600MW對(duì)沖燃燒鍋爐燃燒優(yōu)化試驗(yàn)研究

王恩寶，馮兆興，王嘉奇，張正元

（沈陽工程學(xué)院a.研究生部；b 能源與動(dòng)力學(xué)院，遼寧 沈陽 110136）

1 鍋爐概況及存在的問題

1.1 鍋爐概況

本文所研究的鍋爐為某電廠600 MW 超臨界對(duì)沖鍋爐，型號(hào)是HG-1900/25.4-YM3。鍋爐燃用設(shè)計(jì)煤種摻燒60%褐煤，煤質(zhì)特性如表1所示。

表1 鍋爐燃用煤質(zhì)特性

鍋爐的燃燒系統(tǒng)采用30只低NOx軸向旋流燃燒器（LNASB），燃燒方式為前后墻對(duì)沖燃燒，前后墻各15只燃燒器，分3層對(duì)稱布置，燃燒器各層之間距離由下至上分別為4.561 m 和4.531 m，各個(gè)燃燒器橫向間距為3.968 m，最上層燃燒器一次風(fēng)噴口中心線距屏底距離為21.809 m，最下層燃燒器一次風(fēng)噴口中心線距冷灰斗拐點(diǎn)距離為2 705 m。前墻3層燃燒器從下至上依次對(duì)應(yīng)B、D、C磨煤機(jī)，后墻3層燃燒器從下至上依次對(duì)應(yīng)E、A、F磨煤機(jī)。旋流燃燒器內(nèi)外二次風(fēng)旋流角度均可調(diào)節(jié)，燃燒器布置如圖1所示。

圖1 燃燒器布置

1.2 存在的問題

該鍋爐摻燒褐煤之后出現(xiàn)結(jié)焦現(xiàn)象，再熱器部分管壁溫度出現(xiàn)超溫。為解決該問題，運(yùn)行期間進(jìn)行了吹灰、運(yùn)行下層磨、關(guān)小再熱煙氣擋板、關(guān)小燃盡風(fēng)門開度和噴事故減溫水等操作，但對(duì)壁溫影響效果均不明顯。為避免爆管等更大的損失，對(duì)鍋爐進(jìn)行了停爐檢查。停爐冷卻期間爐底撈渣機(jī)處出現(xiàn)大量焦塊，停爐檢查時(shí)發(fā)現(xiàn)屏式過熱器管屏掛有大量焦塊，拉稀管處也出現(xiàn)大量焦塊，這表明爐內(nèi)受熱面沾污比較嚴(yán)重。焦塊的外觀主要為灰、紅色酥松狀，并伴隨極少量晶體塊。屏式過熱器和末端再熱器的結(jié)焦情況如圖2所示。

圖2 屏式過熱器和末端再熱器結(jié)焦情況

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)結(jié)焦情況判斷，再熱器部分管壁結(jié)焦的主要原因是屏式過熱器中下部及拉稀管掛焦，影響了煙氣的流動(dòng)分布，形成“煙氣走廊”，使得再熱器部分管屏吸熱量大幅升高，最終出現(xiàn)超溫現(xiàn)象。從結(jié)焦形態(tài)來看，爐膛出口煙氣溫度應(yīng)介于軟化溫度ST和FT之間。

為減緩屏式過熱器和末端再熱器過結(jié)焦現(xiàn)象，本次燃燒優(yōu)化試驗(yàn)主要從均衡爐內(nèi)燃燒，降低還原氣氛出現(xiàn)幾率，降低火焰中心高度，降低爐膛出口煙氣溫度，降低煤粉中R200所占比例等方面入手。

