韓磊

中國大唐集團科學技術研究院有限公司華東電力試驗研究院

前言

近年來，隨著發(fā)電行業(yè)的跨越式發(fā)展，超臨界和超超臨界火電機組已成為我國在役的主力機組[1-3]。在實際運行中，隨著爐膛尺寸的增大，燃燒偏差問題成為困擾鍋爐安全運行的主要問題之一。高參數(shù)燃煤鍋爐受熱面的結構型式和布置方式復雜與多變[4]，傳統(tǒng)鍋爐設計技術應用于高參數(shù)鍋爐的經(jīng)驗仍處于積累的過程中，對鍋爐運行的指導仍需提高。

國內(nèi)外學者對鍋爐爐膛的傳熱計算進行了大量研究，提出了多種熱力計算方法和模型[5-7]。本文在蘇聯(lián)熱力計算標準基礎上，充分考慮爐膛形狀對大容量爐膛輻射換熱的影響及輻射熱在傳遞過程中沿射線行程的減弱[8-9]，探究爐膛上部受熱面屏底溫度及煙氣流速等因素變化對660MW超臨界鍋爐各受熱面吸熱量的影響，分析導致四角切圓和對沖燃燒鍋爐燃燒偏差的主要原因，并提出相應的解決措施。

1 研究對象

A廠鍋爐為上海鍋爐廠有限公司生產(chǎn)的660MW超臨界參數(shù)變壓運行螺旋管圈直流爐，型號SG-2090/25.4-M975，單爐膛，一次中間再熱、Π型布置、采用四角切向燃燒方式，受熱面布置如圖1（a）所示。B廠鍋爐為東方鍋爐股份有限公司制造的660MW超臨界對沖燃燒直流鍋爐，型號DG2086/25.4－Ⅱ9型，一次中間再熱、變壓運行，Π型布置、全鋼構架懸吊結構，受熱面布置如圖1（b）所示。

圖1 (a)四角切圓燃燒鍋爐結構圖

圖1 (b)對沖燃燒鍋爐結構圖

兩臺鍋爐設計煤種均為煙煤，其中A廠干燥無灰基揮發(fā)分36.60%，低位發(fā)熱量20 440kJ/kg，B廠干燥無灰基揮發(fā)分20.26%，低位發(fā)熱量20 440kJ/kg。

2 分析方法

按古爾維奇法，并由實驗確定相關的經(jīng)驗系數(shù)，經(jīng)轉換得爐膛出口煙溫的計算公式。但古爾維奇法在大容量鍋爐的計算上不準確，卜洛赫等提出以計入爐膛輻射受熱面熱負荷的方法對爐膛形狀的影響進行修正，修正后的計算式如下，

式中：qf—爐膛壁面熱負荷，kW/m2；

Tf”—爐膛出口溫度，K；

Tth—理論燃燒溫度，K;

M—火焰最高溫度位置的系數(shù)；

εfsyn—爐膛黑度；

Ψ—水冷壁平均熱有效系數(shù)同時對考慮輻射能在傳遞過程中沿射線行程的減弱，提出煤粉鍋爐火焰綜合黑度的概念，計算如下：

式中：εsyn—火焰綜合黑度；

ε1—火焰黑度；

R—爐膛截面積當量半徑；

ka—，煤粉火焰輻射減弱系數(shù)；本文借助修正后的鍋爐計算公式，進行熱力計算，探究鍋爐爐膛上部受熱面屏底溫度及流速偏差等因素對660MW超臨界機組各受熱面吸熱量的影響，并結合實際運行數(shù)據(jù)，分析四角切圓燃燒和對沖燃燒鍋爐燃燒偏差的原因并給出相應指導。

3 計算結果與討論

3.1 煙氣流速比的影響

由燃用煤種的煤質計算出理論煙氣量，根據(jù)各受熱面結構得到煙氣流經(jīng)各受熱面的流速。假設煙氣流速比r為各受熱面實際流速V與BRL工況計算流速V0之比，以A廠四角切圓鍋爐為計算模型，探究不同的煙氣流速比r對各受熱面的影響。

隨著r提高，流經(jīng)各受熱面的煙氣流速增加，加強了對各受熱面的擾動程度，各受熱面煙氣對流放熱系數(shù)均呈顯著增長趨勢。對于各受熱面?zhèn)鳠嵯禂?shù)，隨著r提高，爐膛上部分隔屏過熱器及后屏過熱器受熱面?zhèn)鳠嵯禂?shù)基本不變；高溫過熱器傳熱系數(shù)略有增長；尾部煙道的省煤器傳熱系數(shù)增長顯著。

