鐘 偉

(國家電投集團重慶合川發(fā)電有限公司, 重慶 401520)

旋流對沖燃燒方式具有煤粉氣流和回流煙氣混合強烈、氣流湍流強度大、燃燒器獨立性好等優(yōu)點，在運行過程中左、右兩側(cè)煙道中煙氣速度場和溫度場相對四角切圓燃燒方式的鍋爐更加均勻[1]。但是由于安裝、制造差異等原因，兩側(cè)風箱、煙道等的局部阻力往往會有所不同，使得燃燒器本體之間的供風量并不嚴格相等；磨煤機出口各一次風粉管道的阻力不同，使得風粉氣流濃度不同等原因，造成旋流對沖燃燒方式的鍋爐常存在一定的汽水熱偏差。目前關(guān)于旋流燃燒鍋爐運行情況的研究較多，但是針對熱偏差的較少，這些研究主要集中在降低CO、低負荷穩(wěn)燃和著火燃盡等方面。夏文靜等[2]以某660 MW超超臨界對沖燃燒鍋爐為研究對象，基于燃燒調(diào)整試驗，鍋爐修正后效率可維持在93.7%以上(設(shè)計值為93．61%)。李春曦等[3]針對某600 MW超臨界對沖燃燒鍋爐在低氮技術(shù)改造后側(cè)墻壁面出現(xiàn)明顯的還原性高溫硫腐蝕現(xiàn)象，采用在側(cè)墻添加貼壁風裝置方案并進行了全爐膛數(shù)值模擬，結(jié)果表明：添加貼壁風裝置后，側(cè)墻CO體積分數(shù)明顯下降，O2體積分數(shù)明顯升高，壁面的還原性氣氛得到有效改善。關(guān)鍵等[4]通過對某300 MW機組鍋爐不同工況下的水冷壁貼壁氣氛測試，系統(tǒng)研究了側(cè)墻水冷壁貼壁氣氛在爐膛高度方向、深度方向及不同磨煤機組下的分布規(guī)律，并分析了原因，提出了判斷高溫腐蝕傾向性的貼壁氣氛控制指標。何翔等[5]對某600 MW機組鍋爐在低負荷下，從運行數(shù)據(jù)和試驗數(shù)據(jù)著手分析存在的問題并開展了一系列調(diào)整工作，得出了分隔屏最高點壁溫和最低點壁溫偏差過大是一次風不平衡以及二次風量兩側(cè)偏差共同造成的。王松浩[6]對旋流對沖燃燒鍋爐燃用煙煤時的NOx排放、CO2和O2的分布進行了數(shù)值模擬，結(jié)果表明：沿爐膛高度方向橫截面上O2和CO2平均體積分數(shù)分布呈互補的關(guān)系。綜上，關(guān)于旋流對沖燃燒方式鍋爐從運行優(yōu)化角度降低熱偏差的研究尚不多見，筆者對某600 MW機組鍋爐的熱偏差進行了分析，采取了一系列有針對性的調(diào)整措施，降低了減溫水流量，減少了熱偏差。

1 設(shè)備概況

該600 MW機組鍋爐為DG2045/26.15-II 2型、超超臨界參數(shù)、變壓運行直流鍋爐。采用一次中間再熱、平衡通風、前后墻對沖燃燒方式，鍋爐本體為單爐膛尾部雙煙道結(jié)構(gòu)、露天布置、固態(tài)排渣、全鋼構(gòu)架、全懸吊Π形結(jié)構(gòu)。

鍋爐制粉系統(tǒng)采用中速磨煤機正壓一次風直吹式送粉系統(tǒng)，配6臺HP1003型中速磨煤機(A～F)，設(shè)計運行方式為5運1備。鍋爐燃燒系統(tǒng)采用前后墻對沖布置，每臺磨煤機帶1層6個燃燒器(1號～6號)，共36個燃燒器前后墻各3層對沖布置，在前后墻煤粉燃燒器上方各布置了6個燃盡風燃燒器和2個側(cè)燃盡風燃燒器。

一次風粉混合物首先進入燃燒器的一次風入口彎頭，然后經(jīng)過燃燒器一次風管和布置在一次風管中的煤粉濃縮器，濃縮器使煤粉氣流產(chǎn)生徑向分離。濃煤粉氣流從一次風管圓周外側(cè)經(jīng)過一次風管出口處的穩(wěn)燃齒環(huán)進入環(huán)形回流區(qū)著火燃燒；淡煤粉氣流從一次風管中心區(qū)域噴入爐內(nèi)，并進入內(nèi)回流區(qū)著火燃燒。

