20 t/h煤粉工業(yè)鍋爐鈍體改造試驗(yàn)研究

郭猛猛,梁 興,周建明,王永英

(1.煤炭科學(xué)研究總院,北京 100013;2.煤科院節(jié)能技術(shù)有限公司,北京 100013;3.煤炭資源高效開采與潔凈利用國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,北京 100013;4.國(guó)家能源煤炭高效利用與節(jié)能減排技術(shù)裝備重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,北京 100013)

0 引 言

煤粉工業(yè)鍋爐是煤炭科學(xué)研究總院借鑒德國(guó)燃煤工業(yè)鍋爐技術(shù),于21世紀(jì)初自主研發(fā)成功的,具備快速點(diǎn)火響應(yīng)、寬負(fù)荷調(diào)節(jié)的特點(diǎn),滿足工業(yè)生產(chǎn)和市政供暖的需求,現(xiàn)已在全國(guó)20多個(gè)省市推廣百余套,首批在神東5個(gè)礦區(qū)實(shí)現(xiàn)大規(guī)模推廣應(yīng)用[1]。由于在鍋爐設(shè)計(jì)、安裝和運(yùn)行調(diào)試方面存在偏差,導(dǎo)致神東某礦區(qū)的個(gè)別鍋爐出現(xiàn)煤粉燃盡率偏低和飛灰含碳量偏高的現(xiàn)象,主要原因是二次風(fēng)旋流強(qiáng)度弱、燃燒器內(nèi)湍流強(qiáng)度小、煤粉在燃燒器內(nèi)停留時(shí)間短,導(dǎo)致鍋爐燃燒效率較低。岑可法等[2-3]對(duì)不同形狀的鈍體產(chǎn)生的尾跡回流區(qū)進(jìn)行空氣動(dòng)力學(xué)研究,以及對(duì)鈍體尾跡湍流特性、熱質(zhì)交換和火焰的溫度特性等進(jìn)行了研究,表明鈍體產(chǎn)生的回流區(qū)有促進(jìn)著火、穩(wěn)定燃燒的作用,區(qū)別于一般正噴燃燒器上鈍體加裝在噴口處,煤科院針對(duì)雙錐逆噴燃燒器獨(dú)有的結(jié)構(gòu)特點(diǎn),設(shè)計(jì)了圓錐型鈍體,加裝在雙錐燃燒器的前錐處,既增加了二次風(fēng)旋流強(qiáng)度和燃燒器內(nèi)湍流強(qiáng)度,又增加了煤粉氣流在燃燒器內(nèi)的停留時(shí)間。通過7 MW熱態(tài)臺(tái)架燃燒器和14 MW鍋爐燃燒器進(jìn)行了加裝鈍體的驗(yàn)證試驗(yàn),結(jié)果表明,加裝鈍體后鍋爐的燃盡率提高、飛灰含碳量降低,具體表現(xiàn)在爐膛溫度升高、爐膛負(fù)壓波動(dòng)變小、煙氣氧含量降低和蒸發(fā)量升高。本文對(duì)4種不同邊寬比的鈍體進(jìn)行了工業(yè)試驗(yàn),通過分析選擇出符合20 t/h鍋爐最佳的鈍體安裝尺寸。

1 鈍體穩(wěn)燃原理及參數(shù)設(shè)計(jì)

將物體置于流場(chǎng)中,當(dāng)流體經(jīng)過時(shí)會(huì)急劇改變流動(dòng)方向,壓力急劇升高,阻力增大,流體的流速也發(fā)生較大變化,出現(xiàn)倒流現(xiàn)象,這樣的物體稱為不良繞體或鈍體。鈍體的形狀較多,結(jié)合煤粉工業(yè)鍋爐中心逆噴雙錐燃燒器的結(jié)構(gòu)特征,最終確定圓錐形鈍體結(jié)構(gòu)[4-5]。

