600MW超臨界W火焰鍋爐防超溫燃燒調整試驗研究

周文臺，程智海，金 鑫，何 翔

（上海發電設備成套設計研究院，上海200240）

我國無煙煤資源比較豐富，其揮發分低，較難燃燒，與其他爐型相比，“W”火焰鍋爐在燃用無煙煤上具有較明顯的優勢.隨著近年來超臨界“W”火焰鍋爐在國內投運，以水冷壁超溫為代表的安全問題隨之而來.由于國內超臨界“W”火焰鍋爐投運時間短，經驗積累少，因此需要不斷摸索前進.

針對云南華電鎮雄發電有限公司2號600 MW超臨界W 火焰鍋爐水冷壁頻繁超溫的問題，筆者進行了原因分析和燃燒調整.

1 設備簡介

云南華電鎮雄發電有限公司2×600 MW 機組鍋爐為哈爾濱鍋爐廠有限責任公司生產的HG-1900／25.4-WM10 型鍋爐，也是該公司生產的首臺超臨界W 火焰鍋爐.

所研究的對象為該機組的2號鍋爐，該鍋爐為一次中間再熱、超臨界壓力變壓運行帶內置式再循環泵啟動系統的直流鍋爐，采用單爐膛、平衡通風、固態排渣、全鋼架、全懸吊結構、π型、露天布置.該鍋爐燃用無煙煤，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BBD4062雙進、雙出磨煤機直吹式制粉系統.

1.1 鍋爐主要參數

在鍋爐最大連續蒸發量工況（BMCR）下，鍋爐的主要設計參數見表1.

表1 鍋爐的主要設計參數Tab.1 Main design parameters of the boiler

1.2 燃燒及制粉系統

該鍋爐的燃燒組織方式為“W”火焰，燃燒器的布置方式見圖1.一次風攜帶煤粉從前后墻的拱上向下噴入爐膛并進行燃燒，在接近冷灰斗區域的地方，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，延長了火焰在爐膛內的停留時間，提高了無煙煤的燃盡率.

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

整臺鍋爐包含24組低NOx狹縫式直流燃燒器和24個旋風分離器，每個旋風分離器對應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個濃煤粉噴口和2個淡煤粉噴口，每個濃煤粉噴口兩邊各有2個二次風噴口，在2個濃煤粉噴口之間的二次風噴口中安裝油槍和火檢，燃燒器噴口布置見圖2.

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

該鍋爐設置了燃燒器風箱、三次風風箱和燃燒器連接風道.在鍋爐的前拱、后拱共設置了2個燃燒器風箱，每個風箱內又通過隔板分隔成6個獨立的小風箱，共計12個小風箱，這些風箱內各布置1組燃燒器且每個小風箱均設有獨立的擋板風門.在鍋爐的拱下前后墻各設置了6個三次風風箱，共計12個，與拱上風箱一一對應，這些風箱也設有獨立的擋板風門，負責三次風的分配.給燃燒器風箱和三次風風箱配風的是燃燒器連接風道，布置在鍋爐的前后墻，每個燃燒器連接風道又分成3個小風道，共計6個小風道，每個小風道對應2個燃燒器小風箱和2個三次風風箱，且1個小風道對應1臺磨煤機，這樣有利于二次風與磨煤機的連鎖控制.

為監測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41個壁溫測點，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19個壁溫測點.

2 受熱面的超溫狀況

該鍋爐自投運以來，水冷壁一直處于頻繁超溫的狀態，前墻及后墻上部水冷壁報警溫度為500℃，其他墻報警溫度為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，水冷壁超溫就達到17次，超溫情況十分嚴重，這給鍋爐的安全運行帶來了極大隱患.圖3和圖4分別給出了2012年10月22—24日前墻上部第24號壁溫測點和左墻上部第10號壁溫測點的最高壁溫值.從圖3和圖4可以看出，前墻第24號壁溫測點和左墻第10號壁溫測點超溫較為頻繁，即使在未超溫的時間段內，前墻與左墻的壁溫離各自報警溫度的安全裕量均較小.

圖3 前墻上部第24號壁溫測點的壁溫Fig.3 Temperature of front upper water wall measured at point No.24

圖4 左墻上部第10號壁溫測點的壁溫Fig.4 Temperature of left upper water wall measured at point No.10

3 水冷壁超溫原因分析

通過觀察并進行燃燒調整后，判定水冷壁超溫主要有以下2個原因.