每個燃燒器的二次風量靠就地的二次風門手動閥門調(diào)節(jié)，最大刻度為90°，該二次風門手動閥門控制中心風、二次風(內(nèi)二次風)、三次風(外二次風)的總風量；中心風量為總二次風量的5%左右，二次風通道內(nèi)布置有軸向旋流器使得經(jīng)過的二次風產(chǎn)生旋轉(zhuǎn)，旋流器葉片為固定式傾角60°，不可調(diào)節(jié)；三次風可通過燃燒器上切向布置的三次風門擋板調(diào)節(jié)其切向葉片的開度，開度越小旋流強度越大，但是阻力也增大，三次風和二次風氣流的旋向相反。二次風大風箱從左右兩側(cè)為燃燒器提供總二次風，每層燃燒器配置層二次風門擋板用以調(diào)節(jié)該層的總二次風量，設(shè)計二次風率在63%。除此以外，在最上層燃燒器上部還布置了燃盡風(SOFA)，中間直流和外側(cè)旋流，燃盡風率為15%。

2 現(xiàn)狀及分析

機組長期在500 MW運行，燃用重慶煙煤和陜煤的混煤，采用煤場混合的加倉方式，入爐煤發(fā)熱量在21～22 MJ/kg，煤質(zhì)較為穩(wěn)定。鍋爐投運ABDEF 5臺磨煤機，E磨煤機的給煤量最少。前墻和后墻的SOFA、二次風總風門開度都在20%，停運層C層的二次風總風門開度在10%，起到冷卻燃燒器噴口的作用；每個燃燒器就地二次風門全開，1號和6號燃燒器的二次風風門開度在70%，2號和4號燃燒器的二次風風門開度在60%，3號和4號燃燒器的二次風風門開度在50%，燃燒器配風方式見表1。

表1 燃燒器配風方式

在汽水方面，一級過熱器減溫水閥門左側(cè)關(guān)閉，而右側(cè)閥門開度在53.99%；二級過熱器減溫水右側(cè)閥門開度在44.82%，左側(cè)閥門開度在21.56%。說明爐膛燃燒存在一定偏斜；過了分隔屏過熱器之后進入高溫過熱器，煙氣量左右側(cè)的偏斜同樣影響到二級減溫水閥門的開度，仍是右側(cè)大于左側(cè)；再熱器存在一定的減溫水，右側(cè)減溫水的閥門開度在13.48%，左側(cè)減溫水的閥門開度在6.07%。從煙氣擋板調(diào)整來看，右側(cè)過熱器的煙氣擋板已調(diào)整至30%，左側(cè)過熱器的煙氣擋板在60%，說明靠煙氣擋板來調(diào)整左右側(cè)的汽水熱偏差是不夠的。

表2是運行過程中風煙系統(tǒng)的主要參數(shù)。

表2 風煙系統(tǒng)主要參數(shù)

表2(續(xù))

從表2可以看出：煙氣量右側(cè)大于左側(cè)；熱二次風流量右側(cè)大于左側(cè)；一次風冷風流量右側(cè)大于左側(cè)；一次風熱風流量右側(cè)大于左側(cè)。同時，煙溫在空氣預(yù)熱器進、出口右側(cè)小于左側(cè)；二次風溫度右側(cè)小于左側(cè)；一次風熱風溫度右側(cè)小于左側(cè)；脫硝系統(tǒng)入口煙溫右側(cè)小于左側(cè)；風量大的一側(cè)吸熱量大，相應(yīng)的風溫低。

而低溫過熱器后煙溫右側(cè)大于左側(cè)，低溫再后煙溫右側(cè)大于左側(cè)，這和煙氣擋板的調(diào)整有關(guān)，右側(cè)過熱器煙氣擋板開度在30%，而左側(cè)擋板開度為60.66%，蒸汽流量左、右側(cè)分布一致時，煙氣量大的一側(cè)煙溫降小，故此處的右側(cè)煙溫大于左側(cè)。而再熱器煙氣擋板開度100%和80%的煙氣量實際上差別不大，因為流量和擋板開度的關(guān)系是拋物線關(guān)系，80%開度和100%開度對流量的影響差異很小[7]。從上述分析可以認為風量右側(cè)大于左側(cè)。在空氣預(yù)熱器的左、右側(cè)漏風率差不多的前提下，認為煙氣從爐膛至煙氣擋板的流量也是右側(cè)大于左側(cè)。

為控制磨煤機分離器出口溫度，冷風擋板開度較大，熱風擋板開度較小。熱風擋板開度偏小會引起節(jié)流損失增加，一次風機電耗提高。從取樣數(shù)據(jù)看煤粉細度R90甚至有低于10%的情況，反映出煤粉細度相對偏高。制粉系統(tǒng)的主要運行參數(shù)見表3。

表3 制粉系統(tǒng)主要參數(shù)

由于右側(cè)的風量大，導(dǎo)致火焰中心略偏高，分隔屏過熱器右側(cè)的吸熱量大于左側(cè)，且煙氣量大導(dǎo)致了汽水右側(cè)的對流受熱面吸熱量大，印證了一、二級減溫水開度的偏差。

