置順序見表1。

表1　燃燒器的布置

上爐膛為長方形，下爐膛為八角形。由于爐膛結(jié)構(gòu)復雜，無法采用螺旋管圈水冷壁結(jié)構(gòu)，所以采用低質(zhì)量流速垂直管圈技術(shù)。

下爐膛分成兩部分，冷灰斗部分成四角形，冷灰斗向上到爐拱之間的部分為八角形，兩部分間通過異形三叉管連接。上爐膛為光管。

爐膛被中間混合過渡集箱分成上下兩部分，下爐膛熱負荷較高，故采用優(yōu)化型內(nèi)螺紋管用以強化傳熱。在下爐膛設(shè)置有壓力平衡集箱(分別布置于23.4 m、28 m、36 m 標高處)，用于平衡各水冷壁管之間的壓力，避免在低負荷時可能出現(xiàn)的脈動。

水冷壁上部出口處管壁溫度測點在前墻和后墻各有41個，左墻和右墻各有19個。

2　試驗結(jié)果與分析

鍋爐受熱面是以平行管構(gòu)成的管組、管屏方式布置的。在鍋爐實際運行中，各平行管中工質(zhì)的吸熱量是不同的。這種平行管中工質(zhì)焓增不均勻的現(xiàn)象稱為熱偏差，并把平行管中偏差管內(nèi)工質(zhì)的焓增Δi和整個平行管組工質(zhì)的平均焓增Δim之比稱為熱偏差系數(shù)，簡稱熱偏差：

(1)

式中：Δi為單根水冷壁管子中工質(zhì)的焓增，kJ/kg；Δim為所有測量的120根水冷壁管子中工質(zhì)的平均焓增，kJ/kg。

由于省煤器出口處工質(zhì)的壓力、溫度，水冷壁出口處工質(zhì)的溫度已經(jīng)測出，所以單根水冷壁管子的焓增為水冷壁出口工質(zhì)焓值與入口工質(zhì)焓值之差。

Δi=iout-iin

(2)

2.1 不同負荷下的水冷壁管子的熱偏差

圖1是鍋爐在331 MW負荷，A、B、C、D磨煤機運行下，各水冷壁管的熱偏差系數(shù)分布。

在此工況下，主蒸汽壓力為14.13 MPa，主蒸汽溫度為560.67 ℃，主蒸汽流量為903.74 t/h，省煤器出口壓力為15.55 MPa，省煤器出口溫度為291.20 ℃，蒸汽焓值為1 290.58 kJ/kg。前墻最大熱偏差系數(shù)為1.25，最小為0.87，呈中間低兩頭高的趨勢；后墻最大熱偏差系數(shù)為1.17，最小為0.87，呈中間高兩頭低的趨勢；左墻最大熱偏差系數(shù)為0.97，最小為0.87，靠前墻部分稍高；右墻最大熱偏差系數(shù)為0.91，最小為0.86，分布比較均勻。A、D磨煤機運行而另一側(cè)與之對應的E、F磨煤機未運行，造成前墻兩側(cè)吸熱較多而后墻中部吸熱較多?？傮w來說，前墻中間部分水冷壁吸熱少而兩側(cè)吸熱多，后墻中間部分水冷壁吸熱多而兩側(cè)吸熱較少，左墻靠前墻側(cè)吸熱稍多，右墻吸熱均勻。前后墻吸熱略大于左右墻。水冷壁的吸熱比例同磨煤機運行方式有密切關(guān)系。

圖2是鍋爐在400 MW負荷，A、B、C、D、E、F磨煤機運行下，各水冷壁管的熱偏差系數(shù)分布。

在此工況下，主蒸汽壓力為17.30 MPa，主蒸汽溫度為568.08 ℃，主蒸汽流量為903.74 t/h，省煤器出口壓力為18.24 MPa，省煤器出口溫度為271.47 ℃，蒸汽焓值為1 189.53 kJ/kg。前墻最大熱偏差系數(shù)為1.25，最小為0.87，呈中間高兩頭低的趨勢；后墻最大熱偏差系數(shù)為1.14，最小為0.88，呈中間高兩頭低的趨勢；左墻最大熱偏差系數(shù)為1.10，最小為0.88，靠前墻部分稍高，靠后墻部分分布均勻；右墻最大熱偏差系數(shù)為1.02，最小為0.87，靠前墻部分稍高，靠后墻部分分布均勻。A、F磨煤機相較其他幾臺磨煤機投煤量小，前墻和后墻兩側(cè)負荷較低?？傮w來說，前后墻中間部分水冷壁吸熱少而兩側(cè)吸熱多，左右墻靠前墻側(cè)吸熱稍多，靠后墻部分吸熱均勻。

