過熱器減溫水過量的治理改造與實(shí)施效果

嚴(yán)林博, 何伯述, 孟建國, 元懷全, 許 堯, 張愛軍

(1.北京交通大學(xué)機(jī)械與電子控制工程學(xué)院,北京100044;2.河北大唐國際王灘發(fā)電有限責(zé)任公司,唐山063611;3.內(nèi)蒙古大唐國際托克托發(fā)電有限責(zé)任公司,呼和浩特010206;4.華北電力科學(xué)研究院有限責(zé)任公司,北京100045)

電力工業(yè)在整個(gè)國民經(jīng)濟(jì)中占有十分重要的地位,至 2008年底,全國發(fā)電裝機(jī)容量已達(dá)792 530 MW,同比增長10.34%.2008年全國發(fā)電量增長5.18%,用電量增長5.23%,當(dāng)年共新增發(fā)電裝機(jī)容量90 510 MW.國內(nèi)燃煤電站鍋爐以300MW和600 MW大型機(jī)組為主,并有1 000 MW機(jī)組已經(jīng)投產(chǎn).但是,在運(yùn)行過程中存在各種影響大型機(jī)組可靠性、經(jīng)濟(jì)性、可調(diào)性和環(huán)保性能的因素,包括運(yùn)行管理方面的因素,設(shè)計(jì)、制造與安裝質(zhì)量方面的因素,以及實(shí)際燃燒煤質(zhì)與設(shè)計(jì)煤質(zhì)相差太大等[1-3].針對(duì)實(shí)際工程中出現(xiàn)的問題,一些研究者進(jìn)行了大量深入的研究,并取得了實(shí)效.

某電廠三期工程安裝的2×600 MW國產(chǎn)燃煤機(jī)組自投運(yùn)以來,2臺(tái)鍋爐都存在過熱器減溫水嚴(yán)重過量的問題,對(duì)機(jī)組運(yùn)行的安全性和經(jīng)濟(jì)性構(gòu)成威脅,急需對(duì)其進(jìn)行優(yōu)化改造.國內(nèi)其他電廠也出現(xiàn)過過熱器減溫水過量的問題[4-8].

1 設(shè)備簡介

某電廠三期工程采用2×600 MW直接空冷燃煤發(fā)電機(jī)組,其中鍋爐為東方鍋爐集團(tuán)股份有限公司與三井巴布科克公司合作生產(chǎn)的亞臨界參數(shù)、自然循環(huán)、前后墻對(duì)沖燃燒方式、一次中間再熱、單爐膛平衡通風(fēng)、倒U型布置、固態(tài)排渣、緊身封閉、全鋼構(gòu)架的 Π型汽包爐,型號(hào)為DG-2070/17.5-II4.鍋爐設(shè)計(jì)煤種為準(zhǔn)格爾煙煤,校核煤種為準(zhǔn)格爾礦劣質(zhì)煤和東勝煤.鍋爐的縱剖面圖及過熱器和再熱器的流程圖見圖1.

圖1 鍋爐縱剖面圖及尾部對(duì)流受熱面布置示意圖Fig.1 Schematic of longitudinalsection of the boiler structu re and arrangement of the tail convective heat-absorbing surfaces

鍋爐的過熱系統(tǒng)由頂棚過熱器、包墻過熱器、低溫過熱器、屏式過熱器和高溫過熱器組成.其中,低溫過熱器共有3組,每組有178片;屏式過熱器共有2×16片,分為前屏和后屏;高溫過熱器懸吊在爐膛折焰角上方,共有32片.

2 5號(hào)鍋爐存在的主要問題及分析

該電廠三期工程5號(hào)鍋爐自投產(chǎn)以來,一直存在過熱器減溫水量大大超出設(shè)計(jì)值的問題,滿負(fù)荷時(shí)過熱器減溫水量達(dá)到330～350 t/h,遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過設(shè)計(jì)值77.8 t/h(100%汽機(jī)熱耗驗(yàn)收工況(THA)),直接影響機(jī)組的安全與經(jīng)濟(jì)運(yùn)行.

