某亞臨界鍋爐受熱面超溫原因分析及對策

宋春濤

（江蘇省新能源開發(fā)有限公司，江蘇 南京 210005）

某火力發(fā)電廠一期工程為2臺600 MW機(jī)組，1號、2號機(jī)組分別于1998年11月及1999年6月投產(chǎn)，汽輪機(jī)為美國西屋公司產(chǎn)品，鍋爐為美國B&W公司產(chǎn)品。鍋爐的型式為亞臨界、一次再熱、自然循環(huán)、平衡通風(fēng)、單汽包、半露天布置煤粉爐，配有6臺MPS-89G型磨煤機(jī)。鍋爐燃燒方式采用對沖方式，6套制粉系統(tǒng)對應(yīng)36只DRB-EI-XCL燃燒器。設(shè)計(jì)煤種為神府煙煤，屬于易結(jié)渣煤種，具有嚴(yán)重的玷污性。鍋爐主汽溫采用減溫水調(diào)節(jié)，再熱汽溫正常情況下采用尾部煙道擋板調(diào)節(jié)，事故情況下可通過減溫水調(diào)節(jié)。過熱蒸汽采用兩級噴水汽溫調(diào)節(jié)，一級減溫器（粗調(diào)）位于屏式過熱器進(jìn)口，二級減溫器（細(xì)調(diào)）位于屏式過熱器出口，再熱蒸汽減溫器位于低溫再熱器進(jìn)口。

該發(fā)電廠的鍋爐自投產(chǎn)以來，一直存在爐膛出口煙溫偏高，過熱器減溫水量偏大，同時(shí)高溫再熱器部分管屏在高負(fù)荷下存在超溫的問題。針對以上問題，曾多次會同國內(nèi)相關(guān)研究所及美國B&W公司進(jìn)行燃燒調(diào)整工作，采用了增加爐膛區(qū)域吹灰器等改造方案，雖取得了一定效果，但都未能從根本上解決問題。該鍋爐高溫過熱器壁溫報(bào)警定值為570℃，高溫再熱器壁溫報(bào)警定值為584℃。在實(shí)際運(yùn)行中，高溫過熱器總體壁溫分布情況相對平緩，在制粉系統(tǒng)調(diào)整較好的情況下機(jī)組穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)高溫過熱器超溫運(yùn)行的情況相對較少。而高溫再熱器壁溫分布則呈兩邊高中間低的“馬鞍形”，主要在第15屏和第70屏附近的高再管屏易容易發(fā)生超溫的情況。

1 影響鍋爐爐膛出口煙溫的因素

鍋爐爐膛出口煙溫是鍋爐設(shè)計(jì)的重要參數(shù)之一，直接反映了鍋爐爐膛尺寸選擇是否合理，對鍋爐的安全經(jīng)濟(jì)運(yùn)行有著重要的影響。若爐膛出口煙溫過高，表明爐內(nèi)煙氣放熱量少，容易引起鍋爐受熱面結(jié)焦，也容易導(dǎo)致爐膛出口及其后受熱面超溫。若爐膛出口煙溫過低，則表明爐內(nèi)煙氣放熱量大，可能導(dǎo)致鍋爐過、再熱汽溫達(dá)不到額定值，影響機(jī)組運(yùn)行的經(jīng)濟(jì)性。鍋爐校核計(jì)算中對爐膛出口煙氣溫度的計(jì)算公式如下[1]：

式中：θ"為爐膛出口煙溫，℃；Ta為理論燃燒溫度，K；Bj為計(jì)算燃料消耗量；M為經(jīng)驗(yàn)系數(shù)，與燃料的性質(zhì)、燃燒方法和燃燒器布置的相對高度等因素有關(guān)；F為爐膛中總的輻射受熱面積；為爐膛中的平均煙氣熱容量；σ0為波爾茲曼常數(shù)；αl為爐膛黑度；ψ為水冷壁熱有效系數(shù)；φ為保熱系數(shù)。

從上式可知，鍋爐實(shí)際運(yùn)行中理論燃燒溫度Ta偏低、爐膛輻射受熱面積F過小、燃燒器至屏底高度過小、水冷壁玷污導(dǎo)致熱有效系數(shù)ψ過低等因素均會導(dǎo)致爐膛出口煙溫上升。