3.1 配風模式不合理和熱負荷分布不均

燃燒調整前運行人員采取前后墻二次風總風擋板開度相同的運行模式，擋板開度均為85%左右.但由于折焰角的存在，這樣的配風模式勢必會導致整個煙氣流場靠近前墻一些（見圖5），因此會出現前后墻熱負荷分布不均的狀況，造成前墻的熱負荷偏高，尤其是前墻中部的熱負荷最高，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荷偏高.

圖5 燃燒調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 燃燒不穩定且易波動

通過觀察發現，爐膛負壓極不穩定，負壓波動見圖7.由圖7可以看到，爐膛負壓多在-400～400Pa內波動，火檢信號時有時無，火焰電視時明時暗，說明爐內燃燒不穩定.

圖7 燃燒調整前的爐膛負壓波動Fig.7 Fluctuation of furnace negative pressure before adjustment

燃燒不穩定且易波動是由于煤粉進入爐膛以后不能快速著火所致.在燃燒調整前，存在以下幾個方面的問題：

（1）煤粉偏粗

燃燒調整前，各臺磨煤機的動態分離器相對轉速均為65%，由后來進行的磨煤機制粉試驗可知，在該分離器相對轉速下，除E 磨煤機外，其余磨煤機煤粉粒度的R90為10%～15%，大于設計值6%.因此，這種粒度不利于煤粉進入爐膛快速著火.

（2）容量風擋板開度偏大

燃燒調整前，各臺磨煤機的容量風擋板開度偏大，多為50%左右.由燃燒調整試驗可知，容量風擋板開度在30%左右時能夠滿足一次風攜帶煤粉的能力和保持磨煤機的料位正常.因此，當容量風擋板開度過大時，一次風風速偏高，煤粉濃度降低，使煤粉著火大為延遲.此外，一次風壓力偏高，也與容量風擋板開度過大原理相同，不利于煤粉的快速著火.

（3）二次風風量偏大

燃燒調整前，在滿負荷時，空氣預熱器入口平均氧體積分數多大于3%，由燃燒調整試驗可知，總風量略微偏大，導致夾帶一次風下沖的二次風風速偏高，也不利于煤粉的快速著火.

總之，由于煤粉粒度偏大、容量風擋板開度偏大、一次風壓力偏離和二次風風量偏大等原因，煤粉進入爐膛以后無法在圖8中的A 區域穩定著火.當煤粉在A 區域無法著火時，A 區域的溫度較低，煙氣黏度相對較小，火焰下沖時受到阻力較小，下沖行程增加，如圖8中的火焰行程2所示，而煤粉在B區域停留時間的延長和放熱量的增加會使得該區域的煙氣溫度升高，從而造成了A 區域所接受到的熱量（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 區域著火燃燒，A 區域的煙氣溫度升高，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 區域的停留時間縮短，放熱量減少，B區域溫度降低，A 區域所接受到的熱量也相應減少，煤粉的著火條件變差，由于A 區域的溫度降低，煙氣黏度減小，火焰下沖行程增加［1］……如此反復，導致燃燒不穩定且易波動，具體表現為爐膛負壓波動較大，火檢信號與火焰電視不穩定.

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

圖8 火焰形態示意圖Fig.8 Schematic diagram of the flame shape

4 燃燒調整措施

根據上述原因分析進行燃燒調整，燃燒調整的重點是重新分配爐內熱負荷及穩定燃燒.

（1）重新分配爐內熱負荷

a）調整前后墻的熱負荷

通過摸底調試發現，該鍋爐水冷壁超溫區域主要集中在前墻上部和左墻上部，表明這些區域的熱負荷較高.由于折焰角的存在，煙氣流場靠近前墻上部.因此，前墻上部的熱負荷相對較高，這與該鍋爐的設計有關，無法改變.為減少前墻熱負荷的分配，采取“前墻壓后墻”的配風模式（見圖9），即關小后墻中部各燃燒器的總風門.采取該配風模式后，下爐膛的火焰中心靠近后墻，并且整個煙氣流場相比燃燒調整前更靠近后墻，增加了后墻區域的熱負荷，使得前后墻熱負荷分布更均勻（見圖10）.

b）調整左右側墻的熱負荷

燃燒調整前，除前墻熱負荷偏高和水冷壁易超溫外，左墻的熱負荷也較高且易出現超溫.通過制粉系統試驗，發現A 磨煤機左側一次風管的出粉量比右側大很多，因此造成左右側熱負荷不均勻.具體調整措施如下：關閉A 磨煤機左側乏氣風風門，這樣調整一是增加左側一次風管路的總阻力，會對煤粉量進行再分配；二是左側乏氣風的風門關閉后，原本相對靠上部分的淡相煤粉從濃相煤粉噴口進入，使得左側煤粉進入的位置相對靠下，能夠降低左墻上部熱負荷，有效控制了左墻上部壁溫.關閉A 磨煤機左側乏氣風風門后，左右側水冷壁壁溫偏差減小，熱負荷分配更加均勻.