針對(duì)鍋爐減溫水量過大的問題,前期已經(jīng)進(jìn)行了大量的試驗(yàn)和嘗試,包括校準(zhǔn)燃燒氧量、調(diào)整燃燒氧量、調(diào)整燃盡風(fēng)(OFA)配風(fēng)方式、改變?nèi)紵髦行娘L(fēng)門運(yùn)行方式、改變一次風(fēng)率、調(diào)整煤粉細(xì)度、調(diào)整燃燒器燃燒強(qiáng)度等,但都沒有從根本上解決該問題.部分調(diào)整措施及調(diào)整后的結(jié)果見表1～表5[9].定性理論分析指出,鍋爐減溫水量過大的根本原因是：鍋爐蒸發(fā)受熱面面積相對(duì)于鍋爐過熱受熱面面積偏小,造成鍋爐蒸發(fā)出力相對(duì)不足,從而使鍋爐減溫水量嚴(yán)重超出設(shè)計(jì)值[10-12].

從表1中可以看出,爐膛氧量對(duì)過熱器減溫水量的影響很小.當(dāng)爐膛氧量較低時(shí),燃料燃燒不完全,導(dǎo)致燃料量增加,煙氣量增加,從而使過熱器和再熱器減溫水量增加.隨著爐膛氧量的增加,燃料燃燒越來越充分,燃料量也相應(yīng)減少,過熱器和再熱器減溫水量有所下降.當(dāng)爐膛氧量增加到一定程度時(shí),由于煙氣量增加,過熱器和再熱器減溫水量又呈增加趨勢(shì).

表1 爐膛氧量變化對(duì)減溫水量的影響Tab.1 Influence of changes in oxygen content in the furnace on theamount of desuperheater water

表2 一次風(fēng)率變化對(duì)減溫水量的影響Tab.2 In fluence of changes in the primary air ratio on theamount of desuperheater water

從表2中可以看出,改變一次風(fēng)率對(duì)減溫水量的影響很小,在爐膛氧量能保證燃料充分燃燒的前提下,隨著一次風(fēng)率的升高,煙氣量增加,過熱器和再熱器減溫水量相應(yīng)增加.

表3 煙氣調(diào)節(jié)擋板開度變化對(duì)減溫水量的影響Tab.3 Inf luence of changes in the flue gas baffle opening on the amount of desuperheater water

從表3中可以看出,隨著煙氣調(diào)節(jié)擋板開度的減小,再熱器和過熱器減溫水量都減小,低溫再熱器側(cè)煙氣調(diào)節(jié)擋板開度對(duì)再熱器減溫水量的影響較大,而低溫過熱器側(cè)煙氣調(diào)節(jié)擋板開度對(duì)過熱器減溫水量的影響很小,而且低溫過熱器煙氣調(diào)節(jié)擋板開度不能過小,否則會(huì)嚴(yán)重影響鍋爐的正常工作.

從表4中可以看出,磨煤機(jī)組合方式對(duì)減溫水量的影響很小.

從表5中可以看出,燃盡風(fēng)量與二次風(fēng)比例變化對(duì)減溫水量的影響比較明顯：在爐膛氧量一定的條件下,當(dāng)增大燃盡風(fēng)量、減小二次風(fēng)量時(shí),減溫水量呈上升趨勢(shì);當(dāng)減小燃盡風(fēng)量、增大二次風(fēng)量時(shí),減溫水量呈下降趨勢(shì).但燃盡風(fēng)量與二次風(fēng)量的配比關(guān)系不是影響減溫水量的主要因素.

表4 磨煤機(jī)組合方式對(duì)減溫水量的影響Tab.4 In fluence of the combination mode of them ills on the amount of desuperheater water

表5 燃盡風(fēng)量與二次風(fēng)比例變化對(duì)減溫水量的影響Tab.5 Influence of changes in the ratio of the amount of over-fire air to thato f the secondary air on the amount of desuperheater water

