張 鵬，賀建平，王 虎，谷 威，辛勝偉，徐懷德，曹培慶，胡昌華，杜佳軍，顧從陽

(1.國家能源集團(tuán)循環(huán)流化床技術(shù)研發(fā)中心，陜西 西安 710065；2. 神華神東電力山西河曲發(fā)電有限公司，山西 忻州 036501)

0 引 言

循環(huán)流化床(CFB)燃燒技術(shù)具有煤種適應(yīng)性廣、低成本爐內(nèi)污染物控制等特點(diǎn)，是低熱值煤大規(guī)模清潔高效利用技術(shù)[1]。近年來，CFB鍋爐技術(shù)達(dá)到超臨界蒸汽參數(shù)，即將跨入超超臨界時(shí)代[2-4]。為有效簡化受熱面布置及系統(tǒng)配置，充分利用爐內(nèi)空間、保證鍋爐變負(fù)荷時(shí)的汽溫特性，超(超)臨界CFB鍋爐爐內(nèi)布置大量的屏式高溫過熱器和屏式高溫再熱器[5-7]。隨著CFB鍋爐容量增加到350 MW等級及以上，蒸汽參數(shù)提高到超(超)臨界，爐膛截面尺寸顯著增加，導(dǎo)致爐內(nèi)燃燒均勻性控制較為困難，加之爐內(nèi)屏式受熱面高度和寬度分別達(dá)到30和3.5 m以上，極易造成屏式受熱面同屏管間熱負(fù)荷分配不均和汽溫偏差。當(dāng)蒸汽參數(shù)進(jìn)一步提高到高效超超臨界參數(shù)，高溫受熱面材料已經(jīng)達(dá)到現(xiàn)有最高水平，其汽溫偏差控制在17 ℃以內(nèi)。大型CFB鍋爐爐內(nèi)屏式高溫受熱面普遍存在同屏管間汽溫偏差問題，極易引起屏式受熱面管屏超溫與扭曲變形，嚴(yán)重時(shí)造成爆管泄漏[8-9]。

現(xiàn)有的CFB鍋爐屏式受熱面汽溫偏差研究多集中在屏式受熱面結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)優(yōu)化與傳熱模型研究[10-14]。程竹靜等[11]針對一臺(tái)300 MW CFB鍋爐建立了屏式受熱面串聯(lián)型式分屏管屏的傳熱模型，預(yù)測了4根典型管中汽溫和壁溫的沿程分布特性，研究發(fā)現(xiàn)爐內(nèi)屏式受熱面熱負(fù)荷均勻，低負(fù)荷工況更易出現(xiàn)管屏超溫現(xiàn)象。吳海波等[12]針對一臺(tái)300 MW CFB鍋爐建立了煙氣側(cè)傳熱模型，預(yù)測了屏式受熱面的傳熱性能及其影響因素，研究發(fā)現(xiàn)煙速、爐溫及壁溫黑度對管屏傳熱特性影響較大。李燕等[13]針對不同管徑的3種CFB鍋爐屏式受熱面的壁溫特性進(jìn)行模型預(yù)測，研究發(fā)現(xiàn)質(zhì)量流率是保證屏式受熱面安全運(yùn)行的主控因素，考慮到低負(fù)荷工況下管屏的可靠運(yùn)行，管屏內(nèi)工質(zhì)質(zhì)量流率不宜低于750 kg/(m2·s)。Ma等[14]針對一臺(tái)600 MW CFB鍋爐3種不同管組型式的屏式過熱器熱偏差特性進(jìn)行了模型預(yù)測，研究發(fā)現(xiàn)合理配置管組型式，通過進(jìn)出集箱效應(yīng)可消除同屏管子長度不同帶來的同屏管間流量偏差，且吸熱偏差決定了屏式過熱器最終的熱偏差狀況，可充分發(fā)揮集箱效應(yīng)對同屏管間流量分配的影響，更好地匹配吸熱偏差，從而有效控制管屏熱偏差。相比于300 MW亞臨界CFB鍋爐，350 MW容量等級以上的超(超)臨界CFB鍋爐屏式受熱面布置型式基本相同，但管內(nèi)工質(zhì)溫度更高，管屏更寬更長，因此各鍋爐設(shè)計(jì)單位也加強(qiáng)了屏式受熱面的汽溫偏差控制，主要措施包括工質(zhì)側(cè)的流量偏差控制、爐內(nèi)燃燒均勻性設(shè)計(jì)及煙氣側(cè)管屏受熱面積優(yōu)化等。對于不同容量等級的CFB鍋爐屏式受熱面汽溫偏差控制措施基本相似，尤其是管屏受熱面積優(yōu)化，可采用同屏管間敷設(shè)不同高度的耐磨耐火材料來優(yōu)化管屏受熱面積，但由于耐磨耐火材料敷設(shè)高度無法精確設(shè)計(jì)，具體工程可移植性較差。目前鮮有針對超臨界CFB鍋爐敷設(shè)不同管屏高度耐磨耐火材料的屏式受熱面汽溫偏差的實(shí)爐試驗(yàn)及汽溫偏差控制方案的研究。