分隔屏及后屏過熱器屬于半輻射式受熱面，吸熱量一部分來自爐膛的直接輻射熱和屏間高溫煙氣的輻射熱，另一部分來自對流換熱。將輻射傳熱量折算為對流換熱方式來計算，引出一個折算的放熱系數(shù)，稱為輻射放熱系數(shù)。煙氣流速變化，僅對對流放熱系數(shù)產(chǎn)生影響，輻射放熱系數(shù)不受影響。BRL工況，分隔屏過熱器輻射放熱系數(shù)達到286W/(m2·℃)，煙氣對流放熱系數(shù)僅為27W/(m2·℃)，對流放熱系數(shù)對整體傳熱系數(shù)影響較小。故煙氣流速比改變，對分隔屏及后屏受熱面?zhèn)鳠嵯禂?shù)影響較小，對尾部煙道的對流受熱面影響較大。

各受熱面吸熱量變化規(guī)律與各受熱面?zhèn)鳠嵯禂?shù)變化規(guī)律相同。煙氣流速比從0.6提高到1.4，分隔屏和后屏受熱面吸熱量均略微增加；對于對流受熱面，煙氣流速每提高10%，高溫過熱器吸熱量增長1.90%，省煤器吸熱量增長5.31%。具體結果見圖2、圖3所示：

圖2 煙氣流速比對各受熱面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的影響

圖3 煙氣流速比對各受熱面吸熱量的影響

3.2 屏底溫度的影響

電站鍋爐爐內(nèi)燃燒產(chǎn)物對受熱面的傳熱以輻射為主、對流為輔。燃燒產(chǎn)生的煙氣具有光學厚度，高溫煙氣的輻射能在空間所有方向上被吸收與反射[10-11]。在BRL設計參數(shù)下，燃用設計煤種，對于固定爐型，爐內(nèi)理論燃燒溫度不變。由能量守恒定律，爐內(nèi)輻射換熱量越大，爐膛上部受熱面煙氣所攜帶的熱量越少，此煙氣溫度越低。把進入爐膛上部受熱面前的煙氣溫度定義為屏底溫度，則屏底溫度反映爐膛輻射吸熱量與尾部受熱面對流吸熱量比例的變化。

對于660MW等級切圓燃燒Π型鍋爐和對沖燃燒型鍋爐，屏底溫度變化對水冷壁、過熱器及再熱器等受熱面的吸熱量影響規(guī)律基本一致。隨著屏底溫度的提高，水冷壁吸熱量明顯降低，而過熱器、再熱器、省煤器吸熱量均有所上升。其中BRL工況下，四角切圓燃燒型鍋爐屏底溫度每提高10℃，水冷壁吸熱量降低1.21%，過熱器吸熱量提高1.74%，再熱器吸熱量提高0.63%；對沖燃燒型鍋爐屏底溫度每提高10℃，水冷壁吸熱量降低1.28%，過熱器吸熱量提高1.20%，再熱器吸熱量提高0.87%。具體結果見圖4。

鍋爐輸入燃料及其他參數(shù)不變，僅改變屏底溫度。隨著屏底溫度提高，火焰中心上移，水冷壁輻射吸熱量減少，爐膛上部的過熱器吸熱量明顯增加，水平煙道對流受熱面吸熱量也相應增加。以A廠四角切圓型鍋爐為例，計算屏底溫度變化對各級受熱面吸熱量及各級汽溫的影響。

圖4 （a）四角切圓型鍋爐屏底溫度對輻射、對流受熱面吸熱量的影響

圖4 （b）對沖型鍋爐屏底溫度對輻射、對流受熱面吸熱量的影響

隨著屏底溫度提高，水冷壁輻射吸熱量下降明顯，分離器出口蒸汽溫度亦下降明顯；而末級過熱器出口汽溫呈下降趨勢，雖然過熱器總吸熱量隨屏底溫度提高而增加，但上升幅度小于水冷壁吸熱量的降低幅度；再熱器吸熱量隨著屏底溫度上升而增加，故再熱器出口溫度也相應增加。屏底溫度每上升10℃，分離器出口蒸汽溫度下降2.0℃，過熱器出口蒸汽溫度下降1.1℃，再熱器出口蒸汽溫度上升1.6℃，具體結果見圖5。

