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    塔式直流鍋爐再熱汽溫偏低調(diào)整試驗(yàn)及優(yōu)化策略研究

    2022-04-30 01:44:40陳鵬常經(jīng)緯黃偉崗孫黎君徐遠(yuǎn)綱
    熱力發(fā)電 2022年4期
    關(guān)鍵詞:熱汽熱器過熱器

    陳鵬,常經(jīng)緯,黃偉崗,孫黎君,徐遠(yuǎn)綱

    (1.神華國(guó)能哈密電廠,新疆 哈密 839000;2.西安熱工研究院有限公司,陜西 西安 710054)

    近年來,我國(guó)新能源電力發(fā)展迅速。據(jù)統(tǒng)計(jì),2018 年,我國(guó)風(fēng)電累計(jì)裝機(jī)容量達(dá)到1.8 億kW,光伏發(fā)電累計(jì)裝機(jī)達(dá)到1.75 億kW[1]。但是電網(wǎng)對(duì)新能源的消納能力有限[2],導(dǎo)致棄風(fēng)棄光率非常嚴(yán)重[3]。為此,國(guó)家發(fā)展和改革委員會(huì)、國(guó)家能源局出臺(tái)了一系列相關(guān)文件政策,要求進(jìn)一步挖掘燃煤機(jī)組調(diào)峰潛力,提升我國(guó)火電運(yùn)行靈活性,全面提高系統(tǒng)調(diào)峰和新能源消納能力。純凝機(jī)組增加15%~20%額定容量的調(diào)峰能力,最小技術(shù)出力達(dá)到30%~35%額定容量。

    根據(jù)西北區(qū)域并網(wǎng)發(fā)電廠“兩個(gè)細(xì)則”,電網(wǎng)對(duì)機(jī)組的性能考核主要為非計(jì)劃停機(jī)、AGC 性能考核以及一次調(diào)頻考核等。而穩(wěn)定的電網(wǎng)補(bǔ)償主要為有償調(diào)峰、AGC、一次調(diào)頻以及旋轉(zhuǎn)備用服務(wù)等。西北某電廠在目前的調(diào)度負(fù)荷范圍內(nèi)無論是考核還是調(diào)峰補(bǔ)償在所屬電網(wǎng)中均表現(xiàn)優(yōu)異,但存在機(jī)組蒸汽參數(shù)偏低問題。以該廠1 號(hào)鍋爐為例,當(dāng)負(fù)荷大于75%BRL 時(shí),過熱汽溫和再熱汽溫均能夠滿足設(shè)計(jì)要求。但當(dāng)鍋爐負(fù)荷低于75%BRL 時(shí),再熱汽溫開始出現(xiàn)偏離設(shè)計(jì)值的情況,且負(fù)荷越低,再熱汽溫偏離設(shè)計(jì)值較多。30%BRL 下,鍋爐側(cè)出口過熱蒸汽溫度為 560.8 ℃,再熱蒸汽溫度為536.6 ℃;40%BRL 下,鍋爐側(cè)出口過熱蒸汽溫度為572.4 ℃,再熱蒸汽溫度為537.9 ℃;50%BRL下,鍋爐側(cè)過熱蒸汽溫度為571.1 ℃,再熱蒸汽溫度為539.2 ℃。

    本文以該廠1 號(hào)超臨界塔式直流鍋爐[4-5]為研究對(duì)象,通過低負(fù)荷再熱汽溫調(diào)整試驗(yàn),以中、低負(fù)荷再熱蒸汽溫度低的原因分析,提出了穩(wěn)燃燃燒器改造、受熱面改造以及鍋爐運(yùn)行優(yōu)化等整體方案,對(duì)該鍋爐存在的中、低負(fù)荷再熱汽溫偏低問題進(jìn)行優(yōu)化治理。