基于此，為定量獲得超臨界CFB鍋爐屏式高溫受熱面同屏管間的壁溫分布，較為精確地分析耐磨耐火材料敷設(shè)高度對屏式高溫受熱面管屏壁溫及其壁溫偏差的影響規(guī)律，本文在一臺(tái)350 MW超臨界CFB鍋爐上開展了屏式受熱面管屏出口壁溫分布的實(shí)爐測量，在此基礎(chǔ)上實(shí)施相關(guān)設(shè)備改造，可有效控制屏式受熱面同屏管間汽溫偏差。

1 試 驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)對象

試驗(yàn)在一臺(tái)350 MW超臨界CFB鍋爐上進(jìn)行。該鍋爐采用單爐膛單布風(fēng)板、3臺(tái)汽冷分離器M型布置、無外置床。爐膛尺寸(寬×深×高)為31 m×9.8 m×50 m，爐內(nèi)沿寬度方向布置6片二級中溫過熱器、6片屏式高溫過熱器和6片屏式高溫再熱器。尾部采用雙煙道，前煙道布置低溫再熱器，后煙道布置一級中溫過熱器和低溫過熱器。過熱汽溫主要采用減溫水調(diào)節(jié)，再熱汽溫主要采用尾部雙煙道擋板調(diào)節(jié)。屏式受熱面管屏情況見表1。

表1 屏式高溫受熱面管屏基本情況

1.2 試驗(yàn)方法與過程

由于現(xiàn)場屏式高溫過熱器和屏式高溫再熱器管屏出口各布置6個(gè)壁溫測點(diǎn)，無法準(zhǔn)確獲取屏式受熱面同屏管間壁溫的變化趨勢。為此在位于爐膛中心區(qū)域的一片屏式高溫過熱器和一片屏式高溫再熱器管屏出口穿出頂棚位置處分別加裝全屏試驗(yàn)測點(diǎn)，其中屏式高溫過熱器布置了43個(gè)壁溫測點(diǎn)，屏式高溫再熱器布置了51個(gè)壁溫測點(diǎn)，壁溫測點(diǎn)均采用工業(yè)級K分度鎧裝熱電偶(外徑為6 mm，測量范圍為-40～1 150 ℃，測量精度為±0.4%)通過與測量表面緊密貼合的集熱塊三面固定焊接在屏式受熱面管屏出口。每根管從穿頂處至壁溫測點(diǎn)上沿200 mm位置處均覆蓋厚度100 mm的保溫材料。王孟浩等[15]研究表明，屏式受熱面同屏管間的壁溫測點(diǎn)及其對應(yīng)的管內(nèi)汽溫之間的溫差是系統(tǒng)偏差，且溫差極小，一般不超過3 ℃，因此壁溫分布實(shí)際代表了該點(diǎn)蒸汽溫度的變化趨勢。

試驗(yàn)過程中，加裝的壁溫測點(diǎn)均采用計(jì)算機(jī)數(shù)據(jù)采集模塊實(shí)時(shí)采集。屏式高溫過熱器和屏式高溫再熱器進(jìn)出口汽側(cè)熱力參數(shù)，爐膛煙溫及鍋爐主要運(yùn)行參數(shù)均通過電站集控室DCS系統(tǒng)直接讀取。

