風(fēng)粉阻力偏差對(duì)鍋爐燃燒特性的影響

林 華

(國(guó)家電投集團(tuán)新疆能源化工有限責(zé)任公司， 烏魯木齊 830000)

燃煤機(jī)組制粉系統(tǒng)出口至各角燃燒器的風(fēng)粉分配均勻程度決定著鍋爐燃燒工況的優(yōu)劣[1-2]。直吹式制粉系統(tǒng)的風(fēng)粉管道均采用分層并列的布置方式。對(duì)于同一層燃燒器的并列管路，由于管道的布置情況并不完全相同，造成各支管的總阻力系數(shù)不相等，進(jìn)而導(dǎo)致風(fēng)粉管道中風(fēng)粉流速及煤粉濃度存在較大差異。燃燒器與磨煤機(jī)出口風(fēng)粉管道參數(shù)匹配性較差會(huì)造成各燃燒器的煤粉流量和煤粉細(xì)度存在較大偏差，運(yùn)行人員很難根據(jù)偏差來(lái)調(diào)控各層燃燒器配風(fēng)。在實(shí)際運(yùn)行中，煤粉流量過(guò)低的燃燒器出口火焰溫度相對(duì)較低，煤粉流量過(guò)高的燃燒器出口會(huì)過(guò)度缺氧，導(dǎo)致使飛灰和灰渣中的可燃物含量升高，爐膛內(nèi)出現(xiàn)較大燃燒熱偏差。煤粉流量波動(dòng)會(huì)引起爐膛內(nèi)燃燒切圓偏斜、燃燒工況不穩(wěn)定、爐內(nèi)結(jié)渣加重及燃燒傳熱惡化，甚至?xí)?dǎo)致機(jī)組被迫停爐[3-4]。

燃煤機(jī)組制粉系統(tǒng)中各風(fēng)粉管道長(zhǎng)度與彎頭數(shù)量不同，因此沿程阻力與局部阻力不同，直接導(dǎo)致風(fēng)粉氣流在不同風(fēng)粉管道中受到的阻力存在偏差[5]。為平衡各風(fēng)粉管道之間的阻力偏差，目前國(guó)內(nèi)燃煤機(jī)組一般采用可調(diào)縮孔[6]，使阻力較小的管道與阻力較大的管道相互平衡?？烧{(diào)縮孔在一定程度上解決了風(fēng)粉管道阻力偏差問(wèn)題，但在燃煤機(jī)組的實(shí)際運(yùn)行過(guò)程中發(fā)現(xiàn)使用可調(diào)縮孔很難保證煤粉分配器出口至燃燒器的并列管道阻力之間的均衡性，進(jìn)而會(huì)影響鍋爐燃燒的穩(wěn)定性[7-8]。

筆者以某660 MW超超臨界燃煤機(jī)組鍋爐為研究對(duì)象，基于機(jī)組風(fēng)粉管道系統(tǒng)阻力計(jì)算結(jié)果及實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù)來(lái)表征阻力偏差對(duì)燃燒特性的影響。在此基礎(chǔ)上，通過(guò)增加阻力調(diào)節(jié)裝置平衡各管道之間的阻力偏差，使各風(fēng)粉管道內(nèi)風(fēng)粉氣流相平衡，保持風(fēng)粉速度及煤粉濃度基本一致，降低煤粉濃度偏差，并研究阻力調(diào)平后鍋爐的燃燒特性，為國(guó)內(nèi)同類(lèi)型機(jī)組風(fēng)粉管道阻力偏差調(diào)節(jié)提供參考。