    1 設(shè)備概況

    西北某電廠1號(hào)鍋爐為SG-2236/25.4-M6007型超臨界壓力參數(shù)變壓運(yùn)行螺旋管圈直流鍋爐,采用單爐膛塔式[4-6]布置、四角切向燃燒、擺動(dòng)噴嘴調(diào)溫、一次再熱、平衡通風(fēng)、全鋼架懸吊結(jié)構(gòu)、緊身封閉布置、干式撈渣機(jī)固態(tài)排渣。鍋爐采用中速磨煤機(jī)冷一次風(fēng)機(jī)正壓直吹式制粉系統(tǒng),配置6 臺(tái)中速磨煤機(jī)。整臺(tái)鍋爐沿著高度方向燃燒器分成4 組,上2 組燃燒器是分離式燃盡風(fēng)(AGP),為高位分離燃盡風(fēng)(UAGP)以及低位分離燃盡風(fēng)(BAGP),各有3 層風(fēng)室,共6 層風(fēng)室;下2 組是煤粉燃燒器,每組有3 層煤粉噴嘴,共有24 只。

    過熱汽溫通過煤水比調(diào)節(jié)和兩級(jí)噴水來控制。再熱汽溫采用擺動(dòng)燃燒器噴嘴和改變過量空氣系數(shù)來調(diào)節(jié),一級(jí)再熱器進(jìn)口連接管道上設(shè)置事故噴水,一級(jí)再熱器出口連接管道設(shè)置有微量噴水作為輔助調(diào)節(jié)。

    鍋爐再熱器受熱面分為兩級(jí),即第一級(jí)再熱器(低再)和第二級(jí)再熱器(高再)。第一級(jí)再熱器布置在省煤器和第二級(jí)過熱器之間。第二級(jí)再熱器布置在第二級(jí)過熱器和第三級(jí)過熱器之間。第一級(jí)再熱器逆流布置,受熱面特性為純對(duì)流;第二級(jí)再熱器(高再)順流布置,受熱面特性為半輻射式。再熱器的汽溫調(diào)節(jié)主要靠擺動(dòng)燃燒器改變過量空氣系數(shù),在低溫再熱器的入口管道上布置事故噴水減溫器,兩級(jí)再熱器之間設(shè)置有再熱蒸汽微量噴水。塔式鍋爐結(jié)構(gòu)和再熱器系統(tǒng)流程分別如圖1 和圖2 所示。

    圖1 塔式爐結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of the tower type boiler

    圖2 再熱器系統(tǒng)流程Fig.2 Flow chart of the reheater system

    2 中、低負(fù)荷再熱汽溫調(diào)整試驗(yàn)

    為了研究該塔式直流鍋爐中、低負(fù)荷再熱汽溫低的影響因素,對(duì)鍋爐進(jìn)行了燃燒調(diào)整試驗(yàn)[7-9]。燃燒調(diào)整試驗(yàn)主要包括變氧量試驗(yàn)、變主燃燒器擺角試驗(yàn)、變磨煤機(jī)組合試驗(yàn)和變磨煤機(jī)分離器擋板開度試驗(yàn)。

    2.1 變氧量試驗(yàn)

    增大運(yùn)行氧量,一方面煙氣流速增大會(huì)增加對(duì)流受熱面的傳熱量,從而使對(duì)流受熱面出口的工質(zhì)溫度升高,另一方面氧量增大過多會(huì)造成爐內(nèi)燃燒溫度降低,即對(duì)流受熱面進(jìn)口煙氣溫度降低,使對(duì)流受熱面出口工質(zhì)溫度降低,也會(huì)增大鍋爐排煙損失,降低鍋爐效率。

    表1 為330 MW 變氧量試驗(yàn)結(jié)果。由表1 可見:在運(yùn)行氧量(體積分?jǐn)?shù),下同)分別為5.0%、5.5%、6.0% 3 個(gè)工況下,主蒸汽溫度均能達(dá)到設(shè)計(jì)值;隨著運(yùn)行氧量由5.0%增加至6.0%,再熱蒸汽溫度提升約1.1 ℃。