測試工況均為(348±2)MW(99% BMCR)，分為3個(gè)階段，分別為優(yōu)化前工況、第1次優(yōu)化工況以及第2次優(yōu)化工況。屏式高溫受熱面實(shí)施改造前后的結(jié)構(gòu)示意如圖1所示。

圖1 屏式高溫受熱面實(shí)施改造前后結(jié)構(gòu)示意Fig.1 Structure schematic diagram of platen high temperature heating surface before and after reconstruction

由圖1(a)可知，近壁側(cè)(屏左側(cè))最外側(cè)連續(xù)3根管、向火側(cè)(屏右側(cè))最外側(cè)連續(xù)8根管敷設(shè)導(dǎo)熱型耐磨耐火材料，其中屏式高溫過熱器近壁側(cè)、向火側(cè)最外側(cè)各3根管耐磨耐火材料高度(耐磨耐火材料上沿距離底部澆注料上沿)為27.5 m，向火側(cè)其余5根管耐磨耐火材料高度為1.5 m；屏式高溫再熱器近壁側(cè)、向火側(cè)最外側(cè)各3根管耐磨耐火材料高度為19.8 m，向火側(cè)其余5根管耐磨耐火材料高度為1.5 m。由圖1(b)可知，第1次優(yōu)化分屏?xí)r取消屏式受熱面中間3根管子，并對耐磨耐火材料高度優(yōu)化，屏式高溫過熱器近壁側(cè)、向火側(cè)最外側(cè)各3根管耐磨耐火材料高度為16.5 m，中間取消管子處最外側(cè)各1根管耐磨耐火材料高度為5.8 m；屏式高溫再熱器近壁側(cè)、向火側(cè)最外側(cè)各3根管耐磨耐火材料高度為8.7 m，中間取消管子處最外側(cè)各1根管耐磨耐火材料高度為6 m。由圖1(c)可知，第2次進(jìn)一步優(yōu)化了耐磨耐火材料高度，屏式高溫過熱器近壁側(cè)最外側(cè)各3根管耐磨耐火材料高度為1.5 m，向火側(cè)最外側(cè)各3根管耐磨耐火材料高度為7 m；屏式高溫再熱器近壁側(cè)最外側(cè)各3根管耐磨耐火材料高度為1.5 m，向火側(cè)最外側(cè)各3根管耐磨耐火材料高度為6 m。

1.3 汽溫偏差模型

屏式高溫受熱面由并聯(lián)于進(jìn)、出口聯(lián)箱的多根管子組成。并聯(lián)管組中各根管子由于吸熱量、結(jié)構(gòu)等不同，管內(nèi)工質(zhì)的溫升也不同。為此，定義并聯(lián)管組中偏差管內(nèi)工質(zhì)溫升與管組平均溫升的比值為熱偏差系數(shù)ρr，并聯(lián)管組中偏差管出口溫度與管組出口平均溫度的差值為汽溫偏差Δt。

(1)

式中，δtr為偏差管出口溫度與進(jìn)口溫度的差值，℃；δt0為管組進(jìn)、出口平均溫升，℃。

Δtr=tr-tc

(2)

式中，tr為偏差管出口溫度，℃；tc為管組出口平均溫度，℃。

聯(lián)列式(1)和(2)得

Δtr=δt0(ρr-1)

(3)

由式(3)可知，并聯(lián)管組出口汽溫偏差與管組平均溫升與熱偏差系數(shù)成正比。

為分析屏式受熱面出口同屏管間汽溫的均勻性，引入標(biāo)準(zhǔn)差σ(℃)來衡量出口汽溫分布的均勻程度，其反映了組內(nèi)個(gè)體間的離散程度。標(biāo)準(zhǔn)差越大，說明汽溫分布不均勻性越大，反之越均勻。

(4)

2 結(jié)果與分析

2.1 實(shí)爐測量參數(shù)

試驗(yàn)煤質(zhì)元素分析與工業(yè)分析見表2。鍋爐主要運(yùn)行參數(shù)見表3。屏式受熱面工質(zhì)側(cè)與煙氣側(cè)運(yùn)行參數(shù)見表4。

