超臨界壓力W形火焰鍋爐水冷壁吸熱偏差的試驗研究

楊 勇, 李劍平, 周文臺, 楊 耀, 何 翔

(1. 上海發(fā)電設備成套設計研究院， 上海 200240； 2. 云南華電鎮(zhèn)雄發(fā)電有限公司， 云南鎮(zhèn)雄 657200)

超臨界壓力W形火焰鍋爐水冷壁吸熱偏差的試驗研究

楊 勇1, 李劍平2, 周文臺1, 楊 耀1, 何 翔1

(1. 上海發(fā)電設備成套設計研究院， 上海 200240； 2. 云南華電鎮(zhèn)雄發(fā)電有限公司， 云南鎮(zhèn)雄 657200)

以600 MW超臨界壓力W形火焰直流鍋爐為例，對不同工況下水冷壁的吸熱偏差進行了測量和計算。結果表明：啟動過程水冷壁管出口工質(zhì)溫度分布很均勻，吸熱偏差趨近于1；亞臨界壓力下，水冷壁管自補償特性較好，熱偏差逐漸減小；超臨界壓力下熱偏差較大；在上部水冷壁管吸熱偏差比下部水冷壁大。

超臨界壓力； W形火焰鍋爐； 水冷壁； 吸熱偏差

我國無煙煤資源儲量豐富，但是其揮發(fā)分較低，不易著火，燃燒困難；而W形火焰鍋爐有較大的下爐膛，燃燒空間大，火焰行程長，自下而上的高溫火焰和剛進入爐膛的下行煤粉氣流相遇，有助于著火，所以在燃用無煙煤時與其他爐型相比有較明顯的優(yōu)勢。近年來超臨界W形火焰鍋爐在國內(nèi)相繼投運，水冷壁超溫、鰭片撕裂等現(xiàn)象也隨之產(chǎn)生[1]，由于投運時間短，經(jīng)驗積累少，因此還需要不斷摸索前進。

鍋爐爐膛水冷壁管的吸熱偏差是一項重要的熱力參數(shù)，對鍋爐的設計、調(diào)試和安全運行均有重要的作用。對于超臨界壓力W形火焰鍋爐爐膛水冷壁吸熱偏差的分布業(yè)內(nèi)都十分關注，而現(xiàn)有研究文獻大多僅僅停留在理論計算上[2-3]，因此，筆者對某600 MW超超臨界壓力直流鍋爐水冷壁進行實爐測試，并計算出水冷壁的吸熱偏差分布，這對今后該類型鍋爐的設計和運行具有重要意義。

1 試驗鍋爐

試驗在華電云南鎮(zhèn)雄電廠2臺600 MW超臨界壓力變壓運行W形火焰直流鍋爐上進行。鍋爐為一次中間再熱、超臨界壓力變壓運行帶內(nèi)置式再循環(huán)泵啟動系統(tǒng)的直流鍋爐，單爐膛、平衡通風、固態(tài)排渣、全鋼架、全懸吊結構、П形、露天布置。鍋爐燃用無煙煤，采用W形火焰燃燒方式，在前、后拱上共布置有24 組狹縫式燃燒器，其布置方式見圖1，配6 臺雙進雙出磨煤機直吹式制粉系統(tǒng)。

圖1 燃燒器的布置

爐膛分為上、下兩部分，下爐膛斷面尺寸為寬26.680 m、深23.666 m；上爐膛斷面尺寸為寬26.680 m、深12.512 m。水冷壁下集箱標高為8 m，頂棚管標高為64.2 m。鍋爐的汽水流程以內(nèi)置式啟動分離器為界設計成雙流程，給水經(jīng)省煤器加熱后先后經(jīng)d=559 mm、δ=70 mm和d=406 mm、δ=55 mm的下降管進入d=559 mm、δ=70 mm分配管，經(jīng)44 根d=114 mm、δ=20 mm分配管均勻分配，進入外徑為d=219 mm、材料為SA-106C 的水冷壁下集箱，經(jīng)水冷壁下集箱進入冷灰斗水冷壁。上、下部水冷壁管由中間混合過渡集箱進行連接，至爐膛上部的水冷壁垂直管屏和后水冷壁吊掛管，然后經(jīng)下降管引入折焰角、水平煙道底包墻和水平煙道側墻，再引入汽水分離器。從汽水分離器出來的蒸汽引至頂棚和包墻系統(tǒng)，再進入低溫過熱器中，然后再流經(jīng)屏式過熱器和末級過熱器。

