600MW超臨界W火焰鍋爐防超溫燃燒調(diào)整試驗(yàn)研究

周文臺(tái)，程智海，金 鑫，何 翔

（上海發(fā)電設(shè)備成套設(shè)計(jì)研究院，上海200240）

我國(guó)無(wú)煙煤資源比較豐富，其揮發(fā)分低，較難燃燒，與其他爐型相比，“W”火焰鍋爐在燃用無(wú)煙煤上具有較明顯的優(yōu)勢(shì).隨著近年來(lái)超臨界“W”火焰鍋爐在國(guó)內(nèi)投運(yùn)，以水冷壁超溫為代表的安全問(wèn)題隨之而來(lái).由于國(guó)內(nèi)超臨界“W”火焰鍋爐投運(yùn)時(shí)間短，經(jīng)驗(yàn)積累少，因此需要不斷摸索前進(jìn).

針對(duì)云南華電鎮(zhèn)雄發(fā)電有限公司2號(hào)600 MW超臨界W 火焰鍋爐水冷壁頻繁超溫的問(wèn)題，筆者進(jìn)行了原因分析和燃燒調(diào)整.

1 設(shè)備簡(jiǎn)介

云南華電鎮(zhèn)雄發(fā)電有限公司2×600 MW 機(jī)組鍋爐為哈爾濱鍋爐廠有限責(zé)任公司生產(chǎn)的HG-1900／25.4-WM10 型鍋爐，也是該公司生產(chǎn)的首臺(tái)超臨界W 火焰鍋爐.

所研究的對(duì)象為該機(jī)組的2號(hào)鍋爐，該鍋爐為一次中間再熱、超臨界壓力變壓運(yùn)行帶內(nèi)置式再循環(huán)泵啟動(dòng)系統(tǒng)的直流鍋爐，采用單爐膛、平衡通風(fēng)、固態(tài)排渣、全鋼架、全懸吊結(jié)構(gòu)、π型、露天布置.該鍋爐燃用無(wú)煙煤，采用W 火焰燃燒方式，在前、后拱上共布置24 組狹縫式燃燒器，采用6 臺(tái)BBD4062雙進(jìn)、雙出磨煤機(jī)直吹式制粉系統(tǒng).

1.1 鍋爐主要參數(shù)

在鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量工況（BMCR）下，鍋爐的主要設(shè)計(jì)參數(shù)見(jiàn)表1.

表1 鍋爐的主要設(shè)計(jì)參數(shù)Tab.1 Main design parameters of the boiler

1.2 燃燒及制粉系統(tǒng)

該鍋爐的燃燒組織方式為“W”火焰，燃燒器的布置方式見(jiàn)圖1.一次風(fēng)攜帶煤粉從前后墻的拱上向下噴入爐膛并進(jìn)行燃燒，在接近冷灰斗區(qū)域的地方，前后墻火焰交匯再向上折返形成“W”火焰，從而增加了火焰行程，延長(zhǎng)了火焰在爐膛內(nèi)的停留時(shí)間，提高了無(wú)煙煤的燃盡率.

圖1 鍋爐燃燒器的布置方式Fig.1 Arrangement of boiler burners

整臺(tái)鍋爐包含24組低NOx狹縫式直流燃燒器和24個(gè)旋風(fēng)分離器，每個(gè)旋風(fēng)分離器對(duì)應(yīng)1組燃燒器，為燃燒器提供一濃一淡2股煤粉氣流.前后墻拱上分別布置12組燃燒器，每組燃燒器包含2個(gè)濃煤粉噴口和2個(gè)淡煤粉噴口，每個(gè)濃煤粉噴口兩邊各有2個(gè)二次風(fēng)噴口，在2個(gè)濃煤粉噴口之間的二次風(fēng)噴口中安裝油槍和火檢，燃燒器噴口布置見(jiàn)圖2.