表2 煤質(zhì)元素分析與工業(yè)分析

表3 鍋爐主要運(yùn)行參數(shù)

表4 屏式受熱面工質(zhì)側(cè)與煙氣側(cè)運(yùn)行參數(shù)

由表2可知，因?qū)崰t測量分階段進(jìn)行，煤質(zhì)有所波動(dòng)，第2次優(yōu)化后低位熱值最大波動(dòng)約9%。由表3、4可知，優(yōu)化前后鍋爐及屏式高溫受熱面的主要運(yùn)行參數(shù)穩(wěn)定良好，爐膛上部差壓最大波動(dòng)為6%，屏式高溫受熱面進(jìn)出口煙溫變化和工質(zhì)側(cè)溫升非常接近，由此可見，試驗(yàn)期間煤質(zhì)波動(dòng)對鍋爐燃燒工況穩(wěn)定性及屏式高溫受熱面?zhèn)鳠崽匦缘挠绊戄^小。

2.2 屏式高溫受熱面汽溫分布

2.2.1優(yōu)化前管屏出口汽溫分布

優(yōu)化前屏式高溫受熱面管屏汽溫分布如圖2所示?？芍獫M負(fù)荷工況下，屏式高溫過熱器和屏式高溫再熱器同屏管間汽溫存在較大偏差，其中屏式高溫過熱器壁溫最大值為571 ℃，汽溫偏差最大值為64 ℃；屏式高溫再熱器壁溫最大值為577 ℃，汽溫偏差最大值約為100 ℃。分析認(rèn)為，CFB鍋爐采用獨(dú)特的L型屏式受熱面結(jié)構(gòu)、耐磨耐火材料防磨技術(shù)以及節(jié)流管圈阻力優(yōu)化，盡管克服了屏式受熱面結(jié)構(gòu)偏差和管屏最外側(cè)管磨損、易超溫等問題，但當(dāng)鍋爐實(shí)際運(yùn)行工況偏離設(shè)計(jì)工況時(shí)，爐內(nèi)溫度場發(fā)生相應(yīng)變化，且耐磨耐火材料敷設(shè)面積設(shè)計(jì)裕量過大，從而導(dǎo)致同屏管間存在較大汽溫偏差。

圖2 優(yōu)化前屏式高溫受熱面管屏汽溫分布Fig.2 Steam temperature distribution of platenhigh temperature heating surface before optimization

2.2.2優(yōu)化后管屏出口汽溫分布

優(yōu)化后屏式高溫過熱器管屏汽溫分布如圖3所示?？芍獫M負(fù)荷工況下，第1次優(yōu)化后，屏式高溫過熱器壁溫最大值為578 ℃，汽溫偏差最大值為45 ℃，壁溫超過570 ℃為向火側(cè)最外側(cè)管向內(nèi)的第4～19根管，而壁溫最大值位于第5根管；第2次優(yōu)化后，屏式高溫過熱器全屏壁溫最大值為580 ℃，汽溫偏差最大值為24 ℃(近壁側(cè)分屏汽溫偏差最大值為16 ℃)，壁溫超過570 ℃為向火側(cè)最外側(cè)管向內(nèi)的第3～24根管，而壁溫最大值位于第4根管。由此可見，屏式高溫過熱器優(yōu)化前的壁溫監(jiān)測點(diǎn)有一定代表性，但仍無法監(jiān)測壁溫最大值。另外，在鍋爐主要運(yùn)行參數(shù)接近的條件下，第2次優(yōu)化是在第1次優(yōu)化基礎(chǔ)上進(jìn)行的耐磨耐火材料敷設(shè)高度的優(yōu)化，優(yōu)化后近壁側(cè)的各3根管汽溫平均提高14 ℃，相當(dāng)于0.9 ℃/m，而向火側(cè)各3根管汽溫平均提高18.5 ℃，相當(dāng)于1.8 ℃/m。

圖3 優(yōu)化后屏式高溫過熱器汽溫分布Fig.3 Steam temperature distribution of platen high temperature superheater after optimization

