韓 磊

(中國(guó)大唐集團(tuán)科學(xué)技術(shù)研究院有限公司華東電力試驗(yàn)研究院, 合肥 230088 )

二次再熱是目前世界領(lǐng)先的燃煤發(fā)電技術(shù)，是提高火電機(jī)組熱效率的重要方法[1-2]。在相同容量及蒸汽參數(shù)條件下，二次再熱機(jī)組熱效率比一次再熱機(jī)組高出1.5%～2%[3]；但是二次再熱增加一級(jí)再熱循環(huán)，導(dǎo)致鍋爐、汽輪機(jī)的結(jié)構(gòu)和運(yùn)行調(diào)整更加復(fù)雜，對(duì)吸熱量分配及汽溫控制要求更高[4]，其中煙氣再循環(huán)是目前調(diào)整二次再熱汽溫的主要手段之一[5]。

煙氣再循環(huán)是燃燒產(chǎn)生的部分煙氣進(jìn)入爐膛后與氧化劑混合后再次參與燃燒的方式[6]，不同的再循環(huán)率不僅對(duì)燃燒特性和NOx生成具有重要影響，還改變了爐膛火焰溫度及尾部受熱面對(duì)流、輻射的吸熱比例[7]。

馬凱等[8-9]以600 MW超臨界鍋爐為研究對(duì)象，在原蘇聯(lián)鍋爐機(jī)組熱力計(jì)算標(biāo)準(zhǔn)方法的基礎(chǔ)上，對(duì)爐膛熱力計(jì)算公式進(jìn)行改進(jìn)，改進(jìn)后額定工況下?tīng)t膛出口煙溫計(jì)算值與設(shè)計(jì)值相差不到20 K。張大龍等[10]對(duì)古爾維奇熱力計(jì)算模型修正后，以1 000 MW超超臨界機(jī)組為模型進(jìn)行了傳熱計(jì)算，在鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量(BMCR)工況下，采用古爾維奇熱力計(jì)算模型偏差小于70 K，而用古爾維奇改進(jìn)模型得到的爐膛出口煙溫與設(shè)計(jì)值偏差小于25 K。古爾維奇爐膛熱力計(jì)算模型及改進(jìn)模型在對(duì)大機(jī)組的熱力計(jì)算方面表現(xiàn)出較好的可靠性。

為避免某1 000 MW超超臨界運(yùn)行出現(xiàn)嚴(yán)重的蒸汽超溫和欠溫現(xiàn)象[11]，筆者利用古爾維奇熱力計(jì)算模型及改進(jìn)模型進(jìn)行計(jì)算，探究煙氣再循環(huán)對(duì)1 000 MW二次再熱鍋爐汽溫的影響，用于機(jī)組投產(chǎn)后的燃燒調(diào)整，進(jìn)一步保障機(jī)組運(yùn)行的安全性和經(jīng)濟(jì)性。

1 研究對(duì)象

研究對(duì)象為某1 000 MW超超臨界機(jī)組二次再熱直流鍋爐，該鍋爐采用單爐膛雙切圓、平衡通風(fēng)、固態(tài)排渣、露天布置的П形鍋爐，采用螺旋管圈水冷壁。

鍋爐結(jié)構(gòu)見(jiàn)圖1。過(guò)熱器分三級(jí)布置于爐膛上部空間，分別為分隔屏過(guò)熱器、后屏過(guò)熱器、末級(jí)過(guò)熱器，一、二次再熱器系統(tǒng)均采用兩級(jí)布置，水平煙道分別布置一次高溫再熱器(簡(jiǎn)稱(chēng)高再)和二次高再；尾部采用雙煙道布置形式，尾部前煙道布置一次低溫再熱器(簡(jiǎn)稱(chēng)低再)，尾部后煙道布置二次低再；采用煙氣擋板加煙氣再循環(huán)調(diào)節(jié)再熱汽溫，再循環(huán)煙氣引自省煤器出口，送入燃燒器底部煙氣噴口。

圖1 鍋爐結(jié)構(gòu)