圖2 燃燒器噴口布置圖Fig.2 Layout of burner nozzles

該鍋爐設(shè)置了燃燒器風(fēng)箱、三次風(fēng)風(fēng)箱和燃燒器連接風(fēng)道.在鍋爐的前拱、后拱共設(shè)置了2個(gè)燃燒器風(fēng)箱，每個(gè)風(fēng)箱內(nèi)又通過(guò)隔板分隔成6個(gè)獨(dú)立的小風(fēng)箱，共計(jì)12個(gè)小風(fēng)箱，這些風(fēng)箱內(nèi)各布置1組燃燒器且每個(gè)小風(fēng)箱均設(shè)有獨(dú)立的擋板風(fēng)門(mén).在鍋爐的拱下前后墻各設(shè)置了6個(gè)三次風(fēng)風(fēng)箱，共計(jì)12個(gè)，與拱上風(fēng)箱一一對(duì)應(yīng)，這些風(fēng)箱也設(shè)有獨(dú)立的擋板風(fēng)門(mén)，負(fù)責(zé)三次風(fēng)的分配.給燃燒器風(fēng)箱和三次風(fēng)風(fēng)箱配風(fēng)的是燃燒器連接風(fēng)道，布置在鍋爐的前后墻，每個(gè)燃燒器連接風(fēng)道又分成3個(gè)小風(fēng)道，共計(jì)6個(gè)小風(fēng)道，每個(gè)小風(fēng)道對(duì)應(yīng)2個(gè)燃燒器小風(fēng)箱和2個(gè)三次風(fēng)風(fēng)箱，且1個(gè)小風(fēng)道對(duì)應(yīng)1臺(tái)磨煤機(jī)，這樣有利于二次風(fēng)與磨煤機(jī)的連鎖控制.

為監(jiān)測(cè)各面墻水冷壁出口管壁金屬溫度（即壁溫），沿爐膛寬度方向分別在前墻上部水冷壁出口、前墻下部水冷壁出口、后墻上部水冷壁出口、后墻下部水冷壁出口各裝設(shè)41個(gè)壁溫測(cè)點(diǎn)，沿爐膛深度方向分別在左墻上部水冷壁出口、左墻下部水冷壁出口、右墻上部水冷壁出口、右墻下部水冷壁出口各裝設(shè)19個(gè)壁溫測(cè)點(diǎn).

2 受熱面的超溫狀況

該鍋爐自投運(yùn)以來(lái)，水冷壁一直處于頻繁超溫的狀態(tài)，前墻及后墻上部水冷壁報(bào)警溫度為500℃，其他墻報(bào)警溫度為430 ℃，但前墻水冷壁頻繁超溫到550 ℃以上，僅2012年10月22日至23日2天，水冷壁超溫就達(dá)到17次，超溫情況十分嚴(yán)重，這給鍋爐的安全運(yùn)行帶來(lái)了極大隱患.圖3和圖4分別給出了2012年10月22—24日前墻上部第24號(hào)壁溫測(cè)點(diǎn)和左墻上部第10號(hào)壁溫測(cè)點(diǎn)的最高壁溫值.從圖3和圖4可以看出，前墻第24號(hào)壁溫測(cè)點(diǎn)和左墻第10號(hào)壁溫測(cè)點(diǎn)超溫較為頻繁，即使在未超溫的時(shí)間段內(nèi)，前墻與左墻的壁溫離各自報(bào)警溫度的安全裕量均較小.

圖3 前墻上部第24號(hào)壁溫測(cè)點(diǎn)的壁溫Fig.3 Temperature of front upper water wall measured at point No.24

圖4 左墻上部第10號(hào)壁溫測(cè)點(diǎn)的壁溫Fig.4 Temperature of left upper water wall measured at point No.10

3 水冷壁超溫原因分析

通過(guò)觀察并進(jìn)行燃燒調(diào)整后，判定水冷壁超溫主要有以下2個(gè)原因.