1 設(shè)備概況

該鍋爐為一次中間再熱、超超臨界壓力變壓運(yùn)行、單爐膛、平衡通風(fēng)、固態(tài)排渣、全鋼架、全懸吊結(jié)構(gòu)、緊身封閉布置的П形鍋爐，采用不帶再循環(huán)泵的大氣擴(kuò)容式啟動(dòng)系統(tǒng)。采用正壓直吹式冷一次風(fēng)機(jī)制粉系統(tǒng)，每臺(tái)鍋爐配6臺(tái)中速磨煤機(jī)，燃用設(shè)計(jì)煤種時(shí)5臺(tái)運(yùn)行、1臺(tái)備用；煤粉細(xì)度R90為15%。鍋爐采用四角切圓燃燒方式，主燃燒器布置在水冷壁的四角，每層4個(gè)燃燒器對(duì)應(yīng)1臺(tái)磨煤機(jī)。燃盡風(fēng)燃燒器布置在主燃燒器區(qū)上方水冷壁的四角，以實(shí)現(xiàn)分級(jí)燃燒降低NOx排放。

該機(jī)組6臺(tái)磨煤機(jī)均采用側(cè)煤倉(cāng)間布置，該布置方式將磨煤機(jī)布置在鍋爐的一側(cè)，可減少占地面積、節(jié)省土建費(fèi)用、縮短汽輪機(jī)和鍋爐之間的距離、減少管道耗材量，有較好的經(jīng)濟(jì)性。然而，在該布置方式下，A～F磨煤機(jī)出口至1號(hào)、2號(hào)、3號(hào)、4號(hào)角燃燒器的風(fēng)粉管道長(zhǎng)度差異較大，3號(hào)、4號(hào)角的管道長(zhǎng)度明顯要小于1號(hào)和2號(hào)角，在設(shè)計(jì)階段很難平衡各風(fēng)粉管道之間的阻力偏差，導(dǎo)致實(shí)際運(yùn)行過(guò)程中四角燃燒器的燃燒特性存在差異。

2 調(diào)節(jié)前燃燒特性分析

2.1 風(fēng)粉管道阻力偏差校核計(jì)算

為了表征該機(jī)組風(fēng)粉管道系統(tǒng)的阻力偏差，對(duì)1號(hào)機(jī)組進(jìn)行了摸底測(cè)試。以A磨煤機(jī)為例，典型四角切圓燃燒鍋爐風(fēng)粉管道系統(tǒng)見(jiàn)圖1。試驗(yàn)過(guò)程中，主要對(duì)磨煤機(jī)出口至燃燒器噴口間各風(fēng)粉管道的動(dòng)壓、阻力、風(fēng)粉流速及煤粉濃度進(jìn)行在線測(cè)量，并基于試驗(yàn)結(jié)果對(duì)現(xiàn)有風(fēng)粉管道系統(tǒng)的阻力進(jìn)行了校核計(jì)算。

圖1 典型四角切圓燃燒鍋爐風(fēng)粉管道系統(tǒng)

根據(jù)流體力學(xué)原理，風(fēng)粉氣流在管道內(nèi)流動(dòng)時(shí)，由于同一層的4根風(fēng)粉管道(A1、A2、A3、A4)的直管段長(zhǎng)度、彎頭數(shù)量、彎曲角度存在差異，風(fēng)粉氣流流經(jīng)A1、A2、A3、A4風(fēng)粉管道對(duì)應(yīng)的總阻力p1、p2、p3、p4之間存在較大偏差，導(dǎo)致風(fēng)粉管道中的風(fēng)粉流量及煤粉濃度不均勻。以A1風(fēng)粉管道為基準(zhǔn)，A1、A2、A3、A4風(fēng)粉管道的阻力偏差分別為Δp1-1、Δp2-1、Δp3-1、Δp4-1，具體計(jì)算公式為：

(1)

根據(jù)機(jī)組設(shè)計(jì)說(shuō)明書(shū)，在設(shè)計(jì)階段通過(guò)對(duì)制粉系統(tǒng)進(jìn)行空氣動(dòng)力學(xué)計(jì)算，考慮到各風(fēng)粉管道長(zhǎng)度之間的差異，已經(jīng)通過(guò)增設(shè)彎頭對(duì)其進(jìn)行調(diào)整，保障每臺(tái)磨煤機(jī)后并列風(fēng)粉管道之間的阻力均衡，保證各風(fēng)粉管道之間風(fēng)粉流量及煤粉濃度偏差在合理的范圍內(nèi)。然而，在實(shí)際過(guò)程中，由于管道摩擦阻力及局部阻力的差異，不同風(fēng)粉管道間的阻力偏差較大(見(jiàn)表1，均以1號(hào)角燃燒器的風(fēng)粉管道作為基準(zhǔn))。