下爐膛分為兩部分：冷灰斗部分為四角形，前、后墻分別由395根d=35 mm、δ=6.4 mm和2×70 根d=33.4 mm、δ=5.67 mm的優(yōu)化型內(nèi)螺紋管組成；兩側墻分別由245 根d=35 mm、δ=6.4 mm的優(yōu)化型內(nèi)螺紋管組成。冷灰斗以上到爐拱之間為八角形，四個切角分別由來自于前、后墻水冷壁的四組70根d=33.4 mm、δ=5.67 mm的優(yōu)化型內(nèi)螺紋管通過異形三叉管變?yōu)?40根d=28.6 mm、δ=6.1 mm的優(yōu)化型內(nèi)螺紋管組成。在爐拱以上爐膛又由八角形變?yōu)樗慕切危總€角部的 140 根d=28.6 mm、δ=6.1 mm的優(yōu)化型內(nèi)螺紋管通過異形三叉管合并成70 根d=33.4 mm、δ=5.67 mm的優(yōu)化型內(nèi)螺紋管組成的管屏，重新并入到前、后墻水冷壁。在爐拱以上設置有中間混合過渡集箱，認為將爐膛分成上、下兩部分，由于下爐膛熱負荷高，采用優(yōu)化型內(nèi)螺紋管以強化傳熱。在下爐膛設置有壓力平衡集箱(分別布置于23 478 mm、28 000 mm、36 000 mm 標高處)，用于平衡各水冷壁管的壓力，避免在低負荷時出現(xiàn)脈動。

上爐膛為光管，規(guī)格分別為d=33.4 mm、δ=7.5 mm和d=38 mm、δ=9 mm，材料為12Cr1MoVG。前、后墻管子數(shù)量均為中間395根，左、右各70根，兩側墻分別為245 根。

2 水冷壁管吸熱偏差計算方法及測點的布置

2.1 水冷壁管的吸熱偏差

為了評估熱偏差的大小，參照《電站鍋爐水動力計算方法》[4]，將并聯(lián)管組受熱面中某一根單管工質(zhì)焓增Δi與管組中工質(zhì)平均焓增Δim之比稱為吸熱偏差系數(shù)φ。由于水冷壁管數(shù)量眾多，且對每根管子安裝流量測點工作難度較大，也可能會影響到機組的安全運行，加之三處標高均設置有壓力平衡集箱以及一個中間混合集箱，管內(nèi)流量多次進行再分配，所以即便在管子入口安裝流量測量裝置也很難準確獲取該管子的流量，此處認為各管子工質(zhì)流量相同，僅以單管的焓增與管組平均焓增的比值作為熱偏差系數(shù)來進行分析，其計算公式如下[5-6]：

(1)

將吸熱偏差系數(shù)定義為某一被測量的單個水冷壁管內(nèi)工質(zhì)焓增與所有被測量的水冷壁管內(nèi)工質(zhì)平均焓增之比。

由于省煤器出口工質(zhì)的壓力、溫度，以及上、下部水冷壁管出口工質(zhì)溫度均已測得，所以單根水冷壁管的焓增通過下式進行計算：

Δi=iout-iin

(2)

2.2 試驗測點的布置

爐膛各面爐墻上、下部水冷壁管出口均布置有壁溫測點，每12～13根管子布置1個測點，側墻每面墻上、下部水冷壁管出口分別布置19個測點，前后墻上、下部水冷壁管出口分別布置41個測點，共計布置有240個測點(見圖2)。通過這些測點測得的數(shù)據(jù)可以計算出各水冷壁管的熱偏差系數(shù)。

圖2 上、下部水冷壁管出口壁溫測點布置簡圖

3 結果與分析

3.1 啟動過程及亞臨界壓力下試驗結果

以下分別對啟動過程工況及亞臨界壓力下部分工況的試驗數(shù)據(jù)進行分析計算。

啟動過程工況下，6.77 MPa壓力下飽和溫度為283.6 ℃。此時剛并網(wǎng)，仍燃用燃油，僅投運B磨煤機，其熱偏差系數(shù)均趨近于1。工質(zhì)溫度僅后墻下部有少數(shù)幾點比平均溫度低6～7 K，其余各點工質(zhì)溫度基本一致，見圖3。

圖3 上、下部水冷壁管熱偏差系數(shù)分布(投B磨煤機)

當機組負荷升至278 MW，12.25 MPa壓力對應的飽和溫度為326.3 ℃。僅后墻下部水冷壁管有4點略低于平均溫度，有一定過冷度，所以其熱偏差系數(shù)極低，而其余點溫度基本一致，偏差僅3 K左右。上部水冷壁管所有測點都達到過熱狀態(tài)，所以熱偏差系數(shù)趨近于1，見圖4。

圖4 上、下部水冷壁管熱偏差系數(shù)分布(投A、B、C、F磨煤機)

