1 069 t/h大型循環流化床床溫偏差原因分析與改造

苗俊明，彭順剛，謝昂均，和圣杰，徐 鋼

（1.神華神東電力有限責任公司新疆米東熱電廠，新疆烏魯木齊830019；2.華北電力大學國家火力發電工程技術研究中心，北京102206）

1 069 t/h大型循環流化床床溫偏差原因分析與改造

苗俊明1，彭順剛1，謝昂均2，和圣杰2，徐 鋼2

（1.神華神東電力有限責任公司新疆米東熱電廠，新疆烏魯木齊830019；2.華北電力大學國家火力發電工程技術研究中心，北京102206）

某熱電廠鍋爐在運行過程中，中部床溫與左右兩側床溫偏差達110℃，給運行人員優化調整帶來困難。針對上述問題，該電廠開展了運行數據分析、風帽改造方案設計、改造效果分析等一系列工作。對該型鍋爐中部區域的風帽進行適當節流，降低通過中部區域風帽的空氣流量后，鍋爐床溫偏差普遍明顯降低，基本將床溫偏差降低至50℃以下，改造效果良好。

循環流化床鍋爐；床溫偏差；靜壓分布；風帽

0 引言

某熱電廠1號和2號鍋爐系東方鍋爐（集團）股份有限公司生產的DG1069/17.4-Ⅱ1型鍋爐。該爐型采用了大寬深比單體爐膛、單側不對稱布置三個分離器設計，放棄了分叉爐膛和外置式換熱器設計。整體布置如下:鍋爐主要由1個膜式水冷壁爐膛、3臺汽冷式旋風分離器和1個尾部豎井3部分組成，爐膛內布置有屏式受熱面；鍋爐采用爐前給煤方式，后墻布置有6個回料點；在鍋爐前墻同時設有石灰石給料口，在前墻水冷壁下部收縮段沿寬度方向均勻布置；每臺爐設置2個床下點火風道，每個床下點火風道配有2個油燃燒器（帶高能點火裝置），其目的在于高效地加熱一次流化風，進而加熱床料；在爐膛下部還設置有床上助燃油槍，用于鍋爐啟動點火和低負荷穩燃；鍋爐按4臺滾筒式冷渣器設計，采用爐后排渣方式。爐膛與尾部豎井之間布置了3臺汽冷式旋風分離器，其下部各布置1臺回料器，為確保回料均勻，回料器采用一分為二的形式，將旋風分離器分離下來的物料經回料器直接返回爐膛；作為備用手段，回料器放灰通過回料器至冷渣器灰道接入冷渣器；尾部對流煙道由中間包墻分隔，在鍋爐深度方向形成雙煙道結構，前煙道布置了低溫再熱器，后煙道從上至下依次布置有高溫過熱器、低溫過熱器，向下前后煙道合成一個煙道，在其中布置有螺旋鰭片管式省煤器；鍋爐采用了管式空氣預熱器，雙進雙出，一、二次風左右布置。但是在運行過程中發現這種大寬深比的單爐膛布置對床溫特性有顯著影響，沿爐膛寬向床溫分布呈中間高兩邊低的趨勢，最大偏差超過100℃，兩側偏差也很大，偏差超過50℃。

已投運的該型鍋爐在運行中普遍床溫偏差大，相關文獻的原因分析包括以下幾個方面:（1）爐內流化不均。排渣口靠近返料口，而返料口返回的都是細灰，冷渣器排出的也只是這個區域的細顆粒，大渣根本排不出去，床內出現床料粒徑分布不均現象，導致床料流化不均，從而使床溫出現偏差。再加上鍋爐水冷風室采用雙側進風，中間部分靜壓最高，風帽流速最大，導致中間物料尤其粗物料向兩側流動，使中間床料厚度降低、溫度升高，而大渣均流向兩側。大渣存積過多使得兩側的床層空隙率增大、流化不好，從而降低了兩側床溫［1］。（2）爐內受熱面分布不均。該型鍋爐爐膛四周為膜式水冷壁，爐膛前墻布置有12片屏式過熱器管屏、6片屏式再熱器管屏，爐膛后墻布置有2片水冷蒸發管屏和3臺不對稱布置汽冷式旋風分離器，前墻沿爐寬方向上布置了8臺氣力式播煤裝置。相對而言，爐膛中部的受熱面較少，該區域的傳熱量也就相對較少，使得爐膛中部煙溫較高，中間灰料的灰溫也較高，并不斷往復循環；由于結構布置的原因，給煤口不能完全按等截面布置，因此各給煤口所轄面積內的給煤量分配是不均勻的。所以床層和床面（沿爐膛高度、寬度和深度方向）不同區域內煤量分布和受熱面影響的差異，造成了床溫分布的偏差和不均勻性［2］。