2 爐膛出口溫度高原因分析

機(jī)組投產(chǎn)初期對爐膛出口煙溫進(jìn)行測量，發(fā)現(xiàn)實(shí)際運(yùn)行值比設(shè)計(jì)值高約100℃。爐膛出口煙溫高導(dǎo)致過熱器減溫水量偏大，調(diào)試初期600 MW時(shí)減溫水量高達(dá)300 t/h，遠(yuǎn)超過原設(shè)計(jì)值86 t/h。同時(shí)高溫過熱器及高溫再熱器部分管屏在高負(fù)荷下存在超溫的問題。

通過分析可知，導(dǎo)致該電廠爐膛出口煙溫高的原因是B&W公司鍋爐爐膛尺寸設(shè)計(jì)偏小，由于DRB-EI-XCL燃燒器采用了分級燃燒降低NOx的技術(shù)，延長了煤粉在爐內(nèi)的燃燼時(shí)間，造成鍋爐爐膛出口煙溫比設(shè)計(jì)值偏高，從而導(dǎo)致了鍋爐減溫水量偏大，金屬受熱面易發(fā)生超溫的問題。

3 防止或減輕鍋爐受熱面超溫的對策

3.1 鍋爐燃燒調(diào)整

1999年10月2號爐小修后，進(jìn)行了燃燒調(diào)整試驗(yàn)，取得了一定的效果。經(jīng)燃燒調(diào)整后機(jī)組在600 MW運(yùn)行時(shí)，過熱器減溫水量降至200 t/h左右，再熱器減溫水量減少至0。所完成的燃燒調(diào)整工作主要有：煤粉細(xì)度調(diào)整、對燃燒器滑動(dòng)擋板及內(nèi)、外二次風(fēng)葉片角度調(diào)整、鍋爐變煤種試驗(yàn)。

3.1.1 煤粉細(xì)度調(diào)整

煤粉細(xì)度對于鍋爐燃燒的經(jīng)濟(jì)性及制粉系統(tǒng)的電耗有重大影響，煤粉愈細(xì)，在鍋爐內(nèi)燃燒時(shí)的不完全燃燒損失就愈小，但對制粉設(shè)備而言，卻要消耗較多的電能，磨煤機(jī)的磨損量也要增大。反之，較粗的煤粉雖然制粉電耗較小，但不可避免地會使鍋爐不完全燃燒損失增大。因此鍋爐運(yùn)行應(yīng)選擇最經(jīng)濟(jì)的煤粉細(xì)度，使不完全燃燒損失和制粉能耗之和最小。

查煤粉細(xì)度R90推薦曲線（如圖1所示），該廠燃用煤種的R90推薦值為25%。為試驗(yàn)煤粉細(xì)度變化對鍋爐燃燒經(jīng)濟(jì)性及鍋爐壁溫分布的影響，在600 MW工況下進(jìn)行煤粉細(xì)度調(diào)整試驗(yàn)，對運(yùn)行磨煤機(jī)的分離器折向擋板進(jìn)行了調(diào)整試驗(yàn)，如表1所示。試驗(yàn)結(jié)果表明，煤粉細(xì)度變化對該廠鍋爐各項(xiàng)熱損失及效率影響甚微，但當(dāng)采用較細(xì)的煤粉細(xì)度時(shí)過熱器和再熱器壁面溫度相對較低，從圖2及圖3可知，當(dāng)R90=15%～20%時(shí)，金屬壁溫要低一些，過熱器大部分壁溫點(diǎn)可降低10～15℃。

圖1 鍋爐經(jīng)濟(jì)煤粉細(xì)度曲線

3.1.2 燃燒器滑動(dòng)擋板及內(nèi)、外二次風(fēng)葉角度調(diào)整

要降低爐膛出口煙溫，緩解鍋爐受熱面超溫的問題，需加大鍋爐爐膛的吸熱量，這可以通過對燃燒器進(jìn)行調(diào)整，強(qiáng)化燃燒初期的劇烈程度來實(shí)現(xiàn)。