    表1 330 MW 變氧量試驗(yàn)結(jié)果Tab.1 The variable oxygen test results at 330 MW

    表2 為270 MW 變氧量試驗(yàn)結(jié)果。由表2 可見:在運(yùn)行氧量分別為5.5%、5.8%、6.3%、7.7% 4 個(gè)工況下,主蒸汽溫度均能達(dá)到設(shè)計(jì)值;隨著運(yùn)行氧量由5.5%增加至7.7%,再熱蒸汽溫度提升約2.6 ℃。

    表2 270 MW 變氧量試驗(yàn)結(jié)果Tab.2 The variable oxygen test results at 270 MW

    2.2 主燃燒器擺角調(diào)整試驗(yàn)

    主燃燒器擺角調(diào)溫主要是改變火焰中心位置,使?fàn)t膛中火焰位置抬高或降低,從而改變熱量在爐膛、過熱器和再熱器之間的分配。表3 為400 MW負(fù)荷變主燃燒器擺角試驗(yàn)結(jié)果。

    表3 400 MW 負(fù)荷變主燃燒器擺角試驗(yàn)結(jié)果Tab.3 The variable main burner swing angle test results at 400 MW

    由表3 可見,400 MW 負(fù)荷下,BCDE 磨煤機(jī)運(yùn)行,主燃燒器擺角由60°上擺至70°,主蒸汽溫度由568.3 ℃提升至574.8 ℃,再熱蒸汽溫度由541.0 ℃提升至548.5 ℃,主蒸汽、再熱蒸汽溫度提升效果明顯。

    表4 為280 MW 負(fù)荷變主燃燒器擺角試驗(yàn)結(jié)果。由表4 可見,280 MW 負(fù)荷下,BDE 磨煤機(jī)運(yùn)行,主燃燒器擺角分別為57°/57°/50°/52°(基準(zhǔn)工況)、40°、50°、60°,主蒸汽溫度均能達(dá)到設(shè)計(jì)值,隨著主燃燒器擺角的增大,再熱蒸汽溫度逐漸升高,當(dāng)擺角為60°時(shí),較基準(zhǔn)工況再熱汽溫提高約4 ℃左右。可見,280 MW 負(fù)荷下,通過主燃燒器擺角來提高再熱汽溫效果較為明顯,考慮到主燃燒器擺角調(diào)節(jié)上限為75°,若繼續(xù)提高調(diào)節(jié)幅度至70°,再熱汽溫提升效果更加明顯。

    表4 280 MW 負(fù)荷變主燃燒器擺角試驗(yàn)結(jié)果Tab.4 The variable main burner swing angle test results at 280 MW

    2.3 變磨煤機(jī)組合試驗(yàn)

    變磨煤機(jī)組合試驗(yàn)與變主燃燒器擺角試驗(yàn)相同,都是通過改變火焰中心位置,使?fàn)t膛中火焰位置抬高或降低,從而改變熱量在爐膛、過熱器和再熱器之間的分配。

    表5 為400 MW 負(fù)荷變磨煤機(jī)組合方式試驗(yàn)結(jié)果。由表5 可見,400 MW 負(fù)荷下,與BCDE 磨煤機(jī)組合方式相比,采用CDEF 磨煤機(jī)組合方式,三級(jí)過熱器入口煙溫升高約50 ℃,主蒸汽溫度可達(dá)到設(shè)計(jì)值,再熱蒸汽溫度提升13 ℃。

    表5 400 MW 負(fù)荷變磨煤機(jī)組合方式試驗(yàn)結(jié)果Tab.5 The variable mill combination test results at 400 MW

    表6為280 MW負(fù)荷變磨煤機(jī)組合方式試驗(yàn)結(jié)果。由表6 可見,280 MW 負(fù)荷下,與BCD 磨煤機(jī)組合方式相比,采用BDE 磨煤機(jī)組合方式三級(jí)過熱器入口煙溫升高約28 ℃,主蒸汽溫度可達(dá)到設(shè)計(jì)值,再熱蒸汽溫度上升約3.4 ℃。