2 燃燒優(yōu)化試驗(yàn)及結(jié)果分析

2.1 一次風(fēng)測(cè)量及偏差調(diào)整

一次風(fēng)攜帶煤粉進(jìn)入爐膛，一次風(fēng)速低的燃燒器可能存在火焰縮短，長(zhǎng)時(shí)間運(yùn)行可能會(huì)損壞燃燒器部件；一次風(fēng)速高的燃燒器會(huì)出現(xiàn)燃燒推遲、火焰拉長(zhǎng)，煤粉在爐內(nèi)停留時(shí)間縮短，燃盡程度下降，抬高火焰中心使?fàn)t膛出口煙溫升高。因此，在實(shí)際運(yùn)行中保證同層一次風(fēng)速均衡是十分重要的。

用標(biāo)準(zhǔn)測(cè)速管測(cè)量每根一次風(fēng)管內(nèi)的一次風(fēng)動(dòng)壓和靜壓，并用經(jīng)過校驗(yàn)的標(biāo)準(zhǔn)T 型熱電偶測(cè)量風(fēng)溫。一次風(fēng)風(fēng)速v和風(fēng)量Q為

式中，k為測(cè)速管系數(shù)；A為風(fēng)道截面積；pd為氣流平均動(dòng)壓；ρ為氣流密度。

式中，ρ0為標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下的氣體密度；pact為當(dāng)?shù)卮髿鈮?；ps為管內(nèi)氣體靜壓。

測(cè)量結(jié)果如表2 所示。B、C 磨煤機(jī)的一次風(fēng)均衡性較好，偏差在±5%以內(nèi)，D、E、F 磨煤機(jī)的偏差為±10%，A磨煤機(jī)偏差相對(duì)較大，為±15%。

表2 各磨煤機(jī)各管一次風(fēng)速測(cè)量結(jié)果

表2 （續(xù)）

通過一次風(fēng)調(diào)平試驗(yàn)，將A、D、E 磨煤機(jī)的一次風(fēng)偏差調(diào)整至±5%以內(nèi)。避免因一次風(fēng)速偏差引起的熱偏差、偏燒等現(xiàn)象發(fā)生，進(jìn)而影響鍋爐的安全性和經(jīng)濟(jì)性，如圖3所示。

圖3 調(diào)整后A、D、C磨煤機(jī)各管一次風(fēng)偏差

2.2 煤粉細(xì)度測(cè)試及分離器擋板特性試驗(yàn)

細(xì)度偏細(xì)的煤粉能夠充分燃盡，減小飛灰和爐渣中可燃物的含量，但是對(duì)磨煤機(jī)的磨損及單耗的影響是不利的，且煤粉細(xì)度過細(xì)還會(huì)造成著火點(diǎn)靠近燃燒器噴口，引起噴口燒損或燃燒器區(qū)域結(jié)焦；煤粉細(xì)度偏粗會(huì)使著火點(diǎn)推遲，燃盡率下降。因此，應(yīng)保持煤粉細(xì)度在合理的范圍內(nèi)。

試驗(yàn)測(cè)得C、D 磨煤機(jī)的煤粉均勻性指數(shù)n小于1.0，這部分大顆粒煤粉燃盡距離長(zhǎng)，可能造成爐膛上部熱負(fù)荷升高，提高屏式過熱器的結(jié)焦幾率。對(duì)C、D 磨煤機(jī)進(jìn)行分離器擋板特性試驗(yàn)，將C、D磨煤機(jī)出口分離器擋板開度調(diào)整至3.5、5.5 和7.5，分別測(cè)量煤粉細(xì)度變化情況，結(jié)果如表3 所示。根據(jù)測(cè)量結(jié)果可以看出：將分離器開度調(diào)整至7.5 可降低煤粉中R200所占比例，將A、C、D、F磨煤機(jī)分離器擋板開度全部調(diào)整至7.5，煤粉調(diào)細(xì)，會(huì)使?fàn)t內(nèi)火焰中心高度、屏底煙氣溫度、屏式過熱器和末端再熱器的結(jié)焦幾率降低。