鍋爐主要技術(shù)參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 鍋爐主要技術(shù)參數(shù)

鍋爐設(shè)計(jì)煤種采用塔山煤與印尼煤的混煤，混煤的煤質(zhì)分析結(jié)果見(jiàn)表2。

表2 設(shè)計(jì)煤種的煤質(zhì)分析結(jié)果

2 計(jì)算方法

再循環(huán)率的計(jì)算公式為：

(1)

式中：γ為再循環(huán)率，%；Vg為煙氣抽出點(diǎn)后煙道截面內(nèi)煙氣體積，m3；Vxh為再循環(huán)煙氣體積，m3。

爐膛熱力計(jì)算基于大量實(shí)驗(yàn)及工業(yè)實(shí)踐確定相關(guān)的經(jīng)驗(yàn)系數(shù)，經(jīng)轉(zhuǎn)換得到爐膛出口煙溫的公式(古爾維奇熱力計(jì)算模型)為：

(2)

古爾維奇熱力計(jì)算模型在200 MW以下燃煤機(jī)組中較為準(zhǔn)確，而在大容量鍋爐的計(jì)算上存在誤差[12]，卜洛赫等提出以計(jì)入爐膛輻射傳熱面熱負(fù)荷的方法對(duì)爐膛形狀的影響進(jìn)行修正，修正后的計(jì)算公式[13]為：

(3)

式中：qf為爐膛壁面熱負(fù)荷，kW/m2；

在爐膛熱力計(jì)算的過(guò)程中同時(shí)考慮輻射能在傳遞過(guò)程中沿射線(xiàn)行程的減弱，提出煤粉鍋爐火焰綜合黑度的概念，可以正確反映煤灰含灰量、鍋爐容量等方面對(duì)輻射換熱的影響，引入火焰綜合黑度后爐膛黑度的計(jì)算公式為：

(4)

式中：εsyn為火焰綜合黑度；ε1為火焰黑度；R為爐膛截面積當(dāng)量半徑；ka為煤粉火焰輻射減弱系數(shù)。

筆者充分考慮爐膛形狀對(duì)大容量爐膛輻射傳熱的影響及輻射能量在傳遞過(guò)程中沿射線(xiàn)行程的減弱[14]，利用修正后的熱力計(jì)算公式，進(jìn)行鍋爐熱力計(jì)算，探究煙氣再循環(huán)對(duì)1 000 MW二次再熱機(jī)組爐膛及各受熱面吸熱量、蒸汽溫度等方面的影響。

此外，該熱力計(jì)算模型應(yīng)用在某電廠660 MW超臨界鍋爐上，用以指導(dǎo)火焰偏斜調(diào)整，取得了良好效果，末級(jí)過(guò)熱器和再熱器沿爐寬方向中間位置的壁溫下降10～15 K，主、再熱汽溫欠溫現(xiàn)象得到緩解。

3 結(jié)果與分析

筆者以該鍋爐為例，燃用設(shè)計(jì)煤種，研究在鍋爐額定負(fù)荷(BRL)下，再循環(huán)率從0%增加到15%，鍋爐系統(tǒng)吸熱量分配的變化。

3.1 爐膛溫度

再循環(huán)率對(duì)爐膛溫度的影響見(jiàn)圖2。由圖2可以看出：爐膛理論燃燒溫度隨再循環(huán)率的升高而下降，再循環(huán)率由0%升高到15%，理論燃燒溫度由1 955.7 ℃下降到1 763.0 ℃；再循環(huán)率提高1%，爐膛理論燃燒溫度下降12.85 K。而屏底溫度(煙氣進(jìn)入分隔屏過(guò)熱器及后屏過(guò)熱器底部時(shí)的溫度)隨著再循環(huán)率的提高變化較小，再循環(huán)率從0%到15%，屏底溫度僅上升18.5 K。