該廠鍋爐燃燒器是B&W的第二代DRB-EIXCL型低NOx雙調(diào)風(fēng)旋流燃燒器，該燃燒器采用了測風(fēng)和調(diào)風(fēng)技術(shù)?，F(xiàn)場調(diào)試中根據(jù)位于內(nèi)、外二次風(fēng)入口的環(huán)形畢托管測得二次風(fēng)流量信號，調(diào)節(jié)二次風(fēng)滑動(dòng)擋板來均勻分配各燃燒器的二次風(fēng)量。內(nèi)、外二次風(fēng)調(diào)節(jié)葉片的角度決定了內(nèi)、外二次風(fēng)與煤粉的混合程度和穩(wěn)定煤粉氣流的著火，其中外二次風(fēng)是主流。按B&W運(yùn)行手冊要求，內(nèi)二次風(fēng)葉片角度影響煤粉的著火距離，一般不大于45°，否則火焰穩(wěn)定性降低，外二次風(fēng)葉片角度變化將改變?nèi)紵骰鹧娴男螤睿舛物L(fēng)角度一般小于60°。

表1 600MW負(fù)荷不同煤粉細(xì)度下鍋爐性能測試結(jié)果

圖2 煤粉細(xì)度對高過出口段壁溫的影響

圖3 煤粉細(xì)度對高再出口段壁溫的影響

在試驗(yàn)過程中，先調(diào)節(jié)同層燃燒器滑動(dòng)擋板，使各燃燒器二次風(fēng)量接近相等，然后改變內(nèi)、外二次風(fēng)葉片角度，試驗(yàn)過程中注意燃燒器著火情況的變化以及鍋爐減溫水量及各段受熱面壁溫的變化。圖（4—7）給出了相應(yīng)試驗(yàn)結(jié)果。

圖4 內(nèi)二次風(fēng)葉片角度對高過壁溫的影響

圖5 內(nèi)二次風(fēng)葉片角度對高再壁溫的影響

圖6 外二次風(fēng)葉片角度對高過壁溫的影響

圖7 外二次風(fēng)葉片角度對高再壁溫的影響

從圖4和圖5可知，內(nèi)二次風(fēng)擋板開度為40°時(shí)過熱器和再熱器壁溫較低，安全性相對較好。從圖6及圖7可知，當(dāng)外二次風(fēng)擋板開度為60°時(shí)高溫過熱器和高溫再熱器壁溫?cái)?shù)值較低，安全性較好。

3.1.3 鍋爐變煤種試驗(yàn)

考慮到鍋爐煤種變化也可能會對鍋爐運(yùn)行主要參數(shù)，如爐膛出口煙溫、減溫水量、各段受熱面的壁溫分布情況產(chǎn)生較大的影響。該廠多次進(jìn)行了變煤種試驗(yàn)，并對全爐膛進(jìn)行清洗，但試驗(yàn)結(jié)果表明鍋爐超溫情況無根本好轉(zhuǎn)。

3.2 鍋爐設(shè)備改造

3.2.1 增加鍋爐爐膛區(qū)域吹灰器

由于神華煙煤飛灰中的CaO含量較高（＞20%），具有極強(qiáng)的玷污性，原先布置的吹灰器吹灰效果不佳。為此電廠在原有30支爐膛吹灰器的基礎(chǔ)上又增加了42臺爐膛及燃燒器區(qū)域吹灰器，以消除原先鍋爐吹灰存在的死區(qū)，通過增加爐膛的清潔度來增加其吸熱量，從而達(dá)到降低爐膛出口煙溫、緩解過、再熱器超溫的目的。實(shí)踐表明改造后鍋爐出口煙溫有所下降，過熱器減溫水溫下降了近30 t/h，對于緩解鍋爐過、再熱器超溫起到了一定的作用。

3.2.2 燃燒器改造

根據(jù)B&W公司建議，2003年5月對DRB-EIXCL燃燒器的一次風(fēng)噴嘴中加一旋流器，使一次風(fēng)由直流變成旋流，如圖8所示，且旋轉(zhuǎn)方向與二次風(fēng)相反，以促進(jìn)一、二次風(fēng)的混合，使得煤粉在燃燒初期通過對二次風(fēng)的卷吸得到足夠的氧氣和熱量，提高燃燒強(qiáng)度和火焰中心溫度，縮短煤粉燃燼距離，從而達(dá)到增加爐膛吸熱，降低爐膛出口煙溫，減少減溫水量和降低高溫過熱器、再熱器管屏管壁溫度的目的。燃燒器改造后，鍋爐滿負(fù)荷時(shí)爐膛出口煙溫下降50℃，取得了一定的效果。