1.1 鈍體穩(wěn)燃原理

典型鈍體的煤粉火焰燃燒過程為：在火焰中心線裝入鈍體,將火焰分為2股,鈍體尾跡回流區(qū)負(fù)的壓力梯度會(huì)使這2股射流在某一個(gè)距離處收攏,甚至匯合(后駐點(diǎn)),合并成為擴(kuò)大的單股火焰,恢復(fù)單股火焰的特征,從回流區(qū)的后駐點(diǎn)到火焰合并的距離定義為尾跡恢復(fù)區(qū)或火焰合攏過渡區(qū)。這時(shí)火焰基本完成了煤粉的預(yù)熱、揮發(fā)分析出和燃燒以及部分焦炭的燃燒過程,而后火焰完全發(fā)展。由于鈍體產(chǎn)生高溫?zé)煔饣亓鲄^(qū),因此鈍體具有穩(wěn)燃的作用[6-9]。

鈍體產(chǎn)生的回流區(qū)使火焰穩(wěn)定和燃燒強(qiáng)化的原因是：① 強(qiáng)化了燃燒過程的湍流交換。② 強(qiáng)化了燃燒過程的初始階段。因?yàn)槎虝r(shí)間內(nèi)揮發(fā)分大量析出,固定碳快速燃燒。一般煤粉在爐膛內(nèi)燃燒停留時(shí)間為1 s,但在0.15 s內(nèi),揮發(fā)分析出超過90%,固定碳燃燒70%,約20%的時(shí)間(0.2 s)燃燒煤粉的80%,剩下的20%未燃煤粉成分主要是焦炭,需要80%的時(shí)間(0.8 s)完全燃盡。而內(nèi)回流區(qū)的存在延長(zhǎng)了煤粉在初始階段的停留時(shí)間。③強(qiáng)化了燃燒過程的對(duì)流換熱。一般情況下,煙氣平均溫度為1 100℃時(shí),以高溫?zé)煔饣亓骷訜釣橹鞯闹饡r(shí)間為0.003 s,而以火焰及爐膛的輻射加熱為主的著火時(shí)間則為0.07 s,說明鈍體的高溫?zé)煔饧訜崦悍壑林鸬臅r(shí)間比無鈍體的輻射加熱快23倍。

1.2 圓錐形鈍體設(shè)計(jì)參數(shù)

圓錐形鈍體示意如圖1所示,其中,H為噴口寬度,m;h為鈍體的寬度,m;b為鈍體伸入噴口的寬度,m;α為圓錐形鈍體頂,(°)。阻塞率η=b/H指鈍體布置中噴口阻塞程度。

圖1 圓錐形鈍體示意Fig.1 Illustration of conical blunt body

鈍體錐角α的變化對(duì)回流區(qū)邊界的影響較敏感?；亓鲄^(qū)的長(zhǎng)度和寬度均隨α的增大而增大。因?yàn)殁g體錐角越大,動(dòng)量的徑向分量愈大,氣流易產(chǎn)生較大的偏折,使回流區(qū)寬度增加。同理,氣流軸線卷曲的能力有所減弱,使兩側(cè)主流的匯合點(diǎn)后移,因而回流區(qū)長(zhǎng)。鈍體錐角過大,使射流的擴(kuò)散角張開太大,可能引起刷墻、結(jié)焦,因此α以60°～90°為宜。

鈍體邊寬比(h/H)對(duì)回流區(qū)邊界的影響存在一個(gè)最優(yōu)值。因?yàn)檫厡挶冗^大,盡管回流區(qū)直徑較大,但氣流的擴(kuò)散角也會(huì)增大,使煤粉氣流貼墻,結(jié)焦并沖刷和磨損水冷壁管,而且過大的邊寬比使回流區(qū)的長(zhǎng)度縮短了,不能巻吸下游溫度較高的熱煙氣回流,火焰的穩(wěn)定性也受到影響。鈍體的邊寬比取0.6 ～0.8 為好。

鈍體的阻塞率對(duì)回流區(qū)的尺寸影響不大,但會(huì)使阻力系數(shù)迅速增加,從工業(yè)應(yīng)用來看,阻塞率應(yīng)盡量低。鈍體的阻塞率為0是目前鈍體布置中比較廣泛采用的方式。阻塞率越大,回流區(qū)越短,阻力成倍增長(zhǎng)。所以選用阻塞率為0的工況[10-11]。