圖2 再循環(huán)率對(duì)爐膛溫度的影響

爐膛傳熱以輻射為主、對(duì)流為輔。爐內(nèi)燃燒產(chǎn)生的煙氣具有光學(xué)厚度，這些高溫?zé)煔獾妮椛淠軐⒃诳臻g所有方向上被吸收與反射[15-16]。中溫(386 ℃)再循環(huán)煙氣進(jìn)入高溫爐膛，進(jìn)入爐內(nèi)的總有效熱量有所增加；但由于冷煙氣的摻入，爐內(nèi)高溫燃燒產(chǎn)物溫度下降并影響煤粉著火，造成理論燃燒溫度降低，爐內(nèi)水冷壁輻射吸熱量大幅度減少。一方面，水冷壁吸熱量的減少造成爐內(nèi)換熱量減少，鍋爐屏底溫度上升；另一方面，理論燃燒溫度的降低使屏底溫度下降。兩方面因素疊加造成屏底溫度隨再循環(huán)率的提高而變化較小。

3.2 輻射、對(duì)流傳熱面吸熱量

再循環(huán)率對(duì)輻射、對(duì)流傳熱面吸熱量的影響見(jiàn)圖3。由圖3可以看出：隨著再循環(huán)率的提高、理論燃燒溫度的降低(見(jiàn)圖2)，水冷壁輻射吸熱量明顯降低。再循環(huán)率從0%提高到15%，水冷壁吸熱量從 8 602 kJ/kg減少到6 519 kJ/kg，輻射傳熱面吸熱量下降了24.2%。

圖3 再循環(huán)率對(duì)輻射、對(duì)流傳熱面吸熱量的影響

對(duì)于各級(jí)過(guò)熱器，末級(jí)過(guò)熱器為對(duì)流傳熱面，隨著再循環(huán)率的提高，煙氣量明顯增加，受熱面對(duì)流傳熱系數(shù)提高，末級(jí)過(guò)熱器吸熱量不斷增加；分隔屏過(guò)熱器和后屏過(guò)熱器為半輻射式受熱面，吸熱一部分來(lái)自爐膛的直接輻射傳熱和屏間高溫?zé)煔獾妮椛鋫鳠?，另一部分?lái)自對(duì)流傳熱。爐膛溫度降低導(dǎo)致來(lái)自爐膛的直接輻射傳熱降低，但是屏底溫度并未降低，屏間煙氣流量增加，屏間輻射傳熱反而略有增加。所以位于爐膛上部的半輻射傳熱面吸熱量，隨著再循環(huán)率的提高，吸熱量呈上升趨勢(shì)。綜上所述，各級(jí)過(guò)熱器的總吸熱量隨著再循環(huán)率的提高而增加，再循環(huán)率從0%提高到15%，過(guò)熱器總吸熱量從4 873 kJ/kg增加到5 508 kJ/kg，增加了13.0%。

對(duì)于一、二次再熱器，受熱面均位于水平煙道和尾部煙道，屬于對(duì)流傳熱面。一次再熱器吸熱量從再循環(huán)率為0%時(shí)的3 157 kJ/kg增加到再循環(huán)率為15%時(shí)的3 746 kJ/kg；二次再熱器吸熱量從再循環(huán)率為0%時(shí)的2 213 kJ/kg增加到再循環(huán)率為15%時(shí)的2 736 kJ/kg，吸熱量增加23.6%。

對(duì)流傳熱面越靠近煙道尾部，隨著再循環(huán)率的提高，受熱面吸熱量的增加比例越大，對(duì)再循環(huán)率的變化更為敏感。再循環(huán)率從0%提高到15%，各級(jí)過(guò)熱器吸熱量?jī)H增加13.04%，一次再熱器吸熱量增加18.66%，二次再熱器吸熱量增加23.62%。