從試驗(yàn)結(jié)果可以看出，在一次風(fēng)速基本平均的情況下，各管煤粉均衡性偏差很大，這說明分離器出口的流場(chǎng)有很大的不均勻性。

對(duì)每臺(tái)磨煤機(jī)的5 只燃燒器來說，一次風(fēng)和二次風(fēng)只能按照均等方式配風(fēng)，煤粉的偏差造成每只燃燒器的熱功率會(huì)有明顯的偏差。在總風(fēng)量一定的情況下，必然會(huì)出現(xiàn)局部缺氧燃燒和局部過氧燃燒的情況，影響爐內(nèi)熱負(fù)荷分布的均勻性，造成結(jié)焦或NOx生成量升高的情況。

2.3 運(yùn)行氧量?jī)?yōu)化試驗(yàn)

氧量是鍋爐運(yùn)行的重要數(shù)據(jù),運(yùn)行人員通過煙氣中氧氣含量的高低來調(diào)節(jié)送風(fēng)量。通常情況下，煙氣中的氧含量為3%～6%。當(dāng)煙氣中氧量過大,意味著送入爐膛的空氣過多,過剩的空氣會(huì)吸收燃料的熱量而降低燃料的有效利用率,同時(shí)還會(huì)增加送風(fēng)機(jī)和引風(fēng)機(jī)的耗電量；當(dāng)氧量偏低時(shí),燃料不能充分燃燒,造成不完全燃燒損失。如果氧量不能準(zhǔn)確地反應(yīng)爐內(nèi)空氣的含量,將影響運(yùn)行人員的判斷,進(jìn)行錯(cuò)誤的操作,嚴(yán)重影響鍋爐運(yùn)行的安全性和經(jīng)濟(jì)性。

一般情況下，鍋爐負(fù)荷在90%以上時(shí)出現(xiàn)結(jié)焦情況。由于空氣預(yù)熱器阻力偏高，造成送風(fēng)量受限，依據(jù)表盤將運(yùn)行氧量提高至2.5以上時(shí)，A、B兩側(cè)送風(fēng)壓力有所提高，爐膛和風(fēng)箱差壓升高，各燃燒器進(jìn)風(fēng)量均衡性得到明顯改善。所以，應(yīng)控制氧量不低于2.5%。此外，在省煤器出口增設(shè)CO 濃度檢測(cè)裝置，避免局部缺氧。

2.4 燃燒器配風(fēng)方式優(yōu)化試驗(yàn)

燃燒器配風(fēng)優(yōu)化試驗(yàn)分為兩部分，一是各層燃燒器之間的相互配合優(yōu)化，通過改變?nèi)紵鬟M(jìn)風(fēng)量來優(yōu)化燃燒工況，控制燃燒起始點(diǎn)；二是優(yōu)化燃燒器本體內(nèi)外二次風(fēng)的配比和旋流強(qiáng)度。

試驗(yàn)1：燃盡風(fēng)門開度優(yōu)化對(duì)比。

運(yùn)行工況：B、E、D、A、C、F 層二次風(fēng)門開度為88%，燃盡風(fēng)開度為88%；

變工況1：B、E、D、A、C、F 層二次風(fēng)門開度為88%，燃盡風(fēng)開度為60%。

這兩種工況的試驗(yàn)數(shù)據(jù)如表4所示。

表4 燃盡風(fēng)開度優(yōu)化對(duì)比試驗(yàn)主要數(shù)據(jù)

從試驗(yàn)結(jié)果來看，燃盡風(fēng)門開度關(guān)至60%后，運(yùn)行氧量降低，煙氣中CO含量大幅升高，飛灰可燃物升高，這對(duì)預(yù)防屏式過熱器結(jié)焦不利。所以，在高負(fù)荷時(shí)應(yīng)盡量全開燃盡風(fēng)門以降低整體送風(fēng)阻力，提高運(yùn)行氧量。