3 改造方案及其分析

3.1 改造方案簡介

要解決過熱器減溫水過量的問題,主體策略應(yīng)是增加蒸發(fā)受熱面面積及減少過熱受熱面面積.根據(jù)兩者面積變化的情況設(shè)置圖2所示的4種改造方案.改造方案A(圖2(a))：水平低溫過熱器換熱面積減少1/3,所減少的原低溫過熱器面積布置省煤器,即將第3組水平低溫過熱器改為省煤器.改造方案B(圖2(b))：水平低溫過熱器換熱面積減少4/9,所減少的空間布置1/3原低溫過熱器面積的省煤器;水平低溫再熱器換熱面積減少1/2,所減少的空間布置1/3原低溫再熱器面積的省煤器;所增加的省煤器面積大致與原布置省煤器的面積相當(dāng).改造方案C(圖2(c))：水平低溫過熱器換熱面積減少2/3,所減少的空間布置1/3原低溫過熱器面積的省煤器;水平低溫再熱器換熱面積減少2/3,所減少的空間布置1/3原低溫再熱器面積的省煤器.與改造方案B相比,方案C進(jìn)一步去除了第2組水平低溫過熱器和第2組水平低溫再熱器,僅保留1組水平低溫再熱器和1組水平低溫過熱器.改造方案D(圖2(d))：水平低溫過熱器換熱面積減少2/3,所減少的空間布置1/2原低溫過熱器面積的省煤器;水平低溫再熱器換熱面積減少2/3,所減少的空間布置1/2原低溫再熱器換熱面積的省煤器(增加的省煤器面積暫定為原低溫再熱器面積的1/2).與改造方案C相比,方案D進(jìn)一步增加了前后煙道省煤器的布置量.

圖2 改造方案示意圖Fig.2 Schematic of the retrofit scheme

3.2 熱力校核計(jì)算結(jié)果及分析

根據(jù)鍋爐熱力計(jì)算的原理,編寫熱力校核計(jì)算程序[9]對(duì)鍋爐進(jìn)行了全面的熱力校核計(jì)算.為了使改造前后鍋爐的主要熱力參數(shù)更具可比性,所使用的參數(shù)(包括校核工況下的各個(gè)參數(shù))全部為程序的熱力計(jì)算結(jié)果,而并不是將改造后的計(jì)算結(jié)果與改造前的實(shí)際運(yùn)行結(jié)果進(jìn)行比較.為節(jié)省篇幅,僅列出校核工況(其受熱面布置示意圖見圖1(b))和改造方案A的部分熱力計(jì)算結(jié)果.在熱力計(jì)算中,煤種為設(shè)計(jì)煤種準(zhǔn)格爾礦煙煤,預(yù)熱器進(jìn)風(fēng)溫度為19.85℃.在100%THA下,校核工況和改造方案A鍋爐關(guān)鍵熱力參數(shù)的計(jì)算結(jié)果見表6和表7.

對(duì)比表6和表7可以看出,將部分尾部煙道低溫過熱器的受熱面去掉,并為防止排煙溫度過高而增加一定省煤器受熱面積后,鍋爐的過熱器減溫水量有一定程度的減少.根據(jù)熱力校核計(jì)算下各個(gè)改造方案對(duì)鍋爐經(jīng)濟(jì)性和過熱器減溫水量的影響以及改造工程量的大小等因素,最終決定在5號(hào)鍋爐上首先實(shí)施改造方案A,即在保證鍋爐水動(dòng)力安全的情況下,將低溫過熱器的1/3受熱面積改為省煤器,以在降低一次汽系統(tǒng)對(duì)流吸熱份額的同時(shí),提高省煤器出口水溫度、降低排煙溫度、增加鍋爐蒸發(fā)量,進(jìn)而達(dá)到減少過熱器減溫水量的目的.

表6 在100%THA下,校核工況的熱力參數(shù)計(jì)算結(jié)果Tab.6 Resu lts of therma l calculation under checking operational condition at100%THA

表7 在100%THA下,改造方案A的熱力參數(shù)計(jì)算結(jié)果Tab.7 Results of thermal calculation of scheme A at 100%THA

4 改造效果

為了比較改造前后鍋爐的運(yùn)行狀況,分別采集了改造前后600 MW、450 MW以及300MW負(fù)荷工況下的鍋爐表盤參數(shù),并對(duì)改造前后鍋爐的主要運(yùn)行參數(shù)進(jìn)行了對(duì)比與分析.

4.1 改造的安全性

在改造前進(jìn)行了詳細(xì)的熱力計(jì)算和水動(dòng)力計(jì)算,以保證改造后鍋爐水動(dòng)力運(yùn)行的安全性.改造前后不同負(fù)荷下省煤器出口平均水溫及其不飽和度見表8.