圖8 加裝一次風(fēng)旋流葉片后的燃燒器剖面圖

3.2.3 再熱器部分管屏安裝絕熱材料

該廠先后對部分容易超溫的再熱器管屏進(jìn)行了絕熱處理試驗(yàn)。首先選用在部分管子表面噴涂氧化鋁陶瓷粉末的方法，發(fā)現(xiàn)降溫效果不明顯；后來又選擇兩片低溫再熱器管屏用硅酸鋁保溫材料及不銹鋼板包裹，投入運(yùn)行后發(fā)現(xiàn)效果比較明顯，可降低壁溫約15℃，于是又用同樣的方法對低溫再熱器區(qū)10片管屏進(jìn)行了處理，達(dá)到了一定的效果。但該方法影響煙氣通流面積，導(dǎo)致排煙溫度升高，將帶來一些不可預(yù)測的問題，此外保溫材料在煙道內(nèi)的壽命較短也是個(gè)問題。

3.3 下一步改進(jìn)措施

以上調(diào)整和改造在一定程度上改善了鍋爐受熱面的超溫現(xiàn)象，但還未能完全解決鍋爐高過、高再的超溫問題，擬從以下方面做進(jìn)一步改進(jìn)。

3.3.1 增加磨煤機(jī)出口動(dòng)態(tài)分離器

目前該廠采用的MPS-89型磨煤機(jī)僅有固定縮孔，難以在線進(jìn)行各粉管的流量偏差調(diào)節(jié)，在冷態(tài)風(fēng)量標(biāo)定偏差不大時(shí)熱態(tài)煤粉流量偏差仍較大。同樣在磨煤機(jī)煤粉取樣過程中發(fā)現(xiàn)磨煤機(jī)出口各粉管取樣重量差異大，煤粉細(xì)度差別也較大，這說明磨煤機(jī)出口煤粉均勻性較差，如表2所示。

表2 1號B磨煤粉取樣分析

同層各燃燒器粉量分配不均勻，會造成各個(gè)燃燒器二次風(fēng)量和煤粉量的配比偏離最佳值，這對于整個(gè)鍋爐的燃燒工況影響較大，將直接影響爐膛火焰的不均勻性及充滿度，減少水冷壁的輻射吸熱，導(dǎo)致鍋爐蒸發(fā)量減少，爐膛出口煙溫升高。目前已聯(lián)系磨煤機(jī)制造廠家擬改用動(dòng)態(tài)分離器，以減少煤粉管粉量及細(xì)度偏差的問題，從而達(dá)到合理配風(fēng)，提高火焰充滿度、降低爐膛出口煙溫、減少高過、高再受熱面超溫的目的。

3.3.2 進(jìn)行鍋爐受熱面通道部分改造

由于該廠鍋爐高溫再熱器超溫問題的規(guī)律性很強(qiáng)，且僅表現(xiàn)在部分管屏上。若煙氣側(cè)調(diào)整不能解決這一問題，可考慮在蒸汽側(cè)進(jìn)行受熱面改造，通過短接易超溫管屏，增加易超溫管屏的蒸汽流量來達(dá)到降低管壁溫度的目的。由于蒸汽側(cè)改造可以通過熱力校核計(jì)算來預(yù)測改造后的結(jié)果，改造風(fēng)險(xiǎn)較小。北侖港電廠1號爐高溫再熱器部分管屏由于蒸汽側(cè)流量偏差存在超溫問題，后按上海交通大學(xué)提供的方案進(jìn)行改造，短接超溫部分的高溫再熱器管道，減少該部分再熱器管的吸熱量，最終解決了再熱器超溫的問題。鑒于此，該廠也可考慮對再熱器超溫管屏進(jìn)行熱力校核計(jì)算，確定受熱面改造方案。

4 結(jié)束語

總之，該型鍋爐爐膛出口煙溫偏高、受熱面容易超溫的原因是原設(shè)計(jì)的爐型和所選用的燃燒器不對應(yīng)，鍋爐爐膛尺寸偏小，而用分級燃燒的燃燒器需要較大尺寸的爐膛。要解決這一問題，目前已進(jìn)行了一系列的改進(jìn)措施，而待更徹底的整改方案實(shí)施后方能從根本上解決這一問題。

[1]范從振.鍋爐原理[M].北京：中國電力出版社，1998.