熊英瑩譚厚章

(1.山西大學(xué)動力工程系,山西太原 030006;2.西安交通大學(xué)熱流科學(xué)與工程教育部重點實驗室,陜西西安 710049)

0 引 言

我國電力工業(yè)中70%以上的燃料來自于煤炭,無煙煤和貧煤在電站鍋爐燃用煤量中占40%以上。難燃煤的煤化程度高,揮發(fā)分低,可磨性能差,反應(yīng)性低,著火與燃盡都比較困難,需要較高的著火與燃盡溫度,以及較長的燃盡時間。燃燒無煙煤鍋爐基本存在燃煤著火性能差、燃盡率低、鍋爐設(shè)備燃燒不穩(wěn)、效率下降、受熱面結(jié)渣嚴(yán)重等一系列問題。有些電廠由于現(xiàn)有燃用煤種與設(shè)計煤種嚴(yán)重偏離,為電廠運行安全帶來極大隱患。此外,由于電廠普遍承擔(dān)著調(diào)峰任務(wù),調(diào)峰意味著現(xiàn)有設(shè)備可以在較低負(fù)荷下安全工作,所以必須適時結(jié)合鍋爐實際情況進(jìn)行優(yōu)化調(diào)整,維持鍋爐安全高效運轉(zhuǎn)。

對于無煙煤鍋爐改造研究較多。王春昌等[1]將燃用無煙煤鍋爐進(jìn)行了改燒煙煤的改造。崔永忠等[2]對420 t/h燃燒無煙煤鍋爐進(jìn)行穩(wěn)燃改造,包括燃燒器改造、增加衛(wèi)燃帶等。目前改善鍋爐對煤種、低負(fù)荷運行適應(yīng)性的主要辦法是:采用對煤種、負(fù)荷具有良好適應(yīng)性的寬調(diào)節(jié)比高穩(wěn)燃性能的燃燒器;在燃燒器區(qū)域的水冷壁爐墻上敷設(shè)一定厚度和面積的隔熱材料——衛(wèi)燃帶。采用設(shè)計性能良好的燃燒器可取得一定成果,但由于煙氣溫度會隨鍋爐負(fù)荷下降而降低,當(dāng)負(fù)荷下降到某一極限值時,煙氣溫度過低,不能滿足煤粉氣流著火要求,為避免出現(xiàn)燃燒不穩(wěn)定及熄火,必須投油運行,不利于電廠低成本運行[3],所以燃用低揮發(fā)分劣質(zhì)煤的鍋爐大多在燃燒器區(qū)域附近的水冷壁爐墻上敷設(shè)衛(wèi)燃帶。但是,衛(wèi)燃帶的面積和敷設(shè)方式很難把握,敷設(shè)面積過大,燃燒器區(qū)域煙溫過高會加劇結(jié)渣,面積過小,其穩(wěn)燃作用不明顯。敷設(shè)方式不當(dāng),可能形成結(jié)渣源,影響正常運行。因此有必要對衛(wèi)燃帶敷設(shè)面積進(jìn)行系統(tǒng)研究,特別從穩(wěn)定著火和燃燒角度等方面。本文針對某220 t/h燃燒無煙煤鍋爐,進(jìn)行燃燒系統(tǒng)靈活性改造優(yōu)化研究,以期望最大限度減輕鍋爐受熱面結(jié)焦情況,同時改善熱電站鍋爐摻燒劣質(zhì)煤的運行特性,為同類鍋爐改造提供借鑒作用。

1 系統(tǒng)概況

某220 t/h鍋爐采用北京巴布科克·威爾科克斯(Babcock&Wilcox,簡稱B&WB)公司設(shè)計生產(chǎn)的B&WB-220/9.81-M型四角切圓固態(tài)排渣煤粉鍋爐,鍋爐采用Π型布置,自然循環(huán),單汽包、單段蒸發(fā)、集中下降管循環(huán)蒸發(fā)系統(tǒng)。鍋爐為全鋼結(jié)構(gòu),鍋爐前部為爐膛,四周布滿膜式水冷壁,爐膛出口處布置屏式過熱器,水平煙道內(nèi)裝設(shè)高低溫兩級過熱器,尾部豎井交錯布置兩級省煤器和兩級空氣預(yù)熱器。鍋爐設(shè)計煤種為無煙煤,采用球磨機、中間粉倉、熱風(fēng)送粉的制粉系統(tǒng)。該鍋爐爐膛斷面為正方形,寬度和深度均為7 570 mm。四周由光管和扁鋼焊成全密封的膜式水冷壁。