對于各級過熱器受熱面，隨著屏底溫度提高，吸熱量增長幅度各不相同（圖6）。屏底溫度每提高10℃，頂棚及包覆受熱面吸熱量增加1.17%，分隔屏過熱器吸熱量增加1.99%，后屏過熱器吸熱量增加1.81%，高溫過熱器吸熱量增加1.63%。

圖5 屏底溫度對各級汽溫的影響

圖6 屏底溫度對各受熱面吸熱量的影響

3.3 四角切圓鍋爐燃燒調整分析

A廠鍋爐在630MW負荷工況下穩(wěn)定運行，各級過熱器汽溫如表1所示。分隔屏、后屏及末級過熱器A側蒸汽溫升僅為127℃，而B側溫升到達158℃，兩側受熱面蒸汽吸熱量相差較大。

表1 630MW各級過熱器參數(shù)

不考慮蒸汽側流量偏差，造成過熱汽溫偏差的主要原因包括煙氣流速不均和煙氣溫度不均。對于四角切圓鍋爐，爐膛出口普遍存在“煙氣殘余旋轉”，A廠鍋爐燃燒器假想切圓方向為順時針，爐膛上部水平煙道A側煙氣殘余旋轉方向與引風機吸力方向一致，煙氣流速較快；B側的煙氣旋轉方向與引風機吸力方向相反，煙氣流速低且紊流程度大，由此在煙道AB兩側形成較大的速度偏差。

由熱力計算理論分析可知，煙氣流速變化對分隔屏及后屏的換熱量影響微弱，即使兩側煙氣流速偏差達到50%，A、B兩側分隔屏及后屏的受熱面?zhèn)鳠嵯禂?shù)偏差亦不超過4%。而A、B兩側屏底溫度偏差對分隔屏及后屏過熱器吸熱量影響較大。實際運行中由于切圓燃燒的固有特性及實際燃燒情況不同，造成爐內(nèi)流場不均，爐膛上部區(qū)域的屏底溫度存在差異。

SOFA風噴口可調整水平擺角，通過調整1、3號角SOFA風反切、4號角正切。降低了爐膛上部出口A側煙氣流速，同時抑制了B側的反向氣流擾動，降低了煙氣殘余旋轉帶來的影響。結果顯示此調整方式有利于分隔屏及后屏汽溫偏差的降低，汽溫偏差減小2℃～4℃。故減小受熱面兩側煙氣流速偏差，有利于降低汽溫偏差，但效果有限。

通過調整燃燒器擺角，改變火焰中心位置，從而影響輻射、對流受熱面吸熱比例及爐膛上部受熱面不同位置吸熱量。燃燒器初始位置向下傾斜15°，將前墻的1#、4#角燃燒器擺角調整至水平位，2#、3#角擺角不變記工況1；1#、4#角燃燒器擺角至向上傾斜5°記工況2，調整后汽溫變化情況如表2所示。1#、4#角燃燒器擺角抬高至水平位后，分隔屏、后屏出口汽溫偏差明顯減小，其中分隔屏出口汽溫偏差降低6℃，后屏出口汽溫偏差降低10℃；繼續(xù)調高燃燒器擺角，偏差有增加趨勢。

由于爐內(nèi)煙氣旋轉方向為順時針，調整后，火焰中心位置稍向上移動并偏向于水平煙道A側，爐膛上部受熱面A側屏底溫度將高于B側，一定程度上扭轉分隔屏及后屏兩側吸熱量偏差。繼續(xù)提高火焰中心高度，易造成爐膛上部受熱面超溫，不利于汽溫偏差的減小。

表2 不同燃燒器擺角下汽溫、壁溫變化情況（℃）

3.4 對沖鍋爐燃燒調整分析

B廠對沖燃燒鍋爐在660MW工況下運行，末級過熱器及末級再熱器管壁中間位置超溫嚴重，限制主汽溫度和再熱汽溫達設計值。對沖燃燒鍋爐，不存在爐膛出口的煙氣“殘余旋轉”。結合對沖爐熱力計算理論分析，爐膛出口沿寬度方向上的屏底溫度差異，會造成過熱器及再熱器受熱面在爐膛寬度方向上吸熱不均，引起局部受熱面超溫。

鍋爐二次風從大風箱兩側進入，在風箱和爐膛壓力差的作用下將風量分配給同層各個旋流燃燒器，在各燃燒器噴口煤粉濃度基本一致情況下，受風箱結構的影響，二次風沿爐膛寬度方向存在著一定的壓力梯度，造成爐膛中部區(qū)域進風量大，富氧燃燒；兩側墻區(qū)域進風量小，欠氧燃燒。試驗中，將每層外側燃燒器的外二次風拉桿刻度開大，減弱旋流強度，增大風量；將內(nèi)側燃燒器的外二次風拉桿關小，增強旋流強度，減小風量（表3）。