表1 阻力偏差調(diào)節(jié)前各風(fēng)粉管道阻力偏差

表1(續(xù))

由表1可得：在實(shí)際運(yùn)行過(guò)程中，各磨煤機(jī)的3號(hào)和4號(hào)風(fēng)粉管道的阻力偏差均為負(fù)值，說(shuō)明1號(hào)和2號(hào)風(fēng)粉管道的阻力明顯高于3號(hào)和4號(hào)風(fēng)粉管道。在磨煤機(jī)出口風(fēng)壓保持一定的條件下，3號(hào)和4號(hào)風(fēng)粉管道由于阻力偏小，其風(fēng)粉流速及煤粉濃度均偏大。調(diào)節(jié)前，A1、A2、A3、A4風(fēng)粉管道內(nèi)風(fēng)粉流速分別為27.17 m/s、30.20 m/s、31.87 m/s、31.28 m/s，流速相對(duì)偏差分別為10.89%、-0.23%、-5.46%、-3.68%。

2.2 風(fēng)粉阻力偏差對(duì)燃燒特性的影響

為了表征各風(fēng)粉管道阻力偏差對(duì)燃燒特性的影響，筆者對(duì)不同負(fù)荷下機(jī)組的運(yùn)行數(shù)據(jù)進(jìn)行了試驗(yàn)分析。在試驗(yàn)過(guò)程中，首先通過(guò)看火孔觀察各層燃燒器根部區(qū)域風(fēng)粉氣流的著火情況及火焰顏色。觀察后發(fā)現(xiàn)3號(hào)角和4號(hào)角的火焰顏色泛白，1號(hào)角和2號(hào)角的火焰顏色呈現(xiàn)火紅色，這說(shuō)明3號(hào)角和4號(hào)角對(duì)應(yīng)的區(qū)域火焰溫度偏高。為了定量表征爐膛火焰中心溫度偏差，采用聲波測(cè)溫裝置對(duì)330 MW和600 MW負(fù)荷下?tīng)t膛折焰角區(qū)域(標(biāo)高為58 m)截面溫度進(jìn)行了測(cè)量，測(cè)量結(jié)果見(jiàn)圖2。由圖2可得：爐膛兩側(cè)(左側(cè)和右側(cè))的煙氣溫度偏差較大，爐膛右側(cè)對(duì)應(yīng)的煙氣溫度明顯高于左側(cè)，600 MW下煙氣溫度偏差高達(dá)103 K。基于機(jī)組已有的溫度測(cè)點(diǎn)，對(duì)鍋爐兩側(cè)低溫過(guò)熱器(簡(jiǎn)稱低過(guò))、低溫再熱器(簡(jiǎn)稱低再)入口煙氣溫度進(jìn)行測(cè)量，并分別記為鍋爐左側(cè)水平低過(guò)入口煙氣溫度、鍋爐右側(cè)水平低過(guò)入口煙氣溫度、鍋爐左側(cè)水平低再入口煙氣溫度、鍋爐右側(cè)水平低再入口煙氣溫度，結(jié)果見(jiàn)圖3。

圖2 調(diào)節(jié)前爐膛折焰角區(qū)域截面煙氣溫度分布

圖3 調(diào)整前爐膛兩側(cè)煙氣溫度分布

由圖3可得：爐膛兩側(cè)煙氣溫度偏差較大，隨著煙氣的放熱，熱偏差逐漸減小。結(jié)合表1中調(diào)節(jié)前各風(fēng)粉管道阻力偏差數(shù)據(jù)分析，各風(fēng)粉管道阻力存在偏差，使同一層燃燒器入口風(fēng)粉流速存在較大差異，進(jìn)而導(dǎo)致同一層燃燒器的著火時(shí)間和著火距離不匹配。3號(hào)和4號(hào)風(fēng)粉管道的風(fēng)粉流速較大，風(fēng)粉氣流中攜帶的煤粉較多，對(duì)應(yīng)的爐膛右側(cè)風(fēng)粉氣流著火提前且燃燒充分，使?fàn)t膛右側(cè)煙氣溫度高于左側(cè)。