鍋爐燃燒器為四角切圓布置,各風(fēng)口從上到下分別是三、上二、中二、上一、下一、下二,其中在下二次風(fēng)口內(nèi)設(shè)有蒸汽霧化的助燃油槍,在鍋爐運行時引入了瓦斯燃燒系統(tǒng),在各組噴燃器的下二次風(fēng)口加入了瓦斯噴嘴,燃用瓦斯量為0～4 200 m3/h,正常情況下瓦斯氣用量為1 500 m3/h。燃燒器布置如圖1所示。

圖1 燃燒器切圓示意及噴口布置Fig.1 Burner cutting circle schematic and nozzle layout

2 存在問題

由于燃用煤種和設(shè)計煤種之間的差異,煤質(zhì)揮發(fā)分降至7%～8%時,鍋爐飛灰可燃物含量由5%增至25%,鍋爐煤種適應(yīng)性差,燃用超低揮發(fā)分無煙煤時燃燒穩(wěn)定性較差,易出現(xiàn)鍋爐滅火事故;下一次風(fēng)和下二次風(fēng)的實際切圓可能偏大,燃燒器區(qū)域有明顯結(jié)焦現(xiàn)象,水冷壁、屏式過熱器結(jié)焦嚴(yán)重;制粉系統(tǒng)起停對爐內(nèi)燃燒擾動太大,制粉系統(tǒng)起停能對爐膛出口溫度造成近100℃波動。

3 熱、冷態(tài)試驗及結(jié)果分析

3.1 熱態(tài)試驗

根據(jù)影響煤粉著火的因素,對煤粉細(xì)度變化、鍋爐負(fù)荷、磨煤機啟停、三次風(fēng)、二次風(fēng)、瓦斯等進(jìn)行研究。試驗工況為停甲乙磨煤機,停瓦斯,關(guān)甲排粉機時,觀察三次風(fēng)對爐膛出口煙溫偏差的影響,測得乙側(cè)溫度與甲側(cè)溫度間的溫差,結(jié)果如圖2所示。由圖2可知,三次風(fēng)對爐膛出口煙溫偏差的影響很大,接近100℃左右。

圖2 三次風(fēng)對爐膛出口煙溫偏差的影響Fig.2 Influence of tertiary air on deviation of furnace exit temperature

停甲乙磨煤機、停瓦斯、關(guān)甲乙排粉機,觀測乙側(cè)爐膛出口溫度與甲側(cè)爐膛出口溫度差,研究二次風(fēng)對爐膛出口溫度偏差的影響,如圖3所示。由圖3可知,沒有三次風(fēng)影響時,煙溫偏差為60℃左右,說明二次風(fēng)的切圓直徑仍很大,造成出口殘余旋轉(zhuǎn)大,溫差偏大。

圖3 二次風(fēng)對爐膛出口煙溫溫差的影響Fig.3 Influence of secondary air on deviation of furnace exit temperature

停甲乙磨煤機、停甲乙排粉機后,停瓦斯與供瓦斯的爐膛出口溫度偏差(乙側(cè)爐膛出口溫度-甲側(cè)爐膛出口溫度)和平均溫度(甲側(cè)爐膛出口溫度和乙側(cè)爐膛出口溫度的平均值)如圖4所示。由圖4(a)可知,瓦斯供入時會影響爐膛出口溫度偏差。供入瓦斯后,爐膛出口溫度偏差波動20℃,因此要合理控制瓦斯供入,盡量減少其對燃燒工況的影響。由圖4(b)可知,加入瓦斯后,爐膛出口平均溫度升高,對屏式過熱器掛渣不利,因為瓦斯的通入,煤粉著火推遲,飛灰可燃物升高,影響熱經(jīng)濟性。

圖4 瓦斯對爐膛出口溫度偏差影響Fig.4 Influence of mashgas on deviation of furnace exit temperature