3.1 配風(fēng)模式不合理和熱負(fù)荷分布不均

燃燒調(diào)整前運(yùn)行人員采取前后墻二次風(fēng)總風(fēng)擋板開(kāi)度相同的運(yùn)行模式，擋板開(kāi)度均為85%左右.但由于折焰角的存在，這樣的配風(fēng)模式勢(shì)必會(huì)導(dǎo)致整個(gè)煙氣流場(chǎng)靠近前墻一些（見(jiàn)圖5），因此會(huì)出現(xiàn)前后墻熱負(fù)荷分布不均的狀況，造成前墻的熱負(fù)荷偏高，尤其是前墻中部的熱負(fù)荷最高，這部分的水冷壁出口壁溫多高于460 ℃.圖6給出了該鍋爐在450 MW 和600 MW 負(fù)荷下各面墻上部水冷壁出口的平均壁溫.從圖6可以看出，各面墻出口平均壁溫偏差較大，尤其是前墻和左墻的熱負(fù)荷偏高.

圖5 燃燒調(diào)整前的燃燒模式示意圖Fig.5 Schematic diagram of the combustion mode before adjustment

圖6 燃燒調(diào)整前各面墻水冷壁的平均壁溫Fig.6 Average temperature of various water walls before adjustment

3.2 燃燒不穩(wěn)定且易波動(dòng)

通過(guò)觀察發(fā)現(xiàn)，爐膛負(fù)壓極不穩(wěn)定，負(fù)壓波動(dòng)見(jiàn)圖7.由圖7可以看到，爐膛負(fù)壓多在-400～400Pa內(nèi)波動(dòng)，火檢信號(hào)時(shí)有時(shí)無(wú)，火焰電視時(shí)明時(shí)暗，說(shuō)明爐內(nèi)燃燒不穩(wěn)定.

圖7 燃燒調(diào)整前的爐膛負(fù)壓波動(dòng)Fig.7 Fluctuation of furnace negative pressure before adjustment

燃燒不穩(wěn)定且易波動(dòng)是由于煤粉進(jìn)入爐膛以后不能快速著火所致.在燃燒調(diào)整前，存在以下幾個(gè)方面的問(wèn)題：

（1）煤粉偏粗

燃燒調(diào)整前，各臺(tái)磨煤機(jī)的動(dòng)態(tài)分離器相對(duì)轉(zhuǎn)速均為65%，由后來(lái)進(jìn)行的磨煤機(jī)制粉試驗(yàn)可知，在該分離器相對(duì)轉(zhuǎn)速下，除E 磨煤機(jī)外，其余磨煤機(jī)煤粉粒度的R90為10%～15%，大于設(shè)計(jì)值6%.因此，這種粒度不利于煤粉進(jìn)入爐膛快速著火.

（2）容量風(fēng)擋板開(kāi)度偏大

燃燒調(diào)整前，各臺(tái)磨煤機(jī)的容量風(fēng)擋板開(kāi)度偏大，多為50%左右.由燃燒調(diào)整試驗(yàn)可知，容量風(fēng)擋板開(kāi)度在30%左右時(shí)能夠滿足一次風(fēng)攜帶煤粉的能力和保持磨煤機(jī)的料位正常.因此，當(dāng)容量風(fēng)擋板開(kāi)度過(guò)大時(shí)，一次風(fēng)風(fēng)速偏高，煤粉濃度降低，使煤粉著火大為延遲.此外，一次風(fēng)壓力偏高，也與容量風(fēng)擋板開(kāi)度過(guò)大原理相同，不利于煤粉的快速著火.

（3）二次風(fēng)風(fēng)量偏大

燃燒調(diào)整前，在滿負(fù)荷時(shí)，空氣預(yù)熱器入口平均氧體積分?jǐn)?shù)多大于3%，由燃燒調(diào)整試驗(yàn)可知，總風(fēng)量略微偏大，導(dǎo)致夾帶一次風(fēng)下沖的二次風(fēng)風(fēng)速偏高，也不利于煤粉的快速著火.