3 調(diào)節(jié)后燃燒特性分析

3.1 風(fēng)粉管道阻力偏差調(diào)節(jié)

在風(fēng)粉管道阻力計(jì)算(見(jiàn)表1)的基礎(chǔ)上，在磨煤機(jī)出口風(fēng)粉管道上安裝了阻力偏差調(diào)節(jié)裝置(見(jiàn)圖4)。

圖4 典型四角切圓燃燒鍋爐風(fēng)粉管道偏差調(diào)節(jié)系統(tǒng)

該裝置布置于磨煤機(jī)出口與燃燒器噴口之間的風(fēng)粉管道上，主要包括N個(gè)變徑連接管，變徑連接管的數(shù)量根據(jù)從磨煤機(jī)出口至各燃燒的距離及經(jīng)過(guò)的彎頭數(shù)量對(duì)沿程阻力和局部阻力的影響進(jìn)行核算和確定。

以A磨煤機(jī)為例，通過(guò)對(duì)比不同風(fēng)粉管道之間的阻力偏差，采用在阻力較小的管道上擴(kuò)大局部管徑或在阻力較大的管道上縮小局部管徑的方法，布置N個(gè)變徑連接管。變徑連接管與風(fēng)粉管道之間采用焊接，并需要再次進(jìn)行阻力核算，直至將所有管道阻力調(diào)整至平衡，最終使各磨煤機(jī)出口風(fēng)粉管道內(nèi)風(fēng)粉流速基本一致，以降低各風(fēng)粉管道之間煤粉濃度偏差。

變徑連接管阻力調(diào)節(jié)裝置主要是在直通道中采用突縮管和突擴(kuò)管，涵蓋4種不同的結(jié)構(gòu)形式①～④(見(jiàn)圖5)，主要可用于調(diào)節(jié)不同阻力風(fēng)粉管道的阻力和風(fēng)量。

圖5 變徑連接管結(jié)構(gòu)形式

當(dāng)風(fēng)粉管道阻力偏差大于0時(shí)，采用縮小局部管徑的方式(形式②和④)進(jìn)行阻力調(diào)節(jié)，增加管道局部阻力；當(dāng)各風(fēng)粉管道阻力偏差小于0時(shí)，采用擴(kuò)大局部管徑的方式(形式①和③)進(jìn)行阻力調(diào)節(jié)，減小管道局部阻力，最終使各風(fēng)粉管道之間的阻力達(dá)到平衡。

在試驗(yàn)中，所有的變徑連接管所引起阻力損失的變化量根據(jù)DL/T 5145—2012 《火力發(fā)電廠制粉系統(tǒng)設(shè)計(jì)計(jì)算設(shè)計(jì)規(guī)范》進(jìn)行計(jì)算，以A磨煤機(jī)對(duì)應(yīng)的A2管道為例，阻力變化量Δp計(jì)算公式為：

(2)

式中：Δpa、Δpb、Δpc分別為變徑連接管中a、b、c段變徑所引起的局部阻力變化量，Pa；Aa、Ab、Ac為變徑連接管中a、b、c段的截面積，m2；ρ為風(fēng)粉氣流的密度，kg/m3；wa、wb、wc分別為變徑連接管中a、b、c段風(fēng)粉氣流的平均流速，m/s；λb為變徑連接管直管段中風(fēng)粉氣流流動(dòng)時(shí)的摩擦阻力系數(shù)；Lb為變徑連接管直管段摩擦阻力計(jì)算長(zhǎng)度，m；De為變徑連接管直管段管道當(dāng)量直徑，m。