圖3是鍋爐在450 MW負荷，A、B、C、D、F磨煤機運行下，各水冷壁管的熱偏差系數(shù)分布。

在此工況下，主蒸汽壓力為18.81 MPa，主蒸汽溫度為566.33 ℃，主蒸汽流量為1 216.98 t/h，省煤器出口壓力為20.84 MPa，省煤器出口溫度為288.52 ℃，蒸汽焓值為1 274.08 kJ/kg。前墻最大熱偏差系數(shù)為1.15，最小為0.90，呈中間高兩頭低的趨勢；后墻最大熱偏差系數(shù)為1.16，最小為0.90，呈中間高兩頭低的趨勢；左墻最大熱偏差系數(shù)為0.91，最小為0.90，分布非常均勻；右墻最大熱偏差系數(shù)為1.04，最小為0.90，靠前墻部分稍高。此時，E磨煤機不運行，F(xiàn)磨煤機相比其他幾臺磨煤機給煤量較小，可是仍然呈現(xiàn)中間部分熱負荷高，兩側(cè)熱負荷低的趨勢，說明爐內(nèi)兩側(cè)火焰向中部傾斜，造成中部熱負荷高的現(xiàn)象?？傮w來說，前后墻中間部分水冷壁吸熱少而兩側(cè)吸熱多，左墻吸熱均勻，右墻靠前墻側(cè)吸熱稍多。

圖4是鍋爐在500 MW負荷，A、B、C、D、E、F磨煤機運行下，各水冷壁管的熱偏差系數(shù)分布。

在此工況下，主蒸汽壓力為21.38 MPa，主蒸汽溫度為564.17 ℃，主蒸汽流量為1 295.85 t/h，省煤器出口壓力為22.86 MPa，省煤器出口溫度為296.84 ℃，蒸汽焓值為1 315.90 kJ/kg。前墻最大熱偏差系數(shù)為1.19，最小為0.87，呈中間高兩頭低的趨勢；后墻最大熱偏差系數(shù)為1.19，最小為0.84，呈中間高兩頭低的趨勢；左墻最大熱偏差系數(shù)為1.07，最小為0.83，靠前墻部分稍高；右墻最大熱偏差系數(shù)為1.02，最小為0.83，靠前墻部分稍高。A、F磨煤機相比其他幾臺磨煤機給煤量較小，中間部分熱負荷高。總體來說，前后墻中間部分水冷壁吸熱少而兩側(cè)吸熱多，左右墻靠前墻側(cè)吸熱稍多。

圖5是鍋爐在600 MW負荷，A、B、C、D、E、F磨煤機運行下，各水冷壁管的熱偏差系數(shù)分布。

在此工況下，主蒸汽壓力為24.02 MPa，主蒸汽溫度為568.40 ℃，主蒸汽流量為1 543.88 t/h，省煤器出口壓力為26.07 MPa，省煤器出口溫度為305.95 ℃，蒸汽焓值為1 361.58 kJ/kg。前墻最大熱偏差系數(shù)為1.23，最小為0.80，左側(cè)部分稍大；后墻最大熱偏差系數(shù)為1.20，最小為0.76，呈中間高兩頭低的趨勢；左墻最大熱偏差系數(shù)為1.10，最小為0.77，靠前墻部分稍高；右墻最大熱偏差系數(shù)為1.04，最小為0.80，中間部分稍高。A、F磨煤機相比其他幾臺磨煤機給煤量較小，兩側(cè)熱負荷較低，E1磨煤機給煤量最高，造成前墻爐內(nèi)火焰中稍向前墻左墻處偏斜，中部左側(cè)熱負荷較高。

