500 MW超臨界直流鍋爐低NO x燃燒器改造水冷壁水動力計算

李廣瑞

(中國神華能源股份有限公司國華電力分公司,北京100000)

500 MW超臨界直流鍋爐低NOx燃燒器改造水冷壁水動力計算

李廣瑞

(中國神華能源股份有限公司國華電力分公司,北京100000)

將水冷壁流動網絡系統等效為流量回路、壓力節點和連接管三類元件,對500 MW超臨界直流鍋爐低NOx燃燒器改造后水冷壁進行了水動力計算,分析了該鍋爐負荷在500 MW、250 MW以及200 MW時壁溫隨爐膛高度的分布。結果表明：鍋爐在500 MW時,上、下輻射區的水冷壁內壁溫度、外壁溫度、中間點壁溫與鰭片溫度均處于材料許用范圍之內；250 MW時,下輻射區中間點溫度不超過510℃,水冷壁是安全的；200 MW時,影響鍋爐安全運行。

超臨界直流鍋爐；低NOx燃燒器；水冷壁；水動力；壁溫

鍋爐水動力計算的目的是保證爐膛輻射(蒸發)受熱面可靠的溫度工況、確定鍋爐整個汽水系統的壓力損失以選擇給水泵的工作壓頭。水動力計算是在已有鍋爐的結構設計及熱力計算的基礎上進行的,對于水冷壁優化設計和保證鍋爐的安全可靠運行具有十分重要的意義。天津國華盤山發電有限責任公司安裝2臺由前蘇聯成套引進的500 MW超臨界燃煤發電機組,鍋爐為∏-76型超臨界壓力、直流、一次中間再熱、平衡通風的固態排渣煤粉爐,采用低質量流速以及垂直往復一次上升輻射受熱面布置方式,調節性能較差,對彎管效應比較敏感,水動力難以復核；且鍋爐最低直流負荷相對較高,一般在50%負荷以上才能夠完全轉入直流負荷運行,機組通常維持為定壓運行方式。為滿足NOx排放的要求,對鍋爐燃燒器進行改造后,管路變得更加復雜；因此開展該鍋爐的水動力特性計算分析是非常有必要的。筆者主要對燃燒器改造后鍋爐水動力的安全性,即爐膛受熱面的溫度分布進行分析,對鍋爐在100%負荷(500 MW)、50%負荷(250 MW)以及40%負荷(200 MW)時進行了水動力特性計算,從中發現改造后可能存在的問題,指導鍋爐的安全穩定運行。

1 鍋爐設備及燃燒器改造

1.1 鍋爐設備

鍋爐設計為室內布置,單爐膛全懸吊結構,左右兩側各有一對流豎井,鍋爐本體呈T形結構。四壁由直徑為32 mm、壁厚為6 mm、材料為12Cr1Mn V的膜式水冷壁構成。鍋爐一、二次汽水流程以爐膛前、后墻中心線為界分為左、右兩個對稱的獨立流程,每個流程的給水和汽溫調節都是獨立的。爐膛受熱面為垂直往復一次上升布置。按照標高位置形成上輻射區和下輻射區。在鍋爐兩個流程中,給水進入省煤器前各設有一旁路,即21%旁路,可控制相當0～21%主汽流量的給水不經省煤器、下輻射區Ⅰ加熱而與下輻射Ⅰ出口“熱水”混合后進入下輻射區Ⅱ。

每臺鍋爐設有8套制粉系統,每臺ZGM-95G型中速輥式磨煤機各自帶4只旋流燃燒器,燃燒器共32只,分四層布置,每層共8只,分列于左、右側墻形成對沖燃燒方式。鍋爐總體布置見圖1,鍋爐輻射區水冷壁管屏布置剖面圖見圖2。

圖1 鍋爐總體布置圖(單位：mm)

圖2 鍋爐輻射區水冷壁管屏布置剖面圖

1.2 燃燒器改造

國華盤山發電有限責任公司采用低氮燃燒技術,立體分級低氮燃燒,原有燃燒器僅設計一股二次風,二次風同一次風混合及時,致使燃燒峰值溫度相對較高,不利于NOx的控制［1-3］。將原有二次風改成兩股---內二次風、外二次風,內、外二次風均采用旋流配風。內二次風主要是為一次風根部和著火初期配風,外二次風實現在后期的配風,最終在燃燒器本身實現燃燒初期空氣分級降低NOx的方案。內、外二次風之間的噴口進行特殊處理：在鍋爐標高47.7 m處兩側墻各有8個專用噴嘴,在負荷達50%以上時,投入該噴嘴以保證爐膛出口處煙氣溫度不高于煙氣灰塵軟化溫度(ST),預防過熱器受熱面結焦或一、二次蒸汽溫度超限；鍋爐標高39.55 m處加裝4個燃盡風噴嘴,平均直徑為788 mm。燃燒器和燃盡風噴嘴在側墻的布置見圖3。