從圖3、圖4結果可以看出：啟動過程中，工質(zhì)溫度偏差不超過10 K，且均運行在安全范圍內(nèi)。

當貯水箱壓力達到16.4 MPa，對應飽和溫度為349.4 ℃。運行到亞臨界壓力下，后墻中部下水冷壁管最高達到420 ℃，超出下水冷壁平均溫度近70 K，其熱偏差系數(shù)超過1.2；后墻中部上水冷壁管最高超過450 ℃，超出上水冷壁平均溫度近100 K，其熱偏差系數(shù)近1.3，可以看出爐內(nèi)沿爐寬方向熱負荷分布不均勻，在高度方向上的疊加造成對應位置上部吸熱偏差比下部更大。另外前墻左側上水冷壁管溫度也較高，達到420 ℃，超出平均值近70 K，熱偏差系數(shù)1.2，見圖5。

圖5 上、下部水冷壁管熱偏差系數(shù)分布(投A、B、C、D、E、F磨煤機)

當貯水箱壓力為18.6 MPa，對應飽和溫度為360 ℃。該工況后墻中部下水冷壁管最高達到420 ℃，超出下水冷壁平均溫度近60 K，后墻中部上水冷壁管最高接近440 ℃，超出上水冷壁平均溫度80 K。熱偏差系數(shù)近1.3，另外前墻左側上水冷壁管溫度也較高，達到390 ℃，超出平均值近30 K，熱偏差系數(shù)1.1，見圖6。

圖6 上、下部水冷壁管熱偏差系數(shù)分布(投A、B、C、D、E、F磨煤機)

當貯水箱壓力為19.1 MPa，對應飽和溫度為362 ℃。該工況后墻中部下水冷壁管最高接近400 ℃，超出下水冷壁平均溫度約30 K，后墻中部上水冷壁管最高420 ℃，超出上水冷壁平均溫度近60 K，熱偏差系數(shù)近1.2。另外前墻左側上水冷壁管溫度也較高，接近390 ℃，超出平均值約25 K，熱偏差系數(shù)1.1，見圖7。

圖7 上、下部水冷壁管熱偏差系數(shù)分布(投A、B、C、D、E、F磨煤機)

從上述試驗結果可以看出：啟動過程中，上、下部水冷壁各管間熱偏差較小，各管間最大溫差不超過10 K，其水冷壁管吸熱偏差系數(shù)趨近于1，說明啟動過程水冷壁管的運行能保持在安全范圍內(nèi)。從圖5～圖7中3個亞臨界壓力工況的結果可以看出：隨著時間推移，水冷壁管吸熱偏差逐漸減小，水冷壁管出口溫度也逐漸趨于平衡。

3.2 超臨界壓力工況

當機組負荷為560 MW，貯水箱壓力為24.9 MPa時，下部水冷壁后墻中部溫度偏高，熱偏差系數(shù)近1.3。在上部水冷壁，不僅后墻中部溫度偏高，前墻中部溫度也較高，該兩處熱偏差系數(shù)為1.2左右。爐墻角部位置溫度較低，尤其在前、右墻角部，熱偏差系數(shù)為0.5，見圖8。

圖8 上、下部水冷壁管熱偏差系數(shù)分布(投A、B、C、D、E、F磨煤機)

當機組負荷為606 MW，貯水箱壓力為25.8 MPa時，下部水冷壁后墻中部及前墻中部溫度均偏高，熱偏差系數(shù)超過1.2。而上部水冷壁前墻中部溫度很高，比平均溫度高50 K左右，熱偏差系數(shù)接近1.3，后墻中部熱偏差系數(shù)接近1.2。后、左墻及前、右墻兩處角部溫度很低，吸熱偏差系數(shù)為0.5，見圖9。

圖9 上、下部水冷壁管熱偏差系數(shù)分布(投A、B、C、D、E、F磨煤機)

當機組負荷為608 MW，貯水箱壓力為25.8 MPa時，下部水冷壁溫度分布較為均勻，僅后墻中部稍高，后、左墻及前、右墻兩處角部溫度較低。上部水冷壁仍是后墻中部和前墻中部位置溫度較高，熱偏差系數(shù)1.2，最大溫差在40 K左右，見圖10。

圖10 上、下部水冷壁管熱偏差系數(shù)分布(投A、B、C、D、E、F磨煤機)

當機組負荷為614 MW時，貯水箱壓力為25.9 MPa。下部水冷壁溫度分布較為均勻，仍是后墻中部及前墻中部溫度稍高。而上部水冷壁前墻中部溫度較高，比平均溫度高出近80 K，熱偏差系數(shù)超過1.3，見圖11。

圖11 上、下部水冷壁管熱偏差系數(shù)分布(投A、B、C、D、E、F磨煤機)