2 鈍體改造結(jié)果

2.1 鈍體改造熱態(tài)臺(tái)架試驗(yàn)

在試驗(yàn)基地開展7 MW的熱態(tài)臺(tái)架試驗(yàn)結(jié)果如圖2所示?？梢钥闯觯孩?改造后的噴射火焰更明亮。改造前的燃燒器在噴口處,有黑色煤粉噴出;而改造后的燃燒器,在噴口附近幾乎沒有黑色煤粉噴出,火焰整體變得更明亮;② 火焰剛性增強(qiáng)。改造前的噴射火焰在噴嘴出口處就開始發(fā)散,而改造后噴射火焰在距離燃燒器噴口1.8 m處才開始發(fā)散,這是由改造后煤粉在燃燒器內(nèi)部燃燒進(jìn)程加快,火焰噴射速度更高導(dǎo)致的。通過熱態(tài)臺(tái)架試驗(yàn),初步驗(yàn)證改造方案可行[12]。

圖2 熱態(tài)臺(tái)架鈍體改造前后火焰噴射Fig.2 Thermal bench before and after the transformation of blunt body flame map

2.2 鈍體改造現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)

針對(duì)神東某礦區(qū)20 t/h鍋爐進(jìn)行鈍體改造,在燃燒器的中心一次風(fēng)管上加裝圓錐形鈍體,錐角60°,高234 mm,錐底面直徑215 mm。鍋爐的運(yùn)行工況：螺旋供料頻率40～42 Hz,實(shí)際供料量1.4～1.6 t/h,二次風(fēng)閥開度28% ～30%,引風(fēng)機(jī)頻率34 ～35 Hz。

2.2.1 鈍體改造前、后蒸發(fā)量

圖3 改造前、后蒸發(fā)量對(duì)比Fig.3 Comparison of steam production before and after transformation

改造前、后蒸發(fā)量對(duì)比如圖3所示。鍋爐連續(xù)穩(wěn)定運(yùn)行100 min,改造后的鍋爐蒸發(fā)量均值從13 t/h提高到15 t/h(因?yàn)闅庵袔?導(dǎo)致測(cè)量裝置顯示值比實(shí)際值低),蒸汽量也更穩(wěn)定。90 min后,改造后的蒸發(fā)量有所下降,這是因?yàn)樵阱仩t運(yùn)行過程中,螺旋供料從1.6 t/h 降至 1.4 t/h。

2.2.2 鈍體改造前、后爐膛負(fù)壓

改造前、后爐膛負(fù)壓對(duì)比結(jié)果如圖4所示?？梢钥闯?改造前負(fù)壓波動(dòng)較大。改造后爐膛負(fù)壓絕對(duì)值減小,波動(dòng)幅度也減小,說明鍋爐運(yùn)行過程中,爐膛負(fù)壓更穩(wěn),運(yùn)行更加穩(wěn)定。

圖4 改造前、后爐膛負(fù)壓對(duì)比Fig.4 Comparison of negative pressure before and after the transformation of the furnace

2.2.3 鈍體改造前、后爐頭溫度

改造前、后爐頭溫度測(cè)點(diǎn)如圖5所示,由上到下共3個(gè)溫度測(cè)點(diǎn)(A、B、C),具體溫度分布見表1。可以看出,改造后的爐頭溫度下降,這是由于鈍體阻擋火焰進(jìn)入爐頭前部,且3個(gè)測(cè)點(diǎn)的溫度差變小,也說明燃燒器內(nèi)部火焰場(chǎng)更加均勻、穩(wěn)定。

圖5 改造前、后爐頭溫度測(cè)點(diǎn)Fig.5 Furnace temperature measurement points before and after transformation

2.2.4 鈍體改造前、后爐膛結(jié)焦

鍋爐連續(xù)運(yùn)行10 d,爐膛內(nèi)部的積灰結(jié)焦情況如圖6所示。由于積灰結(jié)焦的出現(xiàn),導(dǎo)致爐膛膜式壁換熱大幅減弱。改造后鍋爐連續(xù)運(yùn)行26 d,爐膛內(nèi)部無明顯的積灰和結(jié)焦,這是由于改造后燃燒器噴口的流體湍流度和噴射速度增加,不僅使燃燒室內(nèi)部的燃燒進(jìn)程增加,而且使?fàn)t膛內(nèi)部的燃燒更加激烈。