總之，由于煤粉粒度偏大、容量風(fēng)擋板開(kāi)度偏大、一次風(fēng)壓力偏離和二次風(fēng)風(fēng)量偏大等原因，煤粉進(jìn)入爐膛以后無(wú)法在圖8中的A 區(qū)域穩(wěn)定著火.當(dāng)煤粉在A 區(qū)域無(wú)法著火時(shí)，A 區(qū)域的溫度較低，煙氣黏度相對(duì)較小，火焰下沖時(shí)受到阻力較小，下沖行程增加，如圖8中的火焰行程2所示，而煤粉在B區(qū)域停留時(shí)間的延長(zhǎng)和放熱量的增加會(huì)使得該區(qū)域的煙氣溫度升高，從而造成了A 區(qū)域所接受到的熱量（包括輻射熱量和卷吸煙氣的熱量）增加，A 區(qū)域的煙氣溫度逐漸升高，改善了煤粉的著火條件，使得煤粉著火提前.隨著煤粉在A 區(qū)域著火燃燒，A 區(qū)域的煙氣溫度升高，煙氣黏度增大，煤粉的下沖阻力增大，火焰行程縮短，如圖8中的火焰行程1所示.因此，煤粉在B 區(qū)域的停留時(shí)間縮短，放熱量減少，B區(qū)域溫度降低，A 區(qū)域所接受到的熱量也相應(yīng)減少，煤粉的著火條件變差，由于A 區(qū)域的溫度降低，煙氣黏度減小，火焰下沖行程增加［1］……如此反復(fù)，導(dǎo)致燃燒不穩(wěn)定且易波動(dòng)，具體表現(xiàn)為爐膛負(fù)壓波動(dòng)較大，火檢信號(hào)與火焰電視不穩(wěn)定.

總之，由于配風(fēng)模式的關(guān)系，燃燒調(diào)整前前墻上部中間區(qū)域水冷壁壁溫多為460 ℃左右，離報(bào)警溫度（500 ℃）的安全裕量較小，一旦燃燒再出現(xiàn)波動(dòng)，水冷壁極易超溫，這就是易引起水冷壁超溫的原因.

圖8 火焰形態(tài)示意圖Fig.8 Schematic diagram of the flame shape

4 燃燒調(diào)整措施

根據(jù)上述原因分析進(jìn)行燃燒調(diào)整，燃燒調(diào)整的重點(diǎn)是重新分配爐內(nèi)熱負(fù)荷及穩(wěn)定燃燒.

（1）重新分配爐內(nèi)熱負(fù)荷

a）調(diào)整前后墻的熱負(fù)荷

通過(guò)摸底調(diào)試發(fā)現(xiàn)，該鍋爐水冷壁超溫區(qū)域主要集中在前墻上部和左墻上部，表明這些區(qū)域的熱負(fù)荷較高.由于折焰角的存在，煙氣流場(chǎng)靠近前墻上部.因此，前墻上部的熱負(fù)荷相對(duì)較高，這與該鍋爐的設(shè)計(jì)有關(guān)，無(wú)法改變.為減少前墻熱負(fù)荷的分配，采取“前墻壓后墻”的配風(fēng)模式（見(jiàn)圖9），即關(guān)小后墻中部各燃燒器的總風(fēng)門(mén).采取該配風(fēng)模式后，下?tīng)t膛的火焰中心靠近后墻，并且整個(gè)煙氣流場(chǎng)相比燃燒調(diào)整前更靠近后墻，增加了后墻區(qū)域的熱負(fù)荷，使得前后墻熱負(fù)荷分布更均勻（見(jiàn)圖10）.