熱態(tài)試驗結(jié)果表明:① 煤粉變細(xì)后,煤粉著火提前,爐膛溫度升高,機械未完全燃燒熱損失下降明顯,飛灰含碳量和大渣含碳量都有所降低,有利于穩(wěn)定燃燒和提高鍋爐經(jīng)濟性。②大負(fù)荷時,燃燒狀況良好,爐膛溫度升高,而出口煙溫基本不變;飛灰含碳量和大渣含碳量下降明顯,化學(xué)未完全燃燒熱損失降低明顯,散熱損失小,鍋爐效率上升,熱經(jīng)濟性好。③ 停某側(cè)磨煤機時,對爐膛出口溫度影響很大,爐膛出口溫度下降100℃左右;停掉排粉機,爐膛溫度升高,有利于燃燒,機械未完全燃燒損失降低,鍋爐熱經(jīng)濟性高。

3.2 冷態(tài)試驗

冷態(tài)試驗是熱態(tài)試驗的補充,根據(jù)冷熱態(tài)?；瘲l件——動量相等的原則,計算得出冷態(tài)下一、二、三次風(fēng)風(fēng)速,試驗包括飄帶試驗、爐膛速度場的測量、貼壁速度場的測量。

改前飄帶試驗如圖5所示(0表示貼墻)。冷態(tài)試驗中,下一次風(fēng)和上一次風(fēng)貼壁嚴(yán)重,切圓燃燒方式的流場組織較差,切圓直徑過大,引起鍋爐結(jié)渣。

圖5 飄帶試驗Fig.5 Tie-floating test

根據(jù)試驗數(shù)據(jù)繪制下二次風(fēng)和下一次風(fēng)速度分布如圖6所示。由圖6得冷態(tài)時實際切圓直徑分別為5 407.2和5 240.8 mm,明顯偏大。冷態(tài)試驗說明爐膛內(nèi)流場組織不好,切圓直徑偏大,燃燒貼壁,這也是結(jié)渣的原因之一。

圖6 風(fēng)速分布Fig.6 Wind velocity distribution

4 靈活性改造優(yōu)化方案

4.1 爐內(nèi)實際切圓直徑計算

試驗機組燃燒系統(tǒng)為直流式四角切圓燃燒方式,雙切圓燃燒,其中一次風(fēng)煤粉氣流為反切(順時針旋向),假想切圓直徑為600 mm;二次風(fēng)氣流為正切(逆時針旋向),假想切圓直徑為850 mm;投運以來爐內(nèi)受熱面結(jié)焦嚴(yán)重影響鍋爐安全、經(jīng)濟運行。

影響爐內(nèi)結(jié)渣的因素繁多,但爐內(nèi)空氣動力場不良是導(dǎo)致燃燒器區(qū)結(jié)渣的最主要因素之一。而爐內(nèi)假想切圓大小又直接影響了爐內(nèi)空氣動力場。如果假想切圓太大,鍋爐運行時,從燃燒器噴口噴出的射流容易偏轉(zhuǎn),造成熾熱的煤粉氣流直接沖刷水冷壁,導(dǎo)致結(jié)渣。但假想切圓直徑越大,從上游鄰角過來的火焰氣流更靠近射流根部,越有利于著火,混合更強烈,爐內(nèi)充滿度更好。相反,若假想切圓直徑過小,高溫火焰集中在爐膛中部,爐膛四周溫度水平低,不利于煤粉著火、混合和燃盡[4-5]。

文獻(xiàn)[6]推薦假想切圓直徑D0=(0.05～0.12)×B0(B0為爐膛平均寬度)。但對于不同容量不同形式的鍋爐并沒有精確的計算公式,無法指導(dǎo)實際鍋爐調(diào)整與改造,因此,有必要針對鍋爐找到相對精確的實際切圓計算公式,對于鍋爐改造與運行指導(dǎo)具有重要意義。

4.2 影響實際切圓直徑的因素

影響實際切圓直徑的因素主要有:假想切圓大小,射流動量矩流率、氣流偏斜、燃燒器組高寬比及燃燒器噴口間隙、一次風(fēng)和二次風(fēng)的動量比、一次風(fēng)射流剛性、燃燒煤種及燃燒過程、四角風(fēng)粉均勻性。