試驗(yàn)2：煤粉燃燒器各層風(fēng)門組合優(yōu)化。

變工況2（均等配風(fēng)）：B、E、D、A、C、F 層二次風(fēng)門開度為88%，燃盡風(fēng)開度為100%；

變工況3（倒塔配風(fēng)）：B、E 層二次風(fēng)門開度為50%，D、A 層二次風(fēng)門開度為75%，C、F 層二次風(fēng)門開度為100%，燃盡風(fēng)開度為100%；

變工況4（正塔配風(fēng)）：B、E 層二次風(fēng)門開度為100%，D、A 層二次風(fēng)門開度為75%，C、F 層二次風(fēng)門開度為50%，燃盡風(fēng)開度為100%。

3種工況的試驗(yàn)數(shù)據(jù)如表5所示。

表5 二次風(fēng)門開度優(yōu)化對(duì)比試驗(yàn)主要數(shù)據(jù)

從試驗(yàn)結(jié)果可以看出，與均等配風(fēng)方式相比，無論正塔配風(fēng)還是倒塔配風(fēng)都會(huì)影響鍋爐運(yùn)行氧量，B、E層（或C、F層）二次風(fēng)門開度關(guān)小至50%增加了整體送風(fēng)阻力，影響了總送風(fēng)量。此外，從各工況灰渣中可燃物含量及煙氣中CO 含量來看，均等配風(fēng)方式更具優(yōu)勢(shì)。

通過實(shí)測(cè)可知，各工況省煤器出口NOx含量變化較小，主要是當(dāng)前氧量控制很低，在抑制NOx生成方面起了主要作用。此外，當(dāng)前風(fēng)機(jī)出力基本達(dá)到上限，關(guān)小風(fēng)門會(huì)降低整體送風(fēng)量，進(jìn)一步抑制了NOx生成。

結(jié)合試驗(yàn)1 和試驗(yàn)2 的結(jié)果可知：現(xiàn)有送風(fēng)條件下的配風(fēng)方式對(duì)燃燒工況的影響幅度遠(yuǎn)不及運(yùn)行氧量的影響幅度，所以鍋爐氧量最低值不應(yīng)低于2.5%，且出于防結(jié)焦考慮應(yīng)盡量保持在3.0%。

試驗(yàn)3：外二次風(fēng)旋流葉片角度優(yōu)化。

運(yùn)行工況：B、E、D、A、C、F 層二次風(fēng)門開度為88%，燃盡風(fēng)開度為88%，外二次風(fēng)葉片角度為45%；

變工況5：B、E、D、A、C、F 層二次風(fēng)門開度為88%，燃盡風(fēng)開度為88%，外二次風(fēng)葉片角度為25%。

這兩種工況的試驗(yàn)數(shù)據(jù)如表6所示。

表6 外二次風(fēng)門旋流葉片角度優(yōu)化對(duì)比試驗(yàn)主要數(shù)據(jù)

將A、C、D、F 層燃燒器的外二次風(fēng)旋流葉片角度從45%調(diào)整至25%，目的是增強(qiáng)外二次風(fēng)旋流，加強(qiáng)煙氣回流使燃燒強(qiáng)化，降低火焰中心。此外，增加旋流強(qiáng)度還可以增加燃燒器進(jìn)風(fēng)阻力，均衡同層5只燃燒器的二次風(fēng)進(jìn)風(fēng)量。

調(diào)整后水冷壁吸熱比例由0.452 提高到0.463，說明水冷壁吸熱量有所增加，爐膛出口煙氣溫度呈下降趨勢(shì)。

3 數(shù)學(xué)模型及優(yōu)化前后數(shù)值模擬

通過燃燒調(diào)整試驗(yàn)對(duì)鍋爐燃燒狀況進(jìn)行優(yōu)化，由于爐內(nèi)燃燒的溫度分布測(cè)量難度大，因此通過數(shù)值模擬可以較好地反映爐內(nèi)的燃燒狀態(tài)。