圖3 燃燒器和燃盡風噴嘴布置圖(單位：mm)

2 計算結果及分析

采用將水冷壁流動網絡系統等效為流量回路、壓力節點和連接管三類元件的方法,對該鍋爐在100%負荷(500 MW)、50%負荷(250 MW)以及40%負荷(200 MW)時進行了水動力特性計算［4-5］,重點對壁溫與鰭片溫度沿爐高方向的分布進行分析,4個輻射區各選取一個出口溫度最高的回路進分析,分別為下輻射區Ⅰ的8回路、下輻射區Ⅱ的25回路、上輻射區Ⅰ的37回路和上輻射區Ⅱ的45回路,并選取了下輻射區Ⅱ布置有燃燒器和燃盡風噴嘴的24回路進行分析。

2.1 500 MW負荷壁溫與鰭片溫度沿爐高方向分布

圖4～圖8分別給出了在500 MW負荷時5個回路的壁溫與鰭片溫度沿爐高方向分布。從圖中可以看出：在500 MW負荷下,下輻射區Ⅰ工質一直處于單相區,因此工質溫度隨著爐膛高度的增加而增加,使得壁溫也隨著爐膛高度的增加而增加,在爐高31.5 m處達到最大值,為537.2℃,隨著熱負荷的下降,壁溫也隨之下降；下輻射區Ⅱ工質進口為水,出口為超臨界蒸汽,因此工質溫度隨著爐膛高度的增加而增加,使得壁溫也隨著爐膛高度的增加而增加,在爐高34.0 m處達到最大值,其中圖5中壁溫突然變小處即布置燃燒器和燃盡風噴嘴的管段；由于到達上輻射區后熱負荷在下降,管壁溫度也隨之下降,折焰角之后熱負荷保持不變,管壁溫度稍有升高,在爐高39.5 m處達到最大值,為484.1℃。

圖4 500 MW負荷下輻射區Ⅰ的8回路壁溫沿爐高的分布

圖5 500 MW負荷下輻射區Ⅱ的24回路壁溫沿爐高的分布

圖6 500 MW負荷下輻射區Ⅱ的25回路壁溫沿爐高的分布

圖7 500 MW負荷上輻射區Ⅰ的37回路壁溫沿爐高的分布

圖8 500 MW負荷上輻射區Ⅱ的45回路壁溫沿爐高的分布

對于上輻射區Ⅱ的45回路而言,由于二次風噴嘴的存在,阻力大,質量流速較低,但同時又處于熱負荷最大的區域,這樣對于該回路管子將非常不利。從圖8可以看出：由于到達上輻射區后熱負荷在下降,管壁溫度也隨之下降,同時由于二次風噴嘴處不受熱,壁溫降為工質溫度,隨之升高之后又由于熱負荷的降低而降低,在爐高42.1 m處達到最大值,為490.4℃。計算結果表明：500 MW負荷時鍋爐下輻射區和上輻射區水冷壁溫度和鰭片溫度處于材料允許范圍之內,鍋爐運行是安全的。

2.2 250 MW負荷壁溫與鰭片溫度沿爐高方向分布

圖9～圖13分別給出了在250 MW負荷時5個回路的壁溫與鰭片溫度沿爐高方向的分布。從圖中可以看出在250 MW負荷下,不同回路的壁溫與鰭片溫度沿爐高方向分布趨勢與500 MW時是基本一致的：下輻射區Ⅰ在爐高27.7 m處達到最大值,為556.5℃；下輻射區Ⅱ24和25回路在爐高39.5 m處壁溫達到最大值,分別為578.3℃和590.0℃,這個部位主要是最上層燃燒器上部區域；上輻射區Ⅰ在爐高39.5 m處達到最大值,為506.2℃；上輻射區Ⅱ在爐高42.1 m處壁溫達到最大值537.2℃。計算結果表明：250 MW負荷時鍋爐下輻射區Ⅰ和上輻射區水冷壁溫度和鰭片溫度處于材料允許范圍之內,250 MW負荷時,中間點溫度不超過510℃,鍋爐水冷壁運行是安全的。