3.3 蒸汽溫度

再循環(huán)率對(duì)蒸汽溫度的影響見(jiàn)圖4。

圖4 再循環(huán)率對(duì)蒸汽溫度的影響

由圖4可以看出：隨著再循環(huán)率的提高，輻射傳熱面吸熱比例降低，水冷壁吸熱量減少，再循環(huán)率提高1%，分離器出口蒸汽溫度降低2.19 K；對(duì)于各級(jí)過(guò)熱器，雖然總吸熱量隨著再循環(huán)率的提高而增加，但增加的幅度遠(yuǎn)低于水冷壁吸熱量的減少，故主蒸汽溫度隨著再循環(huán)率的提高而降低，再循環(huán)率提高1%，主蒸汽溫度降低3.20 K；一、二次再熱器各受熱面均屬于對(duì)流傳熱面，再循環(huán)率提高1%，一次再熱蒸汽溫度提高2.44 K，二次再熱蒸汽溫度提高2.72 K。

3.4 對(duì)流傳熱面吸熱量

再循環(huán)率對(duì)各對(duì)流傳熱面吸熱量的影響見(jiàn)圖5。由圖5可以看出：再循環(huán)率從0%提高到15%，再循環(huán)率提高1%，一次高再吸熱量增加0.28%，二次高再吸熱量增加0.54%，一次低再吸熱量增加2.02%，二次低再吸熱量增加2.27%，前墻省煤器吸熱量增加2.02%，后墻省煤器吸熱量增加1.90%。

隨著再循環(huán)率的提高，流經(jīng)省煤器前各鍋爐受熱面的煙氣量均成比例增加，在流通截面不變的情況下，流經(jīng)各受熱面的煙氣流速增加，各受熱面的對(duì)流傳熱系數(shù)隨之提高，因此各受熱面的對(duì)流傳熱量吸熱量顯著增加。

由熱力計(jì)算結(jié)果可知，對(duì)流傳熱面布置位置越往后，隨著再循環(huán)率的提高，吸熱量的增幅越大，對(duì)再循環(huán)率變化的響應(yīng)越敏感。這是因?yàn)楦邷責(zé)煔鈧鬟f給受熱面的熱量通過(guò)兩種方式，一種為輻射傳熱，另一種為對(duì)流傳熱。高溫?zé)煔饬鹘?jīng)各受熱面后，越靠近尾部煙道的煙氣溫度越低，導(dǎo)致煙氣通過(guò)輻射傳熱方式傳遞給受熱面的熱量急劇降低，尾部受熱面對(duì)流傳熱比例接近100%。因此，越靠近尾部煙道的受熱面，受煙氣流速變化的影響越大，對(duì)再循環(huán)率變化的響應(yīng)越敏感。

4 結(jié)語(yǔ)

筆者通過(guò)熱力計(jì)算研究再循環(huán)率對(duì)該二次再熱鍋爐蒸汽溫度的影響，得出以下結(jié)論：

(1) 再循環(huán)率提高1%，爐膛理論燃燒溫度下降12.85 K；屏底煙氣溫度隨再循環(huán)率的提高變化較小。

(2) 隨著再循環(huán)率的提高，輻射傳熱面吸熱量下降明顯，半輻射式受熱面吸熱量略有增加，對(duì)流傳熱面吸熱量顯著增長(zhǎng)，且位置越后，響應(yīng)越敏感。

(3) 在其他條件不變時(shí)，再循環(huán)率提高1%，主蒸汽溫度降低3.20 K，一次再熱蒸汽溫度提高2.44 K，二次再熱蒸汽溫度提高2.72 K。通過(guò)調(diào)整再循環(huán)率，可有效避免二次再熱機(jī)組蒸汽出現(xiàn)超溫和欠溫現(xiàn)象。

通過(guò)調(diào)整再循環(huán)煙氣率控制再熱汽溫，調(diào)節(jié)范圍較大，且可控性更高。筆者的計(jì)算結(jié)果可用于機(jī)組投產(chǎn)后的燃燒調(diào)整，提高了機(jī)組運(yùn)行的安全系數(shù)，有利于機(jī)組的穩(wěn)定運(yùn)行，具有重要的參考意義，后續(xù)應(yīng)在機(jī)組運(yùn)行中對(duì)計(jì)算數(shù)據(jù)進(jìn)行進(jìn)一步的驗(yàn)證，并對(duì)模型進(jìn)行修正改進(jìn)。