從上述試驗結果可以看出：在超臨界壓力下，熱偏差系數(shù)較大，后墻中部、前墻中部溫度較高，而3個角部溫度均較低，不及亞臨界壓力下溫度分布那樣均勻；另外，熱偏差的分布趨勢上、下部水冷壁基本一致，但是通常都是爐膛上部水冷壁管比爐膛下部水冷壁管工質(zhì)溫度、吸熱偏差更大，這是由于爐膛下部熱負荷分布不均使得進入中間混合集箱的工質(zhì)溫度不均，而中間混合集箱對工質(zhì)的混合效果不佳會使得進入爐膛上部各水冷壁管的工質(zhì)溫度和質(zhì)量流量有一定偏差，由此造成爐膛上部水冷壁管出口溫度較爐膛下部水冷壁管偏差更大。

4 結語

(1) 機組在啟動過程中，水冷壁管出口工質(zhì)溫度偏差很小，不超過10 K，熱偏差系數(shù)趨于1。

(2) 在亞臨界壓力下運行時，上、下部爐膛后墻中部和前墻中部水冷壁管熱偏差較大。試驗結果表明，在亞臨界壓力下各水冷壁管的熱偏差系數(shù)逐漸減小，工質(zhì)溫度也趨于均勻，這是由于隨著機組負荷的升高，爐膛火焰的充滿度越好，熱負荷的分布就更加趨于均勻，所以熱偏差和溫度偏差減小。

(3) 超臨界壓力下，爐內(nèi)熱負荷分布不均勻，水冷壁管吸熱偏差很大，尤其是后墻中部和前墻中部區(qū)域，而幾個角部位置溫度較低，反映出該處熱負荷較低。

(4) 從總體看，由于中間混合集箱效果不佳，造成爐膛上部水冷壁管吸熱偏差比下部水冷壁更大，溫度偏差也更大。因此在運行過程中應密切注意爐膛上、下部各水冷壁管出口溫度的變化，根據(jù)實際情況對配風方式和煤粉細度等進行實時調(diào)整、使爐膛內(nèi)部燃燒更加合理，下爐膛熱負荷分布更加均勻，各水冷壁管出口工質(zhì)溫度才會趨于平衡，才能防止由此產(chǎn)生的管壁超溫現(xiàn)象。

[1] 周文臺，程智海，金鑫，等. 600 MW超臨界W火焰鍋爐防超溫燃燒調(diào)整試驗研究[J]. 動力工程學報，2013，33(10)：753-758.

[2] 俞谷穎，朱才廣. 電站鍋爐水動力研究[J]. 動力工程學報，2011，31(8)：590-597.

[3] 俞谷穎，張富祥，陳端雨，等. 超(超)臨界壓力鍋爐垂直管屏水冷壁水動力與熱偏差調(diào)整建議[J]. 動力工程學報，2010，30(9)：658-662.

[4] 上海發(fā)電設備成套設計研究所. JB/Z 201—1983 電站鍋爐水動力計算方法[S]. 上海:上海發(fā)電設備成套設計研究所，1984.

[5] 楊勇. 1 000 MW超超臨界壓力直流鍋爐螺旋管圈水冷壁的水動力及傳熱特性試驗研究[D]. 上海：上海發(fā)電設備成套設計研究院，2010.

[6] 陳端雨，何翔，楊勇，等. 超臨界壓力塔式直流鍋爐螺旋管圈水冷壁吸熱偏差的試驗研究[J]. 動力工程學報，2012，32(8)：13-17.

Experimental Study on Thermal Deviation of Water Wall Tube for Supercritical-pressure W-flame Boilers

Yang Yong1, Li Jianping2, Zhou Wentai1, Yang Yao1, He Xiang1

(1. Shanghai Power Equipment Research Institute, Shanghai 200240, China; 2. Yunnan Huadian Zhenxiong Power Generation Co., Ltd., Zhenxiong 657200, Yunan Province, China)

Taking the 600 MW supercritical-pressure W-flame boiler as an example, measurement and calculation were carried out on the thermal deviation of water wall tube under varying conditions. Results show that the thermal deviation factor tends to be 1 during start-up process, indicating uniform distribution of medium temperature at water wall outlet; under subcritical-pressure conditions, the self-compensating characteristics of water wall tube are relatively sound, with heat absorption deviation decreasing gradually, which under supercritical-pressure conditions, is rather large and greater on the upper part than on the lower part of the water wall tube.

supercritical pressure ; W-flame boiler; water wall ; thermal deviation

2014-07-11

楊 勇(1983—)，男，工程師，主要從事電站鍋爐水動力及傳熱特性研究，以及鍋爐性能研究方面的工作。

E-mail: yangyong2@speri.com.cn

TK223.31

A

1671-086X(2015)04-0242-06