表8 改造前后不同負(fù)荷工況下省煤器出口平均水溫及其不飽和度Tab.8 The average water temperature and its unsaturation at the economizer outlet under different loads before and after retrofit

由表8可知,在不同負(fù)荷工況下,改造后低溫再熱器側(cè)省煤器出口不飽和度基本在58～60 K,與改造前基本一致;在450 MW 負(fù)荷以下,改造后低溫過熱器側(cè)(即省煤器面積增加側(cè))省煤器出口不飽和度基本在24 K左右,在600MW 負(fù)荷下為21 K,而改造前低溫過熱器側(cè)省煤器出口不飽和度基本在48 K左右.低溫再熱器側(cè)與低溫過熱器側(cè)省煤器出口混合后進(jìn)入汽包的給水溫度有所降低,最終進(jìn)入汽包的給水不飽和度大于30 K.東方鍋爐廠還對(duì)改造后的鍋爐進(jìn)行了水循環(huán)校核計(jì)算,結(jié)果見表9.由表9可知,水循環(huán)系統(tǒng)未喪失自補(bǔ)償能力,是安全的.

表9 鍋爐水動(dòng)力循環(huán)的校核計(jì)算結(jié)果Tab.9 Checking calcu lation results for the boiler hydrodynam ic circulation

4.2 改造對(duì)鍋爐效率的影響

改造前后不同負(fù)荷工況下的鍋爐效率見表10.由表10可知,改造后,5號(hào)鍋爐的鍋爐效率較改造前在600 MW和300MW負(fù)荷下都有所上升,在450MW負(fù)荷下有所下降(由于改造后機(jī)組在450 MW負(fù)荷下運(yùn)行時(shí)間不長,因此該負(fù)荷下的統(tǒng)計(jì)結(jié)果不具代表性),從整體上看,改造后鍋爐的效率有所提高.

由于改造后鍋爐效率提高,使得供電煤耗下降,按平均負(fù)荷率為70%、鍋爐效率提高0.71%計(jì)算,改造后由于排煙溫度下降使得發(fā)電和供電煤耗分別下降2.51 g/(kW?h)和2.66g/(kW?h).

表10 改造前后不同負(fù)荷工況下的鍋爐效率Tab.10 Boiler efficiencies under dif ferent loads before and after retrofit

4.3 改造對(duì)減溫水量的影響

改造后,由于一次汽系統(tǒng)受熱面積減小,使得過熱器減溫水量明顯下降,從而大大提高了機(jī)組的安全運(yùn)行能力.通過對(duì)改造前后負(fù)荷和煤質(zhì)接近的穩(wěn)定工況進(jìn)行比較,來分析改造前后減溫水量的變化.表11給出了改造前后不同負(fù)荷工況下過熱器減溫水量的對(duì)比.由11表可見,在不同負(fù)荷下,改造后的過熱器減溫水量比改造前減少了約100 t/h(由于改造后機(jī)組在450MW負(fù)荷下運(yùn)行的時(shí)間不長,故其減溫水量的代表性不強(qiáng)).

表11 改造前后不同負(fù)荷工況下的減溫水量Tab.11 Flow rates of desuperheating water under different loads before and after retrofit

按平均負(fù)荷率為70%、改造后過熱器減溫水總量下降約100 t/h計(jì)算,改造后發(fā)電和供電煤耗分別下降0.33 g/(kW?h)和0.35 g/(kW?h).

4.4 改造對(duì)排煙溫度的影響

改造后,排煙溫度較改造前有了較大幅度下降(表12).由于省煤器受熱面積增加、吸熱增加,使得空氣預(yù)熱器入口煙溫下降,從而使排煙溫度下降約13 K,當(dāng)不考慮改造前后飛灰可燃物的影響時(shí),在600 MW負(fù)荷下鍋爐效率提高1.16%,在450 MW和300MW負(fù)荷下鍋爐效率約提高0.73%.

表12 改造前后不同負(fù)荷工況下排煙溫度的對(duì)比Tab.12 Comparison of exhaust flue gas temperatures under different loads before and a fter retro fit