表3 外二次風拉桿位置匯總（調整前/調整后）

省煤器出口截面煙氣CO數(shù)值分布反映燃燒偏差情況（表4），調整前，旋流燃燒器采用均等配風，外側燃燒器區(qū)域缺氧明顯，A1、B4測孔位置平均CO濃度分別達到4031μL/L和4799μL/L，而風箱中間位置CO濃度不足500μL/L，造成兩側燃燒不完全而中間位置燃燒劇烈，形成燃燒偏差。將燃燒器拉桿位置按表3調整后，靠近風箱外側位置的CO濃度明顯降低，A1、B4測孔位置平均CO濃度分別降到651μL/L和280μL/L，風箱中間位置平均CO濃度不足30μL/L，燃燒趨于均勻。燃燒器外二次風拉桿位置調整后，對沖燃燒鍋爐風箱中間位置進風量大，兩側進風量小的狀況得到明顯改善，沿爐膛寬度方向上的進風量趨于一致，爐內(nèi)二次風與煤粉的比例平衡，燃燒狀況得到極大改善，降低了爐寬方向上的屏底溫度偏差。末級過熱器及末級再熱器沿爐膛寬度方向靠近中間位置的壁溫下降10℃～15℃，主汽溫由560℃提高到568℃，再熱汽溫由559℃提高到566℃。

表4 省煤器出口截面煙氣CO排放濃度分布（調整前/調整后）

4 結論

結合兩臺鍋爐解決燃燒偏差問題的分析方法和現(xiàn)場調整過程，分析不同燃燒布置型式鍋爐的爐膛上部受熱面屏底溫度和煙氣流速差異對各受熱面吸熱量的影響，得到結論如下：

（1）不同燃燒布置型式爐型，產(chǎn)生燃燒偏差的主因不同，燃燒調整時需針對特定爐型展開具體分析。

（2）煙氣流速變化，僅對鍋爐內(nèi)對流放熱系數(shù)產(chǎn)生影響，輻射放熱系數(shù)不受影響。煙氣流速比改變，對輻射式、半輻射式受熱面?zhèn)鳠嵯禂?shù)影響較小，對尾部煙道的對流受熱面影響較大。

（3）火焰中心上移，提高屏底溫度，水冷壁輻射吸熱量減少，爐膛上部的過熱器吸熱量明顯增加，水平煙道的對流受熱面吸熱量也相應增加。

（4）A廠四角切圓鍋爐分隔屏和后屏受熱面兩側吸熱量偏差大。調整燃燒器擺角將火焰中心向A側偏移后，降低了兩側屏底溫度偏差，受熱面兩側汽溫偏差顯著降低；調整SOFA風噴口水平擺角降低爐膛上部出口流速偏差，受熱面兩側汽溫偏差稍有降低。

（5）B廠對沖燃燒鍋爐，調整燃燒器拉桿使沿爐膛寬度方向上的進風量趨于一致，降低了爐寬方向上的屏底溫度偏差。末級過熱器和再熱器沿爐寬方向中間位置的壁溫下降10℃～15℃，主蒸汽溫度和再熱汽溫度欠溫現(xiàn)象得到緩解。

奉賢區(qū)機管局強化公共機構資源能源節(jié)約管理

近期，奉賢區(qū)機管局采取有效措施狠抓資源能源節(jié)約化管理：（1）推進公共機構綠色建筑發(fā)展、清潔能源利用。區(qū)會議中心360kW光伏發(fā)電站于9月與國家電網(wǎng)并網(wǎng)成功，項目采用合同能源管理模式，年均上網(wǎng)發(fā)電量40.1萬kWh，每年可為電網(wǎng)節(jié)約標煤約170t，減少排放CO2約332.4t。（2）推進先進節(jié)能技術應用。房地大廈中央空調機組采用合同能源管理進行節(jié)能改造，使用高效的磁懸浮離心式冷水機組，每年可節(jié)電102 994kWh,節(jié)約資金11.74萬元。（3）建設垃圾分類生化處理點，提升公共機構環(huán)保力度。在區(qū)會議中心安裝餐廚垃圾生化處理裝置，日均處理餐廚垃圾達200t，通過加入生物菌使餐廚垃圾綠色分解，生成代謝水雨水管排出，降解率高、處理過程無污染。