    表6 280 MW 負(fù)荷變磨煤機(jī)組合方式試驗(yàn)結(jié)果Tab.6 The variable mill combination test results at 280 MW

    2.4 變磨煤機(jī)分離器擋板開度試驗(yàn)

    改變磨煤機(jī)分離器擋板開度,煤粉變粗,火焰長(zhǎng)度拉長(zhǎng),提高了火焰中心,增加了水冷壁結(jié)渣量,減少了水冷壁吸熱量,有助于提高再熱蒸汽溫度??紤]到鍋爐飛灰及底渣含碳量的上升和鍋爐結(jié)焦造成的不利影響,未對(duì)細(xì)度進(jìn)行調(diào)整。

    綜上所述,對(duì)1 號(hào)鍋爐在中、低負(fù)荷下進(jìn)行再熱汽溫燃燒調(diào)整試驗(yàn),可在一定程度上提升再熱蒸汽溫度,但提升幅度有限,僅可做為輔助調(diào)節(jié)手段。如需進(jìn)一步提升再熱蒸汽溫度,則須對(duì)鍋爐受熱面進(jìn)行改造[10-11]。

    3 再熱蒸汽溫度低原因分析

    3.1 煤質(zhì)

    設(shè)計(jì)煤種與實(shí)際煤種煤質(zhì)特性對(duì)比見表7。

    表7 設(shè)計(jì)煤種與實(shí)際煤種煤質(zhì)特性對(duì)比Tab.7 Comparison of coal quality characteristics between designed coal and actual coal

    由表7 可見,實(shí)際運(yùn)行煤質(zhì)與設(shè)計(jì)煤質(zhì)在灰分、水分及發(fā)熱量等方面存在差異,煤質(zhì)成分的偏差可能是造成再熱蒸汽溫度偏低的原因之一。另外,由于實(shí)際燃煤灰成分中Na2O、K2O 的含量略低于設(shè)計(jì)煤種,實(shí)際燃煤的結(jié)渣特性稍弱于設(shè)計(jì)煤種,在一定程度上降低了爐膛等輻射受熱面的沾污程度。也即設(shè)計(jì)時(shí)預(yù)計(jì)燃煤具有強(qiáng)結(jié)渣性,會(huì)對(duì)爐膛、一級(jí)過熱器、三級(jí)過熱器造成較多沾污,但實(shí)際運(yùn)行結(jié)渣性稍弱,這使得上述受熱面的吸熱量略大于設(shè)計(jì)工況,從而在一定程度上降低了流經(jīng)布置在后面的二級(jí)再熱器的煙氣溫度,減少了再熱器吸熱量。因此,燃煤結(jié)渣性的改變也在一定程度上影響到再熱蒸汽溫度。

    3.2 受熱面設(shè)計(jì)

    鍋爐原始設(shè)計(jì)時(shí),設(shè)計(jì)的中、高負(fù)荷工況(75%BRL 和100%BRL)再熱蒸汽溫度和主蒸汽溫度能夠達(dá)到設(shè)計(jì)值。但鍋爐設(shè)計(jì)階段未充分考慮鍋爐可能長(zhǎng)期在低負(fù)荷運(yùn)行的工況,設(shè)計(jì)低負(fù)荷工況(40%BRL)再熱蒸汽溫度僅為552 ℃。

    3.3 再熱蒸汽溫度調(diào)節(jié)手段

    目前,二次再熱塔式鍋爐再熱蒸汽溫度調(diào)整手段有燃燒器擺動(dòng)、煙氣擋板、煙氣再循環(huán)以及噴水減溫等,而該塔式鍋爐僅設(shè)置了燃燒器擺動(dòng)和噴水減溫2 種方式,調(diào)溫手段非常有限。