（2）穩定燃燒

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

圖9 燃燒調整后各風門的擋板開度Fig.9 Opening degree of each air damper after adjustment

圖10 燃燒調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

燃燒調整前各臺磨煤機的動態分離器相對轉速均為65%，大多數磨煤機的R90值大于10%，這樣的粒度不利于無煙煤的快速著火.根據制粉系統試驗結果，各臺磨煤機在不同程度上增大了動態分離器相對轉速，減小了煤粉粒度，使煤粉粒度R90接近設計值6%.表2給出了容量風擋板開度為50%、給煤量為40t／h時動態分離器相對轉速與煤粉粒度的關系.

b）關小容量風擋板開度

關小容量風擋板開度后，磨煤機出口一次風風溫會略微降低，但同時風煤比會減小，煤粉濃度會升高.對于煤粉著火，一次風風溫降低會推遲煤粉的著火時間，而煤粉濃度的升高則會縮短煤粉著火時間.在實際運行中發現，關小容量風擋板開度有利于煤粉的提前著火.燃燒調整前，容量風擋板開度多大于50%；燃燒調整后，在保證磨煤機不堵磨的情況下，將容量風擋板開度調至30%左右.

表2 不同動態分離器相對轉速下的R90Tab.2 Relationship between R90and relative dynamic separator speed

c）降低一次風壓力

降低一次風壓力不僅能提高一次風中煤粉濃度，還能減小一次風風速，有利于煤粉的提前著火［2］.在600 MW 負荷時，一次風母管壓力由原來的8.8kPa降至7.5kPa左右.

d）調整至適合的總風量

總風量的大小對二次風的剛度十分重要，如果二次風風速過大，二次風會夾帶一次風過度下沖，不利于煤粉穩定著火.然而，若總風量過小，則會造成煤粉下沖不足，下爐膛熱負荷的充滿度不夠，且燃燒不夠充分［3-5］.通過燃燒調整試驗，將之前600 MW負荷時空氣預熱器入口平均氧體積分數由3%以上減小至2.85%左右，燃燒更為穩定.

5 燃燒調整后的運行狀況

從2012年10月24日開始對該鍋爐進行燃燒調整，11月4日燃燒調整結束.

5.1 水冷壁的超溫問題

燃燒調整結束后，水冷壁一直處于穩定的安全運行狀態.圖11給出了2012年11月6—8日前墻第24號壁溫測點的最高壁溫值.從圖11可以看出，燃燒調整后，前墻未出現超溫現象，且多數壁溫低于430 ℃，具有較大的壁溫安全裕量.

圖11 燃燒調整后前墻上部第24號壁溫測點的壁溫Fig.11 Temperature of front upper water wall measured at point No.24after adjustment

5.2 各面墻的熱負荷分布

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

圖12 燃燒調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 燃燒的穩定性

燃燒調整后，爐膛負壓波動明顯減?。ㄒ妶D13），爐膛負壓多為-150～150Pa，火檢信號穩定，火焰電視清晰可見.由圖13可知，燃燒調整后，煤粉的著火條件得到改善，燃燒更加穩定，爐膛負壓波動較小.

燃燒調整后，通過長時間的運行發現，當鍋爐熱負荷高于400 MW 時，水冷壁壁溫、熱負荷分布和爐膛負壓等指標均得到明顯改善.此外，該鍋爐也未出現主（再熱）蒸汽溫度偏低和結焦等不利現象.

圖13 燃燒調整后的爐膛負壓波動Fig.13 Fluctuation of furnace negative pressure after adjustment

6 結 論

（1）該鍋爐水冷壁頻繁超溫是由于配風模式的不合理和燃燒不穩定共同造成的.

（2）通過采取重新分配爐內熱負荷和穩定燃燒的調整方式，水冷壁超溫的問題得到了有效解決.

（3）燃燒調整后，爐膛熱負荷的分布更加均勻.

（4）燃燒調整后，爐膛負壓波動減小，火檢信號穩定，火焰電視清晰可見，整個燃燒更加穩定.

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