表1 各測(cè)點(diǎn)溫度分布Table 1 Temperature distribution of each measuring point

圖6 改造前爐膛內(nèi)部積灰結(jié)焦情況Fig.6 Fouling coke figure in the furnace before the transformation

3 不同鈍體尺寸對(duì)比試驗(yàn)分析

3.1 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)分為4個(gè)階段,每個(gè)階段更換不同邊寬比的鈍體,在保持鈍體高度不變的情況下,鈍體的邊寬改變,相應(yīng)鈍體的錐角也會(huì)改變。鈍體的阻塞率為0(鈍體的頂端與旋流二次風(fēng)噴口平齊)。每個(gè)試驗(yàn)階段鈍體的參數(shù)為：試驗(yàn)階段1中的鈍體錐角為68.7°,邊寬比為0.60;試驗(yàn)階段2中的鈍體錐角為73.6°,邊寬比為0.65;試驗(yàn)階段3中的鈍體錐角為77.9°,邊寬比為 0.70;試驗(yàn)階段 4 中鈍體錐角為81.6°,邊寬比為 0.75。

3.2 試驗(yàn)結(jié)果分析與討論

鍋爐的運(yùn)行工況：螺旋供料頻率42～45 Hz,實(shí)際供料量1.6～1.8 t/h,二次風(fēng)閥開度30% ～35%,引風(fēng)機(jī)頻率36～38 Hz,此工況下產(chǎn)汽量約17 t/h(額定負(fù)荷的80%),此工況最具代表性。每個(gè)試驗(yàn)階段均穩(wěn)定運(yùn)行后采集2 h以上的數(shù)據(jù)。

3.2.1 灰樣分析

各階段采集的灰樣分析數(shù)據(jù)見表2。隨著鈍體邊寬和相應(yīng)錐角的增大,4次試驗(yàn)中固定碳和低位發(fā)熱量都是先下降再增加,燃盡率呈現(xiàn)相反的變化規(guī)律,其中在試驗(yàn)階段2的燃盡率最高、飛灰含碳量最低,說明加裝此鈍體燃燒組織合理,燃燒最充分。鈍體邊寬和錐角亦可從下面的各試驗(yàn)階段的爐溫、負(fù)壓、煙氣含氧量和蒸發(fā)量圖對(duì)比分析得知。

表2 各試驗(yàn)階段采集的灰樣分析數(shù)據(jù)Table 2 Gray-like analysis data collected at each experimental stage

3.2.2 爐膛溫度

各試驗(yàn)階段爐膛溫度如圖7所示,試驗(yàn)階段2的爐膛溫度分布均勻,波動(dòng)范圍小,平均溫度最高(685℃),說明在供料和配風(fēng)一致情況下,第2個(gè)鈍體的尺寸設(shè)計(jì)合理,前錐到后錐收縮形成的回流區(qū)和氣流繞鈍體形成的回流區(qū)嵌套一起,形成面積較大的回流區(qū)。邊寬比越小,雖然回流區(qū)長(zhǎng)度增加,但是回流區(qū)的渦旋能力明顯變?nèi)?卷吸后方的高溫?zé)煔饷黠@變少;邊寬比越大,回流區(qū)長(zhǎng)度減小,氣流繞鈍體的阻力成倍增加,同樣造成卷吸后方的高溫?zé)煔饬繙p少。上述2種情況都會(huì)導(dǎo)致煤粉燃點(diǎn)后移,火焰穩(wěn)定性變差,煤粉燃盡率低。