基于阻力計(jì)算結(jié)果，核算各風(fēng)粉管道上變徑連接管的數(shù)量及位置。以A2風(fēng)粉管道為例，當(dāng)該管道上各變徑連接管的阻力之和等于調(diào)整前A1和A2風(fēng)粉管道間的阻力偏差時(shí)，A1與A2風(fēng)粉管道間的阻力偏差為0，以此來(lái)控制各風(fēng)粉管道沿程阻力，保證磨煤機(jī)出口各風(fēng)粉管道沿程阻力的均勻性，達(dá)到調(diào)平風(fēng)粉管道間阻力偏差的目的。

3.2 調(diào)節(jié)后燃燒系統(tǒng)運(yùn)行分析

綜上所述，造爐膛兩側(cè)燃燒特性存在偏差的主要原因是右墻3號(hào)角和4號(hào)角燃燒器著火及燃燒程度均強(qiáng)于左墻1號(hào)角和2號(hào)角燃燒器，因此只需要弱化右墻3號(hào)角和4號(hào)角燃燒器的著火，即可改善燃燒特性存在偏差等問(wèn)題。因此，在對(duì)各風(fēng)粉管道進(jìn)行阻力核算的基礎(chǔ)上，通過(guò)增設(shè)變徑連接管的方式調(diào)節(jié)各風(fēng)粉管阻力，使各管道內(nèi)風(fēng)粉流速及煤粉濃度達(dá)到平衡，并分別以風(fēng)粉管道A1、B1、C1為基準(zhǔn)，計(jì)算A、B、C磨煤機(jī)出口各風(fēng)粉管道間運(yùn)行參數(shù)的偏差，調(diào)節(jié)后的計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表2。

表2 調(diào)節(jié)后各風(fēng)粉管道阻力偏差現(xiàn)狀

圖6為調(diào)節(jié)后不同負(fù)荷下?tīng)t膛折焰角區(qū)域截面煙氣溫度分布。由圖6可得：調(diào)節(jié)后，煙氣溫度偏差得到了改善，最大煙氣溫度偏差為30 K，爐膛火焰分布均勻性提高。

圖6 調(diào)整后爐膛折焰角區(qū)域截面煙氣溫度分布

基于機(jī)組已有的溫度測(cè)點(diǎn)，對(duì)調(diào)節(jié)后鍋爐兩側(cè)低過(guò)、低再入口煙氣溫度進(jìn)行測(cè)量，結(jié)果見(jiàn)表3。

表3 調(diào)節(jié)后爐膛煙氣溫度分布

由表3可得：風(fēng)粉阻力調(diào)節(jié)后爐膛兩側(cè)煙氣溫度偏差隨阻力偏差的減小而減小。改善同一層各燃燒器入口風(fēng)粉流速及煤粉濃度之間的差異，可以降低爐膛兩側(cè)溫度偏差，改善爐膛著火燃燒穩(wěn)定性和均勻性。

4 結(jié)語(yǔ)

筆者以該660 MW超超臨界機(jī)組鍋爐為研究對(duì)象，分析各風(fēng)粉管道系統(tǒng)阻力偏差調(diào)節(jié)前后對(duì)燃燒特性的影響，主要研究結(jié)論為：

(1) 各風(fēng)粉管道之間的阻力偏差會(huì)使?fàn)t膛左右側(cè)風(fēng)粉氣流的著火特性不一致，導(dǎo)致左右側(cè)的火焰中心位置及燃燒溫度存在偏差，爐膛燃燒不均勻，爐膛及水平煙道出口煙氣溫度出現(xiàn)較大偏差。

(2) 在磨煤機(jī)出口到燃燒器噴口之間的風(fēng)粉管道上安裝變徑連接管阻力偏差調(diào)節(jié)裝置，可調(diào)節(jié)不同風(fēng)粉管道之間的阻力偏差，保證同一層各燃燒器的風(fēng)粉管道之間的風(fēng)粉流速及煤粉濃度的均勻性。

(3) 平衡各風(fēng)粉管道之間的阻力偏差后，爐膛及水平煙道出口煙氣溫度偏差均減小，爐膛燃燒穩(wěn)定性增強(qiáng)，提高了機(jī)組的運(yùn)行穩(wěn)定性和安全性。