    3.4 汽輪機(jī)運(yùn)行方式

    40%BRL 下,一級(jí)再熱器進(jìn)口蒸汽溫度比設(shè)計(jì)值低5.7 ℃;50%BRL 下,一級(jí)再熱器進(jìn)口蒸汽溫度比設(shè)計(jì)值低3.7 ℃。機(jī)組在這兩種工況下運(yùn)行時(shí),機(jī)組定滑壓曲線的設(shè)定與熱平衡圖中的設(shè)計(jì)壓力有偏差,再加上運(yùn)行人員習(xí)慣根據(jù)運(yùn)行需要設(shè)置壓力偏置,導(dǎo)致主蒸汽壓力較熱平衡圖中壓力偏高,最終造成一級(jí)再熱器進(jìn)口蒸汽溫度偏低,從而進(jìn)一步降低了再熱蒸汽溫度。

    4 再熱蒸汽溫度整體提升方案

    4.1 低負(fù)荷穩(wěn)燃燃燒器改造

    鍋爐現(xiàn)有點(diǎn)火穩(wěn)燃裝置為等離子點(diǎn)火裝置,分別布置在A、B 層燃燒器。目前鍋爐在40%BRL 下,日常運(yùn)行常用磨煤機(jī)組合方式為BCD、BDE、BCE等。燃燒調(diào)整試驗(yàn)結(jié)果表明,投運(yùn)上層磨煤機(jī)有益于提升鍋爐中、低負(fù)荷的再熱蒸汽溫度。因此,通過對(duì)部分燃燒器進(jìn)行穩(wěn)燃改造[12],在保障鍋爐40%BRL 運(yùn)行的安全性和可靠性的前提下,采用CDE、BDF、CDF 等磨煤機(jī)組合方式,可有效提升低負(fù)荷的再熱蒸汽溫度。圖3 為低負(fù)荷穩(wěn)燃燃燒器改造示意。將C、D 磨煤機(jī)對(duì)應(yīng)的每根煤粉管道在燃燒器附近通過煤粉均分器一分為二,送入相鄰的2 層煤粉燃燒器中。以C 層燃燒器為例,在低負(fù)荷下,煤粉氣流則通過一次風(fēng)管道上的濃淡分離裝置,利用離心力使攜帶煤粉的一次風(fēng)氣流在燃燒器外進(jìn)行濃淡分離。分離后,約50%的一次風(fēng)及約10%~30%的煤粉通過C2 層燃燒器進(jìn)入爐膛,約50%的一次風(fēng)及約70%~90%的煤粉通過C1 層燃燒器進(jìn)入爐膛。鍋爐低負(fù)荷下運(yùn)行時(shí),燃煤量下降,改造后的C1 層濃相燃燒器仍能保證燃燒器的實(shí)際熱功率與設(shè)計(jì)熱功率匹配,煤粉濃度維持在最佳著火區(qū)間,有利于低負(fù)荷下的著火與穩(wěn)燃。

    圖3 低負(fù)荷穩(wěn)燃燃燒器改造示意Fig.3 Schematic diagram of low-load stable combustion burner modification

    穩(wěn)燃燃燒器改造后,當(dāng)磨煤機(jī)以CDE、BDF、CDF 等運(yùn)行方式運(yùn)行時(shí),鍋爐40%負(fù)荷乃至深度調(diào)峰下燃燒的安全穩(wěn)定性得到提高。與改造前磨煤機(jī)常用的ABC、BDE、BCE 等運(yùn)行方式相比,磨煤機(jī)組合方式的改變可有效提高爐膛出口煙溫,改變爐膛、過熱器、再熱器的熱量分配,從而在一定程度上提高了低負(fù)荷的再熱蒸汽溫度。

    4.2 鍋爐運(yùn)行優(yōu)化

    通過在鍋爐中、低負(fù)荷改變磨煤機(jī)組合方式、主燃燒器擺角,以改變火焰中心位置,使?fàn)t膛中火焰位置抬高或降低,從而改變熱量在爐膛、過熱器和再熱器之間的分配來提高再熱蒸汽溫度。