假想切圓直徑越大,其實際切圓直徑越大。射流沿噴口軸線方向隨距離的增長,其射流動量逐步減弱,對圓形射流軸線上速度為[7]

式中,um為離噴口出口x距離處軸向速度,m/s;u0為噴口出口處軸向速度,m/s;Ku為系數(shù)(對等溫射流Ku=6.3);ρ0為噴出流體密度,kg/m3;ρα為周圍流體密度,kg/m3;d0為噴嘴直徑,mm;x為離噴口軸向距離,mm。

由式(1)可知,射流進(jìn)入爐膛后,沿軸線上速度逐漸變小,射流剛性逐漸減弱,受到上鄰角氣流沖擊時射流產(chǎn)生偏斜,導(dǎo)致實際切圓直徑比假想切圓直徑大。假想切圓直徑越大,其射流受上鄰角射流沖擊偏移就越大。

對已定尺寸的爐膛,從噴口到達(dá)切圓邊緣的距離是固定的,如式(1)中的x為定值,此時,射流動量矩流率越大,表明射流出口速度越高,u0越大,um值就會越大。um值(即射到達(dá)切圓邊的速度)越高,其射流剛性就越好,射流偏移減小,因此,射流動量矩流率越大,實際切圓相對就會越小。

影響因素可從設(shè)計和運行兩方面考慮[8-10]。設(shè)計方面考慮因素:①假想切圓直徑與爐膛等效直徑之比D0/Ddl(Ddl=2AB/(A+B)),其中A為爐膛寬,B為爐膛深;② 燃燒器的高寬比h/b(h為燃燒器高度,b為燃燒器噴口寬度);③燃燒器總面積與爐膛截面積之比ΣAi/A;④ 燃燒器間隙率s/b。運行方面考慮因素:① 二、一次風(fēng)動量比(m2v2)/(m1v1);②燃燒器擺角α。

對以上影響因素進(jìn)行分析,得出實際切圓的關(guān)聯(lián)式為[11-12]

式中,Dy為實際切圓直徑,mm;Kxs為修正系數(shù)。

經(jīng)過計算(下二次風(fēng))得修正系數(shù)Kxs=1.132。

在設(shè)計一、二次風(fēng)速狀態(tài)下,冷態(tài)時實際切圓直徑為5 407.2 mm,爐膛寬度為7 570 mm,切圓上氣流速度最大點離水冷壁只有1 000 mm左右,若一次風(fēng)速稍微降低(熱態(tài)時經(jīng)常發(fā)生),爐內(nèi)切圓就會刷墻,加上熱態(tài)時煤粉燃燒膨脹將進(jìn)一步降低射流剛性,熱態(tài)時射流偏斜將更加嚴(yán)重,因此,原設(shè)計工況下實際切圓太大,有必要通過降低燃燒器噴口假想切圓直徑來降低爐內(nèi)實際切圓直徑。

根據(jù)已有改造經(jīng)驗,將實際切圓直徑控制在3 600～4 000 mm,使冷態(tài)下切圓邊緣離水冷壁的距離保持在2 000 mm左右。由式(2)可得到假想切圓直徑D0為653.5～699.3 mm,考慮保證爐膛內(nèi)煤粉氣流既不沖刷水冷壁而引起結(jié)渣,又有較大的火焰充滿度,最后選定改造后假想切圓直徑為D0=700 mm,實際切圓直徑為4 000 mm。

在冷態(tài)下依據(jù)式(2)計算實際切圓直徑隨二次風(fēng)、一次風(fēng)風(fēng)速的變化,一次風(fēng)速度為23、25、27m/s下,實際切圓大小隨二次風(fēng)速的變化如圖7所示。

圖7 實際切圓大小與二次風(fēng)速的關(guān)系Fig.7 Relationship between the actual cut circle size and the secondary air speed