4.5 改造前后鍋爐其他運(yùn)行參數(shù)的對(duì)比

改造前后鍋爐其他運(yùn)行參數(shù)的對(duì)比見表13.從表13中可以看出,改造后,低溫過熱器側(cè)與低溫再熱器側(cè)省煤器出口水溫的偏差有所上升,這是將部分低溫過熱器改為省煤器造成的.這個(gè)偏差可能導(dǎo)致低溫過熱器側(cè)省煤器出口欠焓過低,甚至沸騰,從而影響鍋爐水動(dòng)力循環(huán)的安全性.但是,從改造后鍋爐長期運(yùn)行的結(jié)果來看,雖然在滿負(fù)荷下低溫過熱器側(cè)省煤器出口欠焓較低(表8),低溫再熱器側(cè)和低溫過熱器側(cè)省煤器出口混合后進(jìn)入汽包的給水溫度欠焓有所降低,但最終進(jìn)入汽包的給水不飽和度仍大于30 K,鍋爐水循環(huán)系統(tǒng)尚未失去自補(bǔ)償能力,因此可認(rèn)為水循環(huán)系統(tǒng)是安全的.此外,改造后空氣預(yù)熱器入口煙氣溫度有所下降,使一、二次風(fēng)溫略有下降,但從改造后的鍋爐效率、燃燒狀況及制粉系統(tǒng)的運(yùn)行情況看,改造后一、二次風(fēng)溫下降對(duì)爐膛燃燒無明顯影響.改造后,鍋爐其他主要熱力參數(shù)無明顯變化.

表13 改造前后鍋爐其他運(yùn)行參數(shù)的對(duì)比Tab.13 Comparison o f other operation parameters of the boiler before and after retrofit

5 結(jié) 論

針對(duì)某電廠5號(hào)鍋爐實(shí)際運(yùn)行過程中存在的過熱器減溫水過量的問題,提出了4種改造方案,并最終選擇方案A對(duì)5號(hào)鍋爐的尾部受熱面進(jìn)行了初步改造.改造后的實(shí)際運(yùn)行和性能試驗(yàn)數(shù)據(jù)表明,不同負(fù)荷工況下過熱器減溫水總量明顯下降,平均下降約100 t/h.改造后省煤器出口欠焓在允許范圍內(nèi),保證了鍋爐水循環(huán)的安全性.機(jī)組整體的經(jīng)濟(jì)性、安全性及可調(diào)性都得到了提高,改造取得了圓滿成功,所取得的經(jīng)驗(yàn)值得借鑒推廣.

[1] 袁益超,陳之航.大容量電站鍋爐過熱器及再熱器系統(tǒng)研究的現(xiàn)狀與發(fā)展[J].動(dòng)力工程,1993,13(6)：42-46.

[2] 周振起,李保峰,張炳文.噴水減溫對(duì)機(jī)組熱經(jīng)濟(jì)性的影響[J].鍋爐技術(shù),2006,37(3)：15-18.

[3] 陸方,羅永浩,許琦,等.1025t/h鍋爐高溫過熱器超溫分析及改造[J].動(dòng)力工程,2003,23(6)：2769-2772.

[4] 李旭.巴基斯坦木扎法戈電站4號(hào)機(jī)組過熱汽溫和再熱汽溫的控制——兼論過熱器和再熱器的可控性[J].動(dòng)力工程,1999,19(5)：406-409.

[5] XU Li-jun,KHAN J A,CHEN Zhi-hang.Thermal load deviationmodel for superheater and reheater of a utility boiler[J].Applied Thermal Engineering,2000,20(6)：545-558.

[6] MOELBAK T.A dvanced control of superheater steam temperatures-an evaluation based on practical app lications[J].Control Engineering Practice,1999,7(7)：1-10.

[7] OTHM AN H,PURBOLAKSONO J,AHM AD B.Failure investigation on deformed superheater tubes[J].Engineering Failure Analysis,2009,16(1)：329-339.

[8] KWON O,M YERSM,KARSTENSEN A D,eta l.The effect of the steam temperature fluctuations during steady state operation on the remnant life of the superheater header[J].International Journal of Pressure Vessels and Piping,2006,83(5)：349-358.

[9] 梁松茂.600 MW電站鍋爐減溫水過量的原因分析及對(duì)策[D].北京：北京交通大學(xué),2008.

[10] JERZY T,KRZYSZTOFW.Two-dimensional modeling of deposits formation on p laten superheaters[J].Fuel,2009,88(8)：1466-1471.

[11] 孟建國,元懷全,盧存河,等.600 MW電站鍋爐過熱器減溫水治理策略及效果[J].華北電力技術(shù),2008(6)：30-34.

[12] 王洪濤,王信強(qiáng).過熱器超溫問題的研究[J].華北電力技術(shù),2007(11)：30-34.