    4.3 鍋爐受熱面改造

    為了調(diào)節(jié)鍋爐中、低負(fù)荷下過熱器、再熱器間的熱量分配,可通過改變?cè)贌崞?、過熱器受熱面的面積來實(shí)現(xiàn),從而提高鍋爐在低負(fù)荷運(yùn)行時(shí)再熱蒸汽溫度。

    4.3.1 減少二級(jí)過熱器面積

    二級(jí)過熱器原始結(jié)構(gòu)及改造后結(jié)構(gòu)分別如圖4和圖5 所示。具體改造如下:1)割除部分管子和懸吊管的焊接,將整個(gè)彎頭割下;2)割除7 m 的直段以及與該部分直段和懸吊管之間的焊接;3)重新加工彎頭,材質(zhì)為S213-T91,恢復(fù)其和懸吊管的連接。改造后,二級(jí)過熱器減少受熱面積2 128 m2,剩余受熱面積為10 628 m2。

    圖4 二級(jí)過熱器原始結(jié)構(gòu)Fig.4 Original Structure of Secondary Superheater

    圖5 二級(jí)過熱器改造后結(jié)構(gòu)Fig.5 Structure of the secondary superheater after modification

    4.3.2 增加一級(jí)再熱器面積

    一級(jí)再熱器原始結(jié)構(gòu)及改造后結(jié)構(gòu)分別如圖見6 和圖7 所示。采用Φ57 mm×4 mm 的SA210C管,補(bǔ)齊一級(jí)再熱器的預(yù)留段,增加一級(jí)再熱器面積;增加靠近爐前的2 組懸吊管(采用Φ48 mm×10 mm 的12Cr1MoV 管),以及相應(yīng)的懸吊管附件(如托塊、限位塊等)。

    圖6 一級(jí)再熱器原始結(jié)構(gòu)Fig.6 Original structure of the primary reheater

    將最上組管組彎頭距懸吊管一定距離處紅線處割除,新受熱面以管子形式提供,更換靠爐前2 組懸吊管,考慮將原懸吊管焊口處的熱影響區(qū)割除。

    5 再熱蒸汽溫度整體提升方案效果

    5.1 再熱蒸汽溫度提升效果

    在對(duì)鍋爐進(jìn)行低負(fù)荷穩(wěn)燃燃燒器改造、受熱面改造后,輔以燃燒器擺動(dòng)、磨煤機(jī)組合方式等運(yùn)行優(yōu)化措施,可以大幅度提升中、低負(fù)荷的再熱蒸汽溫度。整體方案實(shí)施前后的鍋爐校核計(jì)算結(jié)果及受熱面面積變化見表8—表10。

    對(duì)比表8和表9可見:整體方案實(shí)施后,40%BRL下鍋爐再熱蒸汽出口溫度由 537.9 ℃提升至563.9 ℃,提升幅度為26.0 ℃;50%額定負(fù)荷下鍋爐再熱蒸汽出口溫度由539.2 ℃提升至559.4 ℃,提升幅度為20.2 ℃;75%額定負(fù)荷下,再熱蒸汽出口溫度達(dá)到569.3 ℃,一、二級(jí)再熱減溫水總量為6 t/h;100%額定負(fù)荷下,再熱蒸汽出口溫度達(dá)到574.9 ℃,一、二級(jí)再熱減溫水總量為21 t/h。

    表8 整體方案實(shí)施前鍋爐校核計(jì)算結(jié)果Tab.8 Check calculation results of the boiler before modification

    表9 整體方案實(shí)施后鍋爐熱力計(jì)算結(jié)果Tab.9 Thermodynamic calculation results of the boiler after modification