由圖7可知,總風(fēng)量一定的情況下,二次風(fēng)速增大時,一次風(fēng)速減小,則實際切圓直徑變大,容易引起結(jié)渣;一次風(fēng)速增大時,一次風(fēng)剛性增強,則實際切圓直徑變小;一次風(fēng)射流偏轉(zhuǎn)的主要原因之一是由于上游鄰角橫掃過來的慣性力,慣性力是由上游一、二、三次風(fēng)混合后形成的綜合動量所決定,特別是一、二次風(fēng)混合后形成的綜合動量,二、一次風(fēng)動量比越大,則一次風(fēng)射流偏轉(zhuǎn)程度越大,爐內(nèi)實際切圓越大,越易引起結(jié)焦。

在熱態(tài)設(shè)計狀態(tài)下,一次風(fēng)速v1=25 m/s,二次風(fēng)速v2=45 m/s時,充滿度為0.697 9,一次風(fēng)不會刷墻,但如果一次風(fēng)速降低,火焰充滿度快速增加,還會引起結(jié)渣。

4.3 燃煤特性分析

在實際燃用煤種方面,根據(jù)熱電站數(shù)據(jù),選取試驗期間14 d數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計,具體見表1。由表1可知,入爐煤揮發(fā)分Vdaf為8.33% ～14.78%,平均為10.99%,Qnet,ar為 20.19 ～ 25.32 kJ/g, 平 均 為23.46 kJ/g,基本可以代表該機組日常的燃料情況。

表1 熱電站日常燃用煤種性質(zhì)Table 1 Coal sample properties in thermal power plant

由于現(xiàn)場條件有限,無法對燃煤進(jìn)行細(xì)致測試,采用普華煤質(zhì)特性判別準(zhǔn)則(文獻(xiàn)[8])進(jìn)行判斷,結(jié)果如下:

1)著火穩(wěn)定性指數(shù)Rw

Rw判斷依據(jù)見表2。試驗期間入爐煤Rw=4.146 ～4.617,設(shè)計煤種Rw=4.058,校核煤種Rw=4.272,因此,該機組燃用的無煙煤著火穩(wěn)定難。

表2 著火穩(wěn)定性指數(shù)判斷依據(jù)Table 2 Decision fundament on fire stability index

2)燃料燃盡性指數(shù)Rj

Rj判斷依據(jù)見表3。試驗期間入爐煤Rj=2.353 ～3.313,設(shè)計煤種Rj=2.174,校核煤種Rj=2.609,因此,該機組燃用的無煙煤燃盡指數(shù)為中等～極難。

表3 燃料燃盡性指數(shù)判斷依據(jù)Table 3 Decision fundament on fuel burnout index

3)著火溫度指數(shù)Td

Td判斷依據(jù)見表4。試驗期間入爐煤Td=621～640℃,設(shè)計煤種Td=630℃,校核煤種Td=632℃,因此,該機組燃用的無煙煤燃燒穩(wěn)定性為難～極難。

表4 著火溫度指數(shù)判斷依據(jù)Table 4 Decision fundament on ignition temperature index

由上述分析可知,該機組設(shè)計煤種、校核煤種與現(xiàn)有燃煤差別較大,原有設(shè)計方案在實際使用中要重新考量。對于燃料供給方面,要適時根據(jù)煤種調(diào)整煤粉細(xì)度?？紤]到瓦斯氣體在四角供應(yīng)不均勻的情況和瓦斯自身特點(瓦斯的流量在3 000 m3/h時供應(yīng)熱量可占到整個熱負(fù)荷的15.15%左右,運行時對出口煙溫的影響在30～40℃),建議加裝4臺瓦斯流量表。

4.4 衛(wèi)燃帶面積計算

試驗機組采用約80 m2的銷釘式衛(wèi)燃帶,衛(wèi)燃帶表面采用耐火材料,衛(wèi)燃帶敷設(shè)方式為在四面爐墻中部各敷設(shè)5 600 mm×2 800 mm長方形,其中衛(wèi)燃帶最高處與三次風(fēng)噴口下沿持平。該衛(wèi)燃帶主要敷設(shè)在燃燒器區(qū)域,預(yù)期目的是減少輻射換熱,提高敷設(shè)區(qū)域爐膛中心區(qū)域溫度,最大限度地保證燃料著火,穩(wěn)定燃燒。衛(wèi)燃帶敷設(shè)情況如圖8所示。