優(yōu)化后屏式高溫再熱器管屏汽溫分布如圖4所示。可知滿負(fù)荷工況下，第1次優(yōu)化后，屏式高溫再熱器壁溫最大值為594 ℃，汽溫偏差最大值為67 ℃，壁溫超過590 ℃為向火側(cè)最外側(cè)管向內(nèi)的第9～15根管，而壁溫最大值位于第9、11根管；第2次優(yōu)化后，屏式高溫再熱器全屏壁溫最大值為603 ℃，汽溫偏差最大值為50 ℃(近壁側(cè)分屏汽溫偏差最大值為21 ℃)，壁溫超過590 ℃為向火側(cè)最外側(cè)管向內(nèi)的第4～17根管，而壁溫最大值位于第9根管。由此可見，屏式高溫再熱器優(yōu)化前的壁溫監(jiān)測點(diǎn)代表性較低，應(yīng)進(jìn)一步優(yōu)化至自水冷壁向向火側(cè)方向的第37～43根管。另外，在鍋爐主要運(yùn)行參數(shù)接近的條件下，第2次優(yōu)化是在第1次優(yōu)化基礎(chǔ)上進(jìn)行的耐磨耐火材料敷設(shè)高度的優(yōu)化，優(yōu)化后近壁側(cè)的各3根管汽溫平均提高27.5 ℃，相當(dāng)于3.8 ℃/m，而向火側(cè)各3根管汽溫平均提高15.6 ℃，相當(dāng)于9.2 ℃/m。

圖4 屏式高溫再熱器優(yōu)化后汽溫分布Fig.4 Steam temperature distribution of platen high temperature reheater after optimization

2.3 屏式高溫受熱面汽溫偏差

屏式高溫過熱器和屏式高溫再熱器出口汽溫均勻性情況見表5、6?？芍獌?yōu)化后屏式高溫過熱器出口汽溫偏差標(biāo)準(zhǔn)差由優(yōu)化前的25.2 ℃減小到6.2 ℃，屏式高溫再熱器出口汽溫偏差標(biāo)準(zhǔn)差由優(yōu)化前的53.2 ℃減小到14.5 ℃。由此可見，優(yōu)化措施對于減小屏式高溫受熱面汽溫偏差有一定的效果，且優(yōu)化后屏式高溫過熱器汽溫偏差均勻性較好，這也可從第2次優(yōu)化后屏式高溫受熱面汽溫分布及汽溫偏差情況(圖5)得到驗(yàn)證。

表5 屏式高溫過熱器出口汽溫均勻性情況

表6 屏式高溫再熱器出口汽溫均勻性情況

圖5 第2次優(yōu)化后屏式高溫受熱面汽溫偏差情況Fig.5 Steam temperature deviation of the platen high temperature heating surface after the second optimization

3 結(jié) 論

1)大型CFB鍋爐爐內(nèi)屏式高溫受熱面普遍存在同屏管間汽溫偏差，一臺(tái)350 MW超臨界CFB鍋爐實(shí)爐測量結(jié)果表明，屏式高溫受熱面同屏管間汽溫偏差可達(dá)60 ℃以上，且屏式高溫再熱器汽溫偏差最大值高于屏式高溫過熱器。

2)實(shí)爐試驗(yàn)測量結(jié)果表明，現(xiàn)有的屏式高溫受熱面壁溫監(jiān)測點(diǎn)布置位置無法精確獲得同屏管間的壁溫最高值，尤其是屏式高溫再熱器壁溫監(jiān)測點(diǎn)代表性較低，建議對現(xiàn)有的壁溫監(jiān)測點(diǎn)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。在向火側(cè)管屏上布置更多的壁溫監(jiān)測點(diǎn)，且壁溫監(jiān)測點(diǎn)布置位置應(yīng)在向火側(cè)最外側(cè)管子向內(nèi)第4～17根管內(nèi)優(yōu)化選擇。

3)屏式高溫受熱面通過分屏設(shè)計(jì)、耐磨耐火材料敷設(shè)高度優(yōu)化等措施，屏式高溫過熱器和屏式高溫再熱器管屏出口汽溫偏差標(biāo)準(zhǔn)差分別下降至6.2和14.5 ℃，可有效控制屏式高溫受熱面管屏汽溫偏差及分布均勻性。