3 燃燒調(diào)整試驗

綜上所述，鍋爐主要存在熱偏差的問題，分析其原因是：磨煤機粉管一次風粉可能存在不平的情況；二次風門擋板左、右側(cè)開度都一致，沒有針對性；燃盡風前墻和后墻開度一致，沒有針對性；每層6個燃燒器的內(nèi)二次風閥門全開，從左至右的風箱流場分布由于局部阻力大小不同，并不是完全均勻的，從集散控制系統(tǒng)(DCS)畫面上看出二次風箱各層燃燒器左右側(cè)風壓大小不一，說明左右側(cè)確實存在二次風流量偏差；制粉系統(tǒng)各臺投運磨煤機的調(diào)整方式、煤粉細度等還有一定的優(yōu)化空間[8]。

針對造成熱偏差現(xiàn)象的原因開展有針對性的燃燒調(diào)整試驗。

3.1 一次風調(diào)平

對5臺磨煤機出口風粉管道進行了一次風熱態(tài)調(diào)平，使各管道風速相對偏差在5%以內(nèi)。以A磨煤機3個工況的調(diào)平試驗為例，其試驗結(jié)果見圖1。

圖1 A磨煤機一次風調(diào)平試驗結(jié)果

由圖1可以看出：A3粉管的風速普遍較高，而A6粉管的風速偏低，通過對粉管可調(diào)縮孔進行調(diào)整，使得6根粉管的風速相對偏差降低至5%以內(nèi)。

3.2 煤粉細度調(diào)整

對5臺磨煤機在不同的分離器折向擋板開度、磨煤機出口溫度、通風和出力下煤粉特性的變化規(guī)律進行研究，通過等速取樣，對煤粉進行篩分，結(jié)果表明：R90主要分布在15%～25%，均勻性指數(shù)n普遍在1.1左右，未出現(xiàn)不合理之處。調(diào)整后，將這5臺磨煤機的R90調(diào)整為20%，其中A磨煤機折向擋板刻度為50°、B和C磨煤機折向擋板刻度為45°、D和E磨煤機折向擋板刻度為40°，將磨煤機分離器出口溫度設(shè)定值統(tǒng)一控制在75 ℃，適當開大熱風擋板開度在50%附近，降低一次風母管壓力設(shè)定值(-0.3 kPa的偏置)，以減少熱風擋板的節(jié)流損失[9]。

3.3 燃燒器調(diào)整和配風優(yōu)化

盡管理論上二次風越大，卷吸煙氣量的效果越好，但是過多的二次風會滲透進一次風粉，增加著火熱[10]。因此，在一次風調(diào)平和煤粉細度調(diào)整完畢后，降低右側(cè)的通風量，除了對右側(cè)層操風門進行調(diào)整以外，還有針對性地關(guān)小某幾個燃燒器二次風門，調(diào)整后的煙氣成分和減溫水閥門開度變化見表4。

表4 調(diào)整后的煙氣成分和減溫水閥門開度的變化

由表4可以看出：機組負荷在500 MW，鍋爐投運ABDEF 5臺磨煤機運行，空氣預(yù)熱器進口的O2和CO體積分數(shù)變化不大，說明調(diào)整措施對總體爐內(nèi)燃燒的影響沒有負面效應(yīng)。對前、后墻下面2層燃燒器的二次風門的右側(cè)進行了關(guān)??；再將下層燃燒器中間2個二次風門進行了關(guān)小，這是因為風箱和兩側(cè)燃燒器連接的“丁”字頭處的局部阻力大[9]，適當關(guān)小中間燃燒器的二次風門，使得兩側(cè)燃燒器的二次風增大，可以彌補由于右側(cè)二次風門的關(guān)小帶來的右側(cè)燃燒器供風不足的影響。調(diào)整后，一級減溫水閥門右側(cè)的開度逐漸減小，從最初的51%關(guān)小至20%；二級減溫水閥門左側(cè)開度從18%增至21%，右側(cè)開度從34%減少至24%，說明二級減溫水閥門左右側(cè)開度逐漸趨于一致。自2017年9月1日起，每天都按上述調(diào)整方式運行，燃燒器調(diào)整閥門開度不再恢復(fù)，減溫水質(zhì)量流量統(tǒng)計情況見圖2。

圖2 日均統(tǒng)計減溫水質(zhì)量流量

4 結(jié)語

對某600 MW機組鍋爐在500 MW負荷下的運行情況進行了分析和運行優(yōu)化，通過對汽水、風煙和制粉系統(tǒng)的運行分析，采取了降低鍋爐右側(cè)通風量的運行調(diào)整方向，基于一系列調(diào)整手段，在不影響爐內(nèi)燃燒組織的前提下，左右側(cè)熱偏差得到了緩解，有效地降低了一、二級減溫水流量。

(1) 左右兩側(cè)風量偏差是引起對沖燃燒鍋爐熱偏差的一個重要原因，二次風門的開度不宜左右側(cè)保持一致的方式。

(2) 減小不同一次風管流量偏差對減小燃燒熱偏差具有重要影響。

(3) 減小二次風左右側(cè)的流量偏差，以及對局部燃燒器的二次風門進行有針對性的調(diào)整，可以進一步減小熱偏差，從而降低減溫水流量。