圖9 250 MW負荷下輻射區Ⅰ的8回路壁溫沿爐高的分布

圖10 250 MW負荷下輻射區Ⅱ的24回路壁溫沿爐高的分布

圖11 250 MW負荷下輻射區Ⅱ的25回路壁溫沿爐高的分布

圖12 250 MW負荷下上輻射區Ⅰ的37回路壁溫沿爐高的分布

圖13 250 MW負荷下上輻射區Ⅱ的45回路壁溫沿爐高的分布

2.3 200 MW負荷壁溫與鰭片溫度沿爐高方向分布

在200 MW時,不同回路壁溫與鰭片溫度沿爐高方向的分布趨勢與前兩個負荷是一致的。表1給出5個回路的壁溫最高值及所在爐膛高度。

表1 200 MW時爐膛不同回路壁溫最高值及所在爐膛高度

從表1中可以看出：鍋爐下輻射區Ⅰ和上輻射區水冷壁溫度和鰭片溫度處于材料允許范圍之內,但下輻射區Ⅱ回路水冷壁溫度均已超出金屬管的許用溫度,超溫部位主要為最上層燃燒器上部區域,鍋爐安全運行難以保證。

3 結語

針對機組鍋爐調節性能差、水動力難以復核,特別是低氮燃燒器改造后管路更加復雜的現狀,鍋爐水動力安全性受到一定影響。筆者通過對鍋爐在500 MW、250 MW、200 MW負荷下的壁溫與鰭片溫度沿爐高方向的分布進行計算分析,得到如下結論：

(1)由于該鍋爐采用定壓運行方式,不同于變壓運行時壁溫的變化規律。變壓運行時,隨著負荷的降低,壁溫將會下降,但定壓運行時壓力始終維持在超臨界,負荷降低,壁溫將會升高。

(2)在500 MW負荷時,上、下輻射區的水冷壁內壁溫度、外壁溫度、中間點壁溫與鰭片溫度均處于材料許用范圍之內,水冷壁運行是安全可靠的；250 MW負荷時,下輻射區Ⅱ中間回路水冷壁最高溫度為590.0℃；200 MW負荷時,下輻射區Ⅱ所有回路水冷壁最高溫度均已超過材料最高許用溫度,不能保證鍋爐安全運行,并且250 MW負荷和200 MW負荷時,下輻射區Ⅱ超溫部位均為最上層燃燒器上部區域接近OFA風口的部位；250 MW負荷時,下輻射區中間點溫度不超過510℃,水冷壁是安全的；200 MW負荷時,影響鍋爐安全運行。建議電廠應避免在機組負荷低于250 MW工況下運行。

［1］李廣瑞,黃振康,王樹懷,等.500 MW超臨界直流爐水冷壁超溫爆管的治理［J］.華北電力技術,2007,37(8)：30-33.

［2］樊泉桂.800 MW超臨界參數鍋爐水冷壁及啟動系統分析［J］.華北電力技術,2000,30(1)：9-12.

［3］Pan Jie,Yang Dong,Yu Hui,et al.Mathematical modeling and thermal-hydraulic analysis of vertical water wall in an ultra supercritical boiler［J］.Thermal Engineering,2009,29 (11-12)：2500-2507.

［4］Seo K W,Kim M H,Anderson M H.Heat transfer in a supercritical fluid：classification of heat transfer regimes［J］. Nuclear Technology,2006,154(3)：335-349.

［5］潘杰,楊冬,董自春,等.垂直上升光管內超臨界水的傳熱特性試驗研究［J］.核動力工程,2011,32(1)：75-80.

Water Wall Hydrodynamic Calculation for Low NOxBurner Retrofit of a 500 MW Supercritical Once-through Boiler

Li Guangrui
(Guohua Electric Power Branch,China Shenhua Energy Co.,Ltd.,Beijing 100000,China)

By simplifying the water wall flow loop as following three kinds of components：flow circuit, pressure node and connection tube,hydrodynamic calculation was carried out to the water wall after low NOxretrofit of a 500 MW supercritical once-through boiler,so as to analyze the distribution of water wall temperature along furnace height respectively at the load of 500 MW,250 MW and 200 MW.Results indicate that at the load of 500 MW,the inner wall temperature,outer wall temperature,intermediate point temperature and fin temperature of the water wall in upper radiation zone are all within allowable range of the material；whereas at the load of 250 MW,the temperature of intermediate point in lower radiation zone does not exceed 510℃,indicating that the water wall is safe；but at the load of 200 MW, the safety of boiler operation is to be affected.

supercritical once-through boiler；low NOxburner；water wall；hydrodynamics；wall temperature

TK229.2

A

1671-086X(2015)03-0192-04

2014-09-03

李廣瑞(1962-),男,高級工程師,主要從事發電廠技術管理工作。

E-mail：051817@ghepc.com