b）調(diào)整左右側(cè)墻的熱負(fù)荷

燃燒調(diào)整前，除前墻熱負(fù)荷偏高和水冷壁易超溫外，左墻的熱負(fù)荷也較高且易出現(xiàn)超溫.通過(guò)制粉系統(tǒng)試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)A 磨煤機(jī)左側(cè)一次風(fēng)管的出粉量比右側(cè)大很多，因此造成左右側(cè)熱負(fù)荷不均勻.具體調(diào)整措施如下：關(guān)閉A 磨煤機(jī)左側(cè)乏氣風(fēng)風(fēng)門(mén)，這樣調(diào)整一是增加左側(cè)一次風(fēng)管路的總阻力，會(huì)對(duì)煤粉量進(jìn)行再分配；二是左側(cè)乏氣風(fēng)的風(fēng)門(mén)關(guān)閉后，原本相對(duì)靠上部分的淡相煤粉從濃相煤粉噴口進(jìn)入，使得左側(cè)煤粉進(jìn)入的位置相對(duì)靠下，能夠降低左墻上部熱負(fù)荷，有效控制了左墻上部壁溫.關(guān)閉A 磨煤機(jī)左側(cè)乏氣風(fēng)風(fēng)門(mén)后，左右側(cè)水冷壁壁溫偏差減小，熱負(fù)荷分配更加均勻.

（2）穩(wěn)定燃燒

通過(guò)前文分析，燃燒不穩(wěn)定是由于煤粉著火區(qū)域不穩(wěn)定所致.要使燃燒穩(wěn)定，則需要改善煤粉的著火條件，使煤粉能在圖8中的A 區(qū)域穩(wěn)定著火，因此，采取以下燃燒調(diào)整措施.

圖9 燃燒調(diào)整后各風(fēng)門(mén)的擋板開(kāi)度Fig.9 Opening degree of each air damper after adjustment

圖10 燃燒調(diào)整后的燃燒模式示意圖Fig.10 Schematic diagram of the combustion mode after adjustment

a）減小煤粉粒度

燃燒調(diào)整前各臺(tái)磨煤機(jī)的動(dòng)態(tài)分離器相對(duì)轉(zhuǎn)速均為65%，大多數(shù)磨煤機(jī)的R90值大于10%，這樣的粒度不利于無(wú)煙煤的快速著火.根據(jù)制粉系統(tǒng)試驗(yàn)結(jié)果，各臺(tái)磨煤機(jī)在不同程度上增大了動(dòng)態(tài)分離器相對(duì)轉(zhuǎn)速，減小了煤粉粒度，使煤粉粒度R90接近設(shè)計(jì)值6%.表2給出了容量風(fēng)擋板開(kāi)度為50%、給煤量為40t／h時(shí)動(dòng)態(tài)分離器相對(duì)轉(zhuǎn)速與煤粉粒度的關(guān)系.

b）關(guān)小容量風(fēng)擋板開(kāi)度

關(guān)小容量風(fēng)擋板開(kāi)度后，磨煤機(jī)出口一次風(fēng)風(fēng)溫會(huì)略微降低，但同時(shí)風(fēng)煤比會(huì)減小，煤粉濃度會(huì)升高.對(duì)于煤粉著火，一次風(fēng)風(fēng)溫降低會(huì)推遲煤粉的著火時(shí)間，而煤粉濃度的升高則會(huì)縮短煤粉著火時(shí)間.在實(shí)際運(yùn)行中發(fā)現(xiàn)，關(guān)小容量風(fēng)擋板開(kāi)度有利于煤粉的提前著火.燃燒調(diào)整前，容量風(fēng)擋板開(kāi)度多大于50%；燃燒調(diào)整后，在保證磨煤機(jī)不堵磨的情況下，將容量風(fēng)擋板開(kāi)度調(diào)至30%左右.

表2 不同動(dòng)態(tài)分離器相對(duì)轉(zhuǎn)速下的R90Tab.2 Relationship between R90and relative dynamic separator speed

c）降低一次風(fēng)壓力

降低一次風(fēng)壓力不僅能提高一次風(fēng)中煤粉濃度，還能減小一次風(fēng)風(fēng)速，有利于煤粉的提前著火［2］.在600 MW 負(fù)荷時(shí)，一次風(fēng)母管壓力由原來(lái)的8.8kPa降至7.5kPa左右.

d）調(diào)整至適合的總風(fēng)量

總風(fēng)量的大小對(duì)二次風(fēng)的剛度十分重要，如果二次風(fēng)風(fēng)速過(guò)大，二次風(fēng)會(huì)夾帶一次風(fēng)過(guò)度下沖，不利于煤粉穩(wěn)定著火.然而，若總風(fēng)量過(guò)小，則會(huì)造成煤粉下沖不足，下?tīng)t膛熱負(fù)荷的充滿度不夠，且燃燒不夠充分［3-5］.通過(guò)燃燒調(diào)整試驗(yàn)，將之前600 MW負(fù)荷時(shí)空氣預(yù)熱器入口平均氧體積分?jǐn)?shù)由3%以上減小至2.85%左右，燃燒更為穩(wěn)定.