相關研究表明［2］，在一定范圍內的床溫差是可以接受的，但過大將影響爐內熱流分布，如爐膛內的屏式過熱器以及屏式再熱器受床溫影響很大，床溫的偏差也會引起壁溫偏差和汽溫偏差，從而影響鍋爐性能；其次床溫隨鍋爐負荷增加而上升，如果溫差過大，中部的高床溫就會限制鍋爐的帶負荷能力，也增加了局部高溫結焦的危險性。因此，改善床溫均勻性對指導鍋爐機組優化運行意義重大。

1 改造前床溫偏差情況

針對該廠長期存在的床溫偏差問題，現從2014年10月24日到2014年11月3日的1號鍋爐機組的DCS床溫數據中，調取不同負荷下床層各個局部區域的床溫數據進行分析，詳見表1。

表1 改造前1號鍋爐機組典型工況下床溫偏差情況分析

實際上，目前業內對床溫偏差的定義并沒有統一的標準，筆者參考烏海電廠的分析結果，提出了以下床溫偏差計算方法:計算床層中部、左側、右側3個區域的平均床溫，然后將各局部區域的平均床溫進行比較，最大差值即為鍋爐床溫偏差。

圖1將表1中的5個工況下床溫偏差情況進行了展示，可以看出:改造前床溫偏差普遍比較大，即使去掉了最靠近外側爐壁的測點、并排除了由于局部結焦帶來的個別床溫測點失真情況，計算得到的床溫偏差仍高于56.2℃，最高達到101.2℃，表明改造前床溫偏差情況比較嚴重。

圖1 改造前1號鍋爐機組典型工況下床溫偏差情況圖

2 實驗與分析

基于對床溫數據的分析，在現場開展了1號爐水冷風室的現場靜壓試驗，該試驗在水冷風室內部布置了27個靜壓測點進行測量。圖2給出了流化風量30×104Nm3/h下水冷風室內的靜壓分布。試驗結果表明:該鍋爐水冷風室靜壓呈現中間略高，兩側略低的趨勢。但平均偏差僅為9 mmH2O，約為水冷風室平均靜壓1 215 mmH2O的0.74%。總體上看，水冷風室內的靜壓分布總體比較均勻，靜壓分布偏差很小。

圖2 流化風量30×104Nm3/h下A1-I3靜壓

同時，由于整個鍋爐床層的161列、17行共2 737個風帽都采用了完全相同的結構設計、亦即這些風帽的阻力特性大致相同；而從理論分析來看床層以上的壓力也趨于均勻，因此可以大致推斷在正常運行時，忽略個別風帽磨損、局部結焦等因素時，流經各風帽的風量也是大致均勻的。

另一方面，在流化床的床層內，因為只有占總風量一半左右的一次風送入、二次風在床層以上稍高位置送入，燃燒總體上是缺氧的。因此，風量大的地方，相當于補氧助燃的效果，相應的該處爐床的溫度將會有所提升［3］。有鑒于此，考慮對中部區域的風帽進行適當節流、降低中部區域風帽的空氣流量，進而抑制中部區域的床溫，使床溫偏差得到改善。

3 改造方案

基于對該電廠1號爐的實際結構特點與運行情況分析，借鑒了鍋爐制造廠和同類型鍋爐的相關改造經驗［4，5］，提出來此次改造的具體方案。

3.1 單個風帽節流設計

為緩解鍋爐床溫呈現中間高兩側低的現象，降低床溫偏差，考慮通過調整局部風帽阻力來改善床溫偏差問題。即增加爐膛中部區域風帽的阻力，使爐膛中部區域在鍋爐運行時適當減少風量，達到降低中部爐膛床溫的目的［6］。

具體方案如下:

將爐膛中部區域風帽迎風面入口處點焊一小段Φ30/Φ36/Φ38的圓鋼，圓鋼長度為30 mm。改造時要求材料能方便、牢固地焊接在風帽芯管入口內壁上。具體節流方案如圖3所示。

圖3 風帽加裝節流圓鋼位置

焊接圓鋼后，根據圓形面積計算公式可知，Φ38的圓鋼會使風帽入口流通面積降低49.5%；Φ36的圓鋼會使風帽入口流通面積降低44.4%；Φ30的圓鋼會使風帽入口流通面積降低30.9%。