2.2 不同負荷下的各個爐墻受熱面的熱偏差

計算各個爐墻面的平均焓增和熱偏差系數(shù)，見圖6和圖7。

從圖6中可知：前墻和后墻的平均焓增大于左墻和右墻的平均焓增。隨著負荷的升高，爐墻的平均焓增總體呈減小的趨勢。這是因為隨著壓力的升高，工質(zhì)汽化潛熱減小，同時爐膛輻射熱量的增加速度小于水冷壁流量的增加速度。

前后墻的熱偏差系數(shù)大于左右墻的熱偏差系數(shù)，說明前后墻的熱負荷高于左右墻的熱負荷，這是由鍋爐的燃燒方式?jīng)Q定的。該鍋爐的燃燒方式是W形火焰燃燒，前后墻距離火焰中心較近，熱負荷較高，符合W形火焰鍋爐的燃燒機理。前墻熱偏差系數(shù)略高于后墻，說明前墻熱負荷較高。隨著機組符合的變化，各個爐墻面熱偏差系數(shù)無規(guī)則變化，W形火焰鍋爐并非像四角切圓鍋爐隨著負荷升高而熱偏差減小[2]，充分說明了W形火焰鍋爐爐內(nèi)燃燒情況的復雜。

3　結(jié)語

(1) 機組負荷改變，各個水冷壁管子的熱偏差系數(shù)也隨之改變。過高或者過低的負荷都會使水冷壁管子產(chǎn)生較大的熱偏差，機組在450 MW負荷下熱偏差相對較小。低負荷時，有些磨煤機不運行，爐內(nèi)溫度較低，煤粉燃燒不充分，產(chǎn)生較大的熱偏差，水冷壁吸熱偏差同磨煤機運行方式有密切關(guān)系。高負荷時，給煤量較大，爐內(nèi)溫度高，但爐內(nèi)空氣動力場可能不穩(wěn)定，對火焰分布影響較大，出現(xiàn)較大的熱偏差。

(2) 前后墻在大部分情況下中間部分熱偏差系數(shù)較大，熱負荷較高，兩側(cè)部分熱偏差系數(shù)較小，熱負荷較低；極少數(shù)情況中間部分熱偏差系數(shù)較小，熱負荷較低，兩側(cè)部分熱偏差系數(shù)較大，熱負荷較高。左右墻熱偏差系數(shù)分布均勻或者靠近前墻部分稍高，這與磨煤機投運方式和各臺磨煤機磨煤量有很大關(guān)系。

(3) 對各個爐墻面來說，工質(zhì)的平均焓增隨著機組負荷的升高而減小，隨著壓力的升高，工質(zhì)汽化潛熱減?。煌瑫r爐膛輻射熱量的增加速度小于水冷壁流量的增加速度。前后墻水冷壁管子平均吸熱量高于左右墻。

[1] 俞谷穎,張富祥,陳端雨,等. 超(超)臨界壓力直流鍋爐垂直管圈水冷壁特性的研究[J]. 動力工程,2009,29(3):205-209,227.

[2] 陳端雨,何翔,楊勇,等. 超臨界壓力塔式直流鍋爐螺旋管圈水冷壁吸熱偏差的試驗研究[J]. 動力工程學報,2012,32(8):581-585.

Analysis on Thermal Deviation of W-flame Boiler Water Walls

Wang Pu, Chen Duanyu, Yang Yong, Zhou Wentai

(Shanghai Power Equipment Research Institute, Shanghai 200240, China)

The thermal deviation of water walls was calculated at different loads of a supercritical pressure W-flame boiler. Results show that large thermal deviation generates in the water wall at both high and low loads, and the thermal deviation is relatively small at the unit load of 450 MW; for the front and back wall, the thermal deviation coefficient is larger in the middle part while smaller at both sides in most cases; for the left and right wall, the thermal deviation coefficient distributes uniformly, or is just slightly higher in the area close to the front wall; for all the furnace walls, the average enthalpy rise of working medium declines with increasing unit load; the average heat absorption of front and back wall is higher than that of left and right wall.

supercritical pressure; boiler; W-flame; water wall; thermal deviation

2016-03-01

王璞(1988—)，男，助理工程師，研究方向為鍋爐水動力及傳熱學。

E-mail: wangpu@speri.com.cn

TK222

A

1671-086X(2016)05-0299-05