3.2.3 爐膛負(fù)壓

爐膛負(fù)壓波動(dòng)范圍和標(biāo)準(zhǔn)差見表3。爐膛負(fù)壓標(biāo)準(zhǔn)差說明爐膛負(fù)壓波動(dòng)的幅度,爐膛負(fù)壓波動(dòng)越大,爐膛負(fù)壓標(biāo)準(zhǔn)差值越大。試驗(yàn)階段2的標(biāo)準(zhǔn)差最小,說明爐膛負(fù)壓波動(dòng)小,鍋爐運(yùn)行穩(wěn)定。標(biāo)準(zhǔn)差越大,爐膛負(fù)壓波動(dòng)越大,燃燒組織不合理,燃燒不充分,飛灰含碳量高。各試驗(yàn)階段爐膛負(fù)壓如圖8所示?？梢钥闯?邊寬比越大,負(fù)壓波動(dòng)性越大,這是因?yàn)檫厡挶仍酱?二次風(fēng)路徑變窄,二次風(fēng)輸送的不穩(wěn)定性被加倍放大。

表3 各試驗(yàn)階段的爐膛負(fù)壓和標(biāo)準(zhǔn)差Table 3 Negative pressure and standard deviation of the furnace in each test phase

3.2.4 煙氣氧含量

試驗(yàn)階段1～4的平均煙氣氧含量分別為5.2%、4.5%、5.7%、6.0%,試驗(yàn)階段 2 的平均煙氣氧含量最低,各試驗(yàn)階段的供料和配風(fēng)一致,煙氣氧含量低,說明配風(fēng)合理,燃燒組織良好,燃燒更充分。各試驗(yàn)階段煙氣氧含量如圖9所示?？梢钥闯?試驗(yàn)2的煙氣氧含量分布均勻,燃燒更穩(wěn)定。隨鈍體邊寬比增大,鈍體產(chǎn)生的回流區(qū)與燃燒器自身產(chǎn)生的回流區(qū)無法嵌套,造成燃燒器內(nèi)流場(chǎng)紊亂,燃燒組織不合理,燃燒不充分,最終煙氣氧含量高。

圖7 各試驗(yàn)階段爐膛溫度Fig.7 Furnace temperature diagram for each test phase

圖8 各試驗(yàn)階段爐膛負(fù)壓Fig.8 Negative pressure diagram of the furnace at each test stage

圖9 各試驗(yàn)階段煙氣氧含量Fig.9 Oxygen content of flue gas at each stage of the experiment

3.2.5 蒸發(fā)量

試驗(yàn)階段1～4的平均蒸發(fā)量分別為17.2、18.2、16.5、16.2 t/h,在同樣的供料和配風(fēng)情況下,試驗(yàn)階段2的平均蒸發(fā)量最多。各試驗(yàn)階段蒸發(fā)量如圖10所示?？梢钥闯?試驗(yàn)階段2的蒸發(fā)量比較均勻穩(wěn)定,上下波動(dòng)幅度最小。其中蒸發(fā)量是燃燒狀況的整體反應(yīng),鈍體設(shè)計(jì)越合理,煤粉燃燒越充分,配風(fēng)利用率越高,爐膛溫度越高,負(fù)壓穩(wěn)定性越好,煙氣氧含量也越低。

4 結(jié) 論

1)通過對(duì)7 MW熱態(tài)臺(tái)架和14 MW燃燒器進(jìn)行鈍體改造,驗(yàn)證了加裝鈍體后提高了煤粉燃盡率。

圖10 各試驗(yàn)階段蒸發(fā)量Fig.10 Steam production at each experimental stage

2)對(duì)比4種不同邊寬比和錐角的鈍體加裝后的效果,經(jīng)過多因素評(píng)價(jià),發(fā)現(xiàn)錐角73.6°、邊寬比0.65的鈍體設(shè)計(jì)最合理,燃盡率最高,飛灰含碳量最低,爐膛平均溫度達(dá)685℃,爐膛負(fù)壓在-600 Pa左右穩(wěn)定波動(dòng),煙氣平均含氧量低至4.5%,平均蒸發(fā)量約18.2 t/h,能實(shí)現(xiàn)鍋爐的最大出力。

3)后續(xù)在燃燒器內(nèi)確定好最佳尺寸鈍體后,可保持鍋爐80%負(fù)荷長(zhǎng)周期運(yùn)行,繼續(xù)分析加裝鈍體前、后對(duì)爐膛積灰和結(jié)焦的影響。

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