3.1 數(shù)學(xué)模型及網(wǎng)格劃分

本文的模擬對(duì)象采用旋流燃燒方式，因此采用Realizable-k 模型模擬氣相的湍流輸運(yùn)比較合理，可以提高旋流流動(dòng)模擬的精度，而對(duì)煤粉顆粒和脫硫劑顆粒的跟蹤則采用了隨機(jī)軌道方法，同時(shí)用混合分?jǐn)?shù)-概率密度函數(shù)來模擬氣相湍流燃燒。該模型不僅對(duì)單個(gè)組分輸運(yùn)方程進(jìn)行求解，而且求解混合組分的輸運(yùn)方程，考慮到湍流流動(dòng)和化學(xué)反應(yīng)之間的藕合作用，各組分的濃度由混合組分分布得到。用動(dòng)力學(xué)/有限擴(kuò)散速度模型模擬焦炭燃燒，對(duì)煤粉揮發(fā)分的釋放選擇雙匹配速率模型，P-N 模型的出發(fā)點(diǎn)是把輻射強(qiáng)度展開成為正交的球諧函數(shù)。P-1 輻射模型是P-N 模型中最簡(jiǎn)單的類型，利用P-1 輻射模型計(jì)算輻射傳熱。壓力—速度耦合采用SIMPLEC算法求解，NOx和SO2模型為固體燃料生成模型。

模擬區(qū)域是從鍋爐最底部冷渣斗開始，一直到爐膛出口。由于鍋爐結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜，利用ANSYSICEM 將爐膛分為3 個(gè)部分，即冷渣斗部分、主燃燒器部分和屏底以上部分。

由于六面體網(wǎng)格有利于減少模擬計(jì)算的偽擴(kuò)散現(xiàn)象，因此對(duì)爐膛燃燒區(qū)域采用結(jié)構(gòu)化六面體網(wǎng)格，并且對(duì)網(wǎng)格加密。

3.2 模型驗(yàn)證

依據(jù)600 MW 機(jī)組鍋爐在設(shè)計(jì)煤種下帶75%負(fù)荷運(yùn)行時(shí)的數(shù)據(jù)對(duì)模型進(jìn)行驗(yàn)證。圖4 為爐膛中心縱截面和各層燃燒器及燃盡風(fēng)橫截面的溫度分布云圖。通過數(shù)值模擬得到出口氧量為3.41%，煙氣分析儀測(cè)得的氧量為3.62%，相對(duì)誤差＜3%；數(shù)值模擬得到出口溫度為946 ℃，實(shí)際測(cè)得出口溫度為930 ℃，相對(duì)誤差＜3%，滿足工程計(jì)算精度要求。所以，本文所采用的網(wǎng)格和數(shù)學(xué)模型能較好地預(yù)測(cè)爐內(nèi)燃燒狀況。

圖4 爐膛中心縱截面和燃燒器及燃盡風(fēng)橫截面的溫度分布

3.3 優(yōu)化前后數(shù)值模擬

圖5 為鍋爐燃燒優(yōu)化前后爐內(nèi)的溫度場(chǎng)分布圖。從圖中可以看出優(yōu)化前后爐內(nèi)火焰溫度降低，屏式過熱器處爐膛煙氣溫度基本上都降到烏拉蓋褐煤的軟化溫度以下。

圖5 鍋爐燃燒優(yōu)化前后爐內(nèi)的溫度場(chǎng)分布

4 結(jié)論

1）通過燃燒優(yōu)化試驗(yàn)期間20 d 左右的連續(xù)高負(fù)荷運(yùn)行情況判斷，鍋爐結(jié)焦情況已經(jīng)可控。

2）在高負(fù)荷段運(yùn)行時(shí)應(yīng)盡量提高運(yùn)行氧量，保持氧量控制值不低于2.5%，并增大各層二次風(fēng)門的開度來降低送風(fēng)阻力，提高送風(fēng)量。

3）通過增加A、C、D、F 燃燒器上層的外二次風(fēng)旋流強(qiáng)度使火焰中心降低，均衡燃燒。