    由表10 可見,通過消減部分二級(jí)過熱器受熱面,增加部分一級(jí)再熱器受熱面可以在一定程度上提高一級(jí)再熱器、二級(jí)再熱器受熱面的進(jìn)口煙溫,從而改變過熱系統(tǒng)和再熱系統(tǒng)的吸熱比例,使再熱蒸汽溫度得到提升。另外,由于塔式鍋爐再熱汽溫調(diào)節(jié)手段僅有擺動(dòng)燃燒器和事故噴水,低負(fù)荷下再熱蒸汽溫度的提升必然會(huì)導(dǎo)致中、高負(fù)荷下再熱蒸汽溫度的升高,不可避免再熱器超溫,再熱減溫水量會(huì)有所增加。

    表10 整體方案實(shí)施前后鍋爐受熱面面積變化 單位:m2Tab.10 The heating surface area of the boiler before and after the modification

    5.2 經(jīng)濟(jì)性分析

    表11 為整體方案實(shí)施后技術(shù)經(jīng)濟(jì)性分析結(jié)果。

    表11 整體方案實(shí)施后技術(shù)經(jīng)濟(jì)性分析Tab.11 Technical and economic analysis of the unit after the modification

    由表11 可見:整體方案實(shí)施后,40%、50%BRL下機(jī)組供電煤耗分別降低1.64、1.36 g/(kW·h);75%、100%額定負(fù)荷下機(jī)組供電煤耗分別升高0.77、0.83 g/(kW·h);以1 號(hào)鍋爐在各負(fù)荷下的運(yùn)行小時(shí)數(shù)為基準(zhǔn),合計(jì)每年節(jié)約鍋爐燃料成本約125 萬元。

    5.3 深度調(diào)峰負(fù)荷下主、再熱蒸汽溫度預(yù)測(cè)

    表12 為整體方案實(shí)施前、后深度調(diào)峰負(fù)荷下主要蒸汽參數(shù)。

    表12 整體方案實(shí)施前、后深度調(diào)峰負(fù)荷主要蒸汽參數(shù)Tab.12 Main steam parameters of the unit at deep peak load before and after the modification

    由表12 可見:整體方案實(shí)施后,在鍋爐深度調(diào)峰負(fù)荷(30%BRL)下,再熱蒸汽出口溫度可由536.6 ℃提升至556.1 ℃,提升幅度為19.5 ℃;過熱蒸汽出口溫度可由560.8 ℃提升至571.9 ℃,提升幅度為11.1 ℃。因此,本方案實(shí)施后,亦可解決深度調(diào)峰負(fù)荷下再熱蒸汽溫度低的問題,提高機(jī)組深度調(diào)峰經(jīng)濟(jì)性。

    6 結(jié)論

    1)對(duì)某塔式直流鍋爐采取低負(fù)荷穩(wěn)燃燃燒器改造、受熱面改造以及鍋爐運(yùn)行優(yōu)化等整體方案后,鍋爐中、低負(fù)荷下的再熱汽溫明顯提高。40%BRL 下,鍋爐再熱蒸汽出口溫度由537.9 ℃提升至563.9 ℃,提升幅度為26.0 ℃;50%BRL 下,鍋爐再熱蒸汽出口溫度由537.9 ℃提升至559.4 ℃,提升幅度為21.5 ℃。

    2)40%、50%BRL 下,機(jī)組供電煤耗分別降低1.64、1.36 g/(kW·h);75%、100%額定負(fù)荷下,機(jī)組供電煤耗分別升高0.77、0.83 g/(kW·h);以1 號(hào)鍋爐在各負(fù)荷下的運(yùn)行小時(shí)數(shù)為基準(zhǔn),合計(jì)每年節(jié)約鍋爐燃料成本約125 萬元。

    3)整體方案實(shí)施后,可解決深度調(diào)峰負(fù)荷下再熱汽溫低的問題,提高機(jī)組深度調(diào)峰經(jīng)濟(jì)性和穩(wěn)燃特性。在鍋爐深度調(diào)峰負(fù)荷(30%BRL)下,再熱蒸汽出口溫度可由541.6 ℃提升至560.9 ℃,提升幅度為19.3 ℃;過熱蒸汽出口溫度可由560.8 ℃提升至571.9 ℃,提升幅度為11.1 ℃。

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