風帽阻力系數ξ的表示如下:

式中:Δp為水冷風室靜壓與風帽出口靜壓之差，Pa；ρ為熱空氣的密度，kg/m3；u為風帽指定截面上（緩變流）的平均流速，m/s；ξ為風帽阻力系數。

經計算，Φ38的圓鋼使整個風帽的阻力系數從增加31.6%，Φ36的圓鋼使整個風帽的阻力系數從增加23.2%，Φ30的圓鋼使整個風帽的阻力系數從增加10.1%。

3.2 節流圈在鍋爐床層的布置方案

鍋爐床層的風帽布置為17行、161列，總共2 737個風帽。此次改造方案主要是在床層的中心區域進行加裝圓鋼節流改造，具體布置圖如圖4所示。

（1）強化重節流（焊Φ38圓鋼）的區域:位于鍋爐床層正中心區域的30列/14行風帽、扣除1.5個返料口區域（19+11個），共計390個風帽。

（2）中節流（焊Φ36圓鋼）的區域:位于強化重節流（加裝Φ38圓鋼）中心區兩側的75列/ 14行風帽、扣除2.5個返料口區域（19×2+8個），共計1 004個風帽。

（3）輕節流（焊Φ30圓鋼）的區域:圍繞重/中節流的一個不規則區域，主要包括:a.左右兩側沿著中節流區域外推4列（16行）和再外推8列（11行）為輕節流區域；b.重/中節流區域向上1行（不包括4個返料口區域）為輕節流區域；c.重/中節流區域向下1-2行（中間61列為2行輕節流、兩邊20列為1行輕節流）。共計539個風帽。

（4）不節流區域共計804個，分布在兩側對稱的位置，以及后墻4個返料口位置。

（5）校核風帽數:四區風帽加起來是390+ 1 004+539+804=2 737個，符合總風帽數。

圖4 節流布置方案

該方案的主要考慮有［7～9］:

（1）最中間的強化重節流區（焊Φ38圓鋼），可使風帽的平均風量大幅下降，從而有效抑制中心區高溫。

（2）稍外側的中節流區（焊Φ36圓鋼），可使風帽的平均風量明顯下降，也可使該區床溫有所降低。

（3）兩邊的不節流區，可使風帽的平均風量顯著上升；從而有效提高兩側床溫。

（4）位于中節流區與不節流區之間的輕節流區（焊Φ30圓鋼），風帽平均流量會有小幅變化，為中節流與不節流區域之間的過渡區。

（5）在中心區4個返料口處留了一個倒三角區域，沒有采用節流措施，目的是提高該處的風速、應對該處較大的返料量、確保平穩運行。

（6）中心區（中間61列）上側（后墻附近）布置了1行輕節流區，而下側（前墻附近）布置了2行輕節流區；中心61列兩側往外推20列的上側（后墻附近）采用了1行輕節流區，而下側（前墻附近）采用了1行輕節流加1行不節流。之所以采用這種前墻節流稍輕、后墻節流稍重的設計，目的是調節前后墻溫差［10］。（因原運行圖中前墻溫度比后墻溫度低，特在此處作出調整）。

4 改造后的分析計算

節流改造方案的阻力特性與風量變化。

表2給出了改造前后風帽阻力特性及風量變化的匯總表。

根據質量守恒定律，改造前后相同工況下流過所有風帽的總風量保持不變。假設q為以前不加節流圈風帽的平均流量，Q為實施節流改造后，不加節流圈風帽的平均流量，R1是38 mm強化重節流區的計算流量差（即相同壓差下、38 mm強化重節流區同一風帽節流后流量d1與節流前流量d之比），R2是36 mm中節流區的計算流量差（即相同壓差下、36 mm中節流區同一風帽節流后流量d2與節流前流量d之比）、R3是30 mm輕節流區的計算流量差（即相同壓差下、輕節流區同一風帽的節流后流量d3與節流前流量d之比）。則有:

經過計算可知，各區風帽的計算流量差（即相同壓差下節流后流量與節流前流量之比）為:

（1）重節流區（Φ38圓鋼），風帽的計算流量差R1為87.17%；

（2）中節流區（Φ36圓鋼），風帽的計算流量差R2為90.09%；

（3）輕節流區（Φ30圓鋼），風帽的計算流量差R3為95.29%。

此時，式（2）中R1、R2、R3和q均已知，計算上式，可得Q及各區域流量變化。

最終，各區域流量變化系數為:

（1）不節流區風帽的平均風量上升約6.83%；有效提高兩側床溫；

（2）重節流區（Φ38圓鋼），風帽的平均風量下降約-6.83%，從而有效抑制中心區高溫；

（3）中節流區（Φ36圓鋼），風帽的平均風量下降約-3.76%，也可使該區床溫有所降低；

（4）輕節流區（Φ30圓鋼），風帽平均流量微增約1.79%，為重/中節流與不節流區域之間的過渡區。

表2 改造前后的風帽阻力特性及風量變化匯總表

另外，增加圓鋼節流部件后，總的布風板阻力系數也會有所增加。經計算可知，按本方案節流后，總布風板阻力系數相對于不節流空床而言會提高14.12%。而正常運行時，床料層的阻力在充分流化后近似不變，亦即床料層的阻力不隨著節流方案的采用而增加［11］。因此加節流后，總的床層阻力僅增加14.12%左右，相對較小。

以冷態試驗數據為例，當冷風量達到40×104Nm3/h的較大流量時，由于節流帶來的床層阻力增加約0.435 kPa。這個阻力增加相對較小、應該在風機壓頭裕量范圍內，因而筆者判斷機組穩定運行時，本節流方案對總床壓增加有限、理論上不會影響機組的安全穩定運行。

5 改造后的效果分析

為分析該廠1號鍋爐改造后的床溫偏差情況，從2014年11月16日到11月24日的1號鍋爐機組的DCS床溫數據中，調取不同負荷下床層各個局部區域的床溫數據進行分析，詳見表3。

圖5將表3中的5個工況下床溫偏差情況進行了展示。從圖中可以看出:改造后床溫偏差普遍明顯降低，床溫偏差也僅有8～31℃。可見改造效果比較顯著，基本將床溫偏差降低至50℃以內。

表3 改造后1號鍋爐機組典型工況下床溫偏差情況分析

圖5 改造后1號鍋爐機組典型工況下床溫偏差情況圖

6 結論

本文針對國產1 069 t/h大型循環流化床鍋爐，系統開展了運行數據分析、水冷風室靜壓的現場冷態試驗、床溫偏差的風帽改造方案設計、改造效果分析等一系列工作，結果表明:

（1）該型鍋爐的水冷風室內的靜壓分布總體比較均勻，靜壓分布偏差比較小，因此水冷風室靜壓分布偏差不是導致床溫偏差的主要原因。主要改造思路應從各區風帽群在相同進出口壓差下內的流動特性、床層燃燒情況、返料的均勻性等因素綜合考慮。

（2）對于這種大寬深比、狹長型爐膛，可以考慮對中部區域的風帽進行適當節流、降低中部區域風帽的空氣流量，進而抑制中部區域的床溫，使床溫偏差得到改善。

（3）改造前后的運行數據對比顯示:改造前1爐床溫偏差普遍比較大，均高于56.2℃，最高達到101.2℃，表明改造前床溫偏差情況比較嚴重。改造后床溫偏差普遍明顯降低，床溫偏差也僅有8～31℃。可見改造效果比較顯著，基本將床溫偏差降低至50℃以內。

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Cause Analysis and Reconstruction for the Temperature Deviation in 1 069 t/h Large-Scale Domestic CFB Boiler

Miao Junming1，Peng Shungang1，Xie Angjun2，He Shengjie2，Xu Gang2
（1.Shenhua Shendong Power Co.Ltd.，Xinjiang Midong Thermal Power Plant，Urumqi 830019，China；2.National Thermal Power Research Center，North China Electric Power University，Beijing 102206，China）

The bed temperature deviation between the middle and both sides of the furnace reaches 110℃in operation，which added the operation difficulties of a thermal power plant.Focusing on the above problem，some researches had been carried out，such as the analysis of operating data，the design of hood reconstruction program and the effectiveness analysis of hood reconstruction，etc.Finally the throttling reconstruction of hoods was carried out to reduce the air flow through the central region of the furnace，the temperature deviation has been significantly improved，which dropped below 50℃on the whole.

circulating fluidized bed boiler；the temperature deviation；static pressure distribution；hood

TK222

A DOI:10.3969/j.issn.1672-0792.2015.05.009

2015-04-02。

國家自然科學基金（51436006）。

苗俊明（1964-），男，經濟師，主要研究方向為電廠熱力系統優化、運營管理、經濟運營研究等。通信作者:徐剛，E-mail:xgncepu@163.com。