5 燃燒調(diào)整后的運(yùn)行狀況

從2012年10月24日開(kāi)始對(duì)該鍋爐進(jìn)行燃燒調(diào)整，11月4日燃燒調(diào)整結(jié)束.

5.1 水冷壁的超溫問(wèn)題

燃燒調(diào)整結(jié)束后，水冷壁一直處于穩(wěn)定的安全運(yùn)行狀態(tài).圖11給出了2012年11月6—8日前墻第24號(hào)壁溫測(cè)點(diǎn)的最高壁溫值.從圖11可以看出，燃燒調(diào)整后，前墻未出現(xiàn)超溫現(xiàn)象，且多數(shù)壁溫低于430 ℃，具有較大的壁溫安全裕量.

圖11 燃燒調(diào)整后前墻上部第24號(hào)壁溫測(cè)點(diǎn)的壁溫Fig.11 Temperature of front upper water wall measured at point No.24after adjustment

5.2 各面墻的熱負(fù)荷分布

與燃燒調(diào)整前相比，燃燒調(diào)整后各面墻上部水冷壁的壁溫分布更加均勻.圖12給出了燃燒調(diào)整后不同負(fù)荷下各面墻所有壁溫測(cè)點(diǎn)的平均溫度.由圖12可見(jiàn)，前后墻上部水冷壁出口壁溫偏差已經(jīng)很小，左右墻上部水冷壁出口壁溫偏差基本得到了消除，熱負(fù)荷分布已經(jīng)相對(duì)較均勻，熱偏差的消除能夠有效防止水冷壁超溫情況的發(fā)生.

圖12 燃燒調(diào)整后各面墻水冷壁的平均壁溫Fig.12 Average temperature of various water walls after adjustment

5.3 燃燒的穩(wěn)定性

燃燒調(diào)整后，爐膛負(fù)壓波動(dòng)明顯減?。ㄒ?jiàn)圖13），爐膛負(fù)壓多為-150～150Pa，火檢信號(hào)穩(wěn)定，火焰電視清晰可見(jiàn).由圖13可知，燃燒調(diào)整后，煤粉的著火條件得到改善，燃燒更加穩(wěn)定，爐膛負(fù)壓波動(dòng)較小.

燃燒調(diào)整后，通過(guò)長(zhǎng)時(shí)間的運(yùn)行發(fā)現(xiàn)，當(dāng)鍋爐熱負(fù)荷高于400 MW 時(shí)，水冷壁壁溫、熱負(fù)荷分布和爐膛負(fù)壓等指標(biāo)均得到明顯改善.此外，該鍋爐也未出現(xiàn)主（再熱）蒸汽溫度偏低和結(jié)焦等不利現(xiàn)象.

圖13 燃燒調(diào)整后的爐膛負(fù)壓波動(dòng)Fig.13 Fluctuation of furnace negative pressure after adjustment

6 結(jié) 論

（1）該鍋爐水冷壁頻繁超溫是由于配風(fēng)模式的不合理和燃燒不穩(wěn)定共同造成的.

（2）通過(guò)采取重新分配爐內(nèi)熱負(fù)荷和穩(wěn)定燃燒的調(diào)整方式，水冷壁超溫的問(wèn)題得到了有效解決.

（3）燃燒調(diào)整后，爐膛熱負(fù)荷的分布更加均勻.

（4）燃燒調(diào)整后，爐膛負(fù)壓波動(dòng)減小，火檢信號(hào)穩(wěn)定，火焰電視清晰可見(jiàn)，整個(gè)燃燒更加穩(wěn)定.

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