圖8 衛(wèi)燃帶敷設(shè)情況Fig.8 Refractory belt laying condition

式中,Fr為衛(wèi)燃帶面積,m2;Fl為爐內(nèi)水冷壁管面積,m2;Dmin為最低穩(wěn)燃負(fù)荷,%;r為氣化潛熱,kJ/kg;Tlm為爐內(nèi)最低平均溫度,K;Tw為水冷壁管外表溫度,K;φ為爐膛保溫系數(shù);ξ為相對灰污系數(shù);σ0為玻爾茨曼常數(shù),J/K;αl為水冷壁管與爐內(nèi)火焰間系統(tǒng)黑度。

設(shè)入爐煤揮發(fā)分為10%,鍋爐設(shè)計出力為220 t/h,考慮最低穩(wěn)燃負(fù)荷為75%。爐內(nèi)穩(wěn)定燃燒的最低溫度為1 159 K,相應(yīng)Tw=650 K,r=1 300 kJ/kg,對于ξ、αl,均采用相關(guān)資料的推薦值ξ=0.5,φ=0.98,αl=0.98,σ0=5.67×10-8J/K,可以計算出Fr在75%負(fù)荷情況下的數(shù)值為50.79 m2。若鍋爐運行在75%以下時,衛(wèi)燃帶還有必要增加部分面積,目前鍋爐多數(shù)時間在滿負(fù)荷220 t/h狀態(tài)下運行,現(xiàn)有衛(wèi)燃帶面積約為80 m2,顯然偏高,有必要減少部分面積。

按上述衛(wèi)燃帶面積計算公式,可得不同衛(wèi)燃帶敷設(shè)面積下,燃燒器區(qū)域的平均溫度T隨鍋爐負(fù)荷D的變化,具體如圖9所示。

對圖9曲線進(jìn)行擬合,結(jié)果為:①不敷設(shè)衛(wèi)燃帶時,T=683.643 79+740.136 21D-487.183 45D2+162.738 26D3;② 敷設(shè)30 m2衛(wèi)燃帶,T=717.563 57+990.826 59D-710.627 56D2+246.569 26D3;③ 敷設(shè)60 m2衛(wèi)燃帶,T=738.696 29+1 108.232 85D-816.283 31D2+286.548 51D3;④ 敷設(shè) 90 m2衛(wèi)燃帶時,T=753.087 54+1 178.945 11D-879.876 06D2+310.649 44D3。

衛(wèi)燃帶敷設(shè)面積為[13-15]

圖9 衛(wèi)燃帶敷設(shè)面積關(guān)聯(lián)圖Fig.9 Association graph of refractory belt laying area

調(diào)整前衛(wèi)燃帶面積為80.64 m2,根據(jù)圖9計算調(diào)整后衛(wèi)燃帶面積為63.36m2,減小了約20%,通過利用兩側(cè)結(jié)焦特性不同的特點,減小焦塊大小,可在一定程度上緩解結(jié)焦嚴(yán)重的現(xiàn)象。

5 結(jié) 論

1)220 t/h無煙煤鍋爐靈活性改造方案如下:①假想切圓直徑為700 mm,對應(yīng)的實際切圓直徑為4 000 mm;②下一次風(fēng)噴口的V型由垂直方向改為水平方向;③ 將原上一次風(fēng)百葉窗水平濃淡燃燒器噴口V型穩(wěn)燃體去除,改為直板型;④ 衛(wèi)燃帶面積由80.64 m2調(diào)整為63.36 m2;⑤由于瓦斯氣體在四角供應(yīng)不均勻,建議加裝4臺瓦斯流量表。

2)該機組經(jīng)過靈活性燃燒優(yōu)化改造后,鍋爐燃盡性能較好,風(fēng)粉濃度在線監(jiān)測裝置顯示,飛灰含碳量平均控制在3.29%;鍋爐結(jié)焦特性也得到改善。

3)通過優(yōu)化研究,提出了修正后的冷態(tài)實際切圓計算公式。通過試驗數(shù)據(jù)得到主氣流(下二次風(fēng))修正系數(shù)Kxs=1.132,并做出實際切圓與一次風(fēng)速、二次風(fēng)速的關(guān)系曲線,這對熱態(tài)時實際切圓大小的預(yù)測有指導(dǎo)意義。

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