330 MW CFB鍋爐偏床運行問題原因分析及解決措施

田敬元， 張 翼， 張思海， 楊海瑞

(1．寧夏國華寧東發電有限公司，銀川 750408；2．清華大學 熱科學與動力工程教育部重點實驗室，北京 100084)

國內循環流化床(CFB)鍋爐不斷朝著大型化、高參數的趨勢發展。目前，300 MW等級的CFB鍋爐已經逐漸成為國內的主流機組，隨著國產600 MW超臨界CFB機組的成功示范，一批350～600 MW超臨界機組即將或正在設計中。

在CFB鍋爐大型化過程中有2種典型爐膛結構，即雙布風板“褲衩腿”型爐膛和大寬深比、單布風板結構。隨著燃燒室高度和截面積顯著增加以及結構的復雜化，氣固兩相流動不穩定性引發的問題愈發突出[1-2]。對于褲衩腿型鍋爐，“翻床”現象曾嚴重困擾鍋爐的正常運行。在150～300 MW單爐膛、單布風板CFB鍋爐中，普遍存在“床壓擺動”的翻床現象。隨著對這些問題的深入認識及運行優化控制，“翻床”及“床壓擺動”問題逐漸得到解決[3-8]。

隨著大型CFB鍋爐分離器個數增多、爐膛截面積擴大，CFB鍋爐結構越來越復雜，在鍋爐運行中經常出現新的氣固流動現象及問題，如在一臺單爐膛、單布風板330 MW CFB鍋爐上出現了偏床運行現象，即爐膛兩側料層壓降長時間相差2 kPa以上，嚴重時甚至高達4 kPa以上，而鍋爐仍然可以運行。該非均勻運行狀態不同于已有的褲衩腿內“翻床”現象，也不同于單爐膛內床壓交替變化的“床壓擺動”現象。這些問題嚴重時會影響爐膛內氣固流動和鍋爐整體效率，因此需要加以重視和解決。

筆者詳細介紹了某330 MW CFB鍋爐偏床運行現象，通過分析鍋爐負荷、溫度及燃燒性能的變化，揭示氣固流動偏床的機理及影響因素，并提出一系列運行控制手段，解決上述偏床問題。

1 330 MW CFB鍋爐偏床運行現象

1.1 鍋爐結構

寧夏國華寧東電廠2×330 MW亞臨界CFB鍋爐型號為DG1177/17.5-Ⅱ3，整體布置為單爐膛、單布風板、一次中間再熱、汽冷式旋風分離器和尾部雙煙道結構。鍋爐共布置10個給煤口，全部布置于爐前，在前墻水冷壁下部收縮段沿寬度方向均勻布置。4個排渣口布置在爐膛后水冷壁下部，分別對應6臺滾筒冷渣器。爐膛底部是由水冷壁管彎制圍成的水冷風室，水冷風室兩側布置有一次熱風道，進風型式為從風室兩側進風。爐膛與尾部豎井之間布置3臺汽冷式旋風分離器，其下部各布置一臺“J”閥回料器，回料器采用一分為二的設計結構。該鍋爐主要設計參數[9]見表1。

1.2 偏床運行工況

2014年3月，1號機組檢修，2號機組首先出現了偏床運行現象。2016年6月，1號機組也出現了偏床運行現象。其中2號機組偏床運行現象更明顯，下面以2號機組偏床運行工況為例進行研究，表2給出了2號機組在偏床運行現象發生時入爐煤的煤質分析。

表1 鍋爐主要熱力參數Tab.1 Main thermal parameters of the boiler

表2 2號機組入爐煤的煤質分析Tab.2 Analysis of the coal for boiler 2

鍋爐A側布置A分離器，B側布置B、C 2個分離器。偏床運行現象發生時，A側床壓逐漸升高并趨于穩定，B側床壓逐漸降低并趨于穩定，圖1給出偏床運行現象發生時A、B兩側床壓波動的曲線。由圖1可以看出，A側床壓在24 h內始終高于B側床壓，直至采取措施后A、B兩側床壓逐漸接近。表3給出了嚴重偏床與輕微偏床典型工況的參數對比。由表3可知，嚴重偏床時A側床壓比B側床壓偏高4 kPa左右，輕微偏床時A側床壓比B側床壓偏高2 kPa左右；A、B兩側風室壓力相差較小；偏床運行現象發生時，兩側床溫偏差均增大，嚴重偏床前A、B兩側床溫偏差約1 K，嚴重偏床時A、B兩側床溫偏差達到74 K，輕微偏床時也發生了A、B兩側床溫偏差增大的情況。由床壓和床溫可以明顯看出爐膛A、B兩側運行的嚴重不均勻性。

圖1 偏床運行現象發生時24 h內床壓波動情況Fig.1 Bed pressure fluctuation 24 h after occurrence of non-uniform gas-solid flows表3 偏床運行工況與正常運行工況的參數對比Tab.3 Parameters comparison between non-uniform and normal condition

參數嚴重偏床輕微偏床前后前后負荷/MW246232324330A側床壓/kPa8.4811.766.728.17B側床壓/kPa8.217.876.446.04A側風室壓力/kPa12.9913.1411.4512.38B側風室壓力/kPa13.1013.0611.5212.44A側床溫/℃872834919899B側床溫/℃871908911906

通過觀察底渣粗細和馬爾文分析循環灰粒徑，也可以明顯看出爐膛兩側的不均勻性?？拷麬側的1號、2號冷渣器排渣粒度較細，靠近B側的4號、5號和6號冷渣器排渣粒度較粗，嚴重偏床時兩側冷渣器的底渣粗細差別非常明顯。A、B、C 3個分離器返料灰粒徑分布如圖2所示。由圖2可知，A分離器循環灰粒徑明顯大于B、C分離器循環灰粒徑。

圖2 循環灰粒徑分布Fig.2 Particle size distribution in circulating ash

在鍋爐偏床運行現象發生時，風室風溫嚴重低于設計風溫297 ℃，風室平均風溫只有150 ℃。同時，A、B兩側風室風溫偏差較大，A側一次風溫為202 ℃，B側一次風溫為98 ℃，這是由于兩側空氣在空氣預熱器內受熱不均造成的。輕微偏床時對鍋爐燃燒系統和汽水系統的影響并不明顯，可以正常帶負荷和升降負荷。但是嚴重偏床時，由于循環灰濃度偏低且兩側料層厚度偏差較大，對燃燒工況和汽水工況的影響較大，主要表現為局部床溫和屏式過熱器壁溫超溫，需要降負荷并采取一系列調整措施。

2 偏床運行現象原因分析

2.1 一次風溫偏低的影響

鍋爐設計一次風溫為297 ℃(即T1= 570 K)，對應一次風體積流量qV,01=38×104m3/h，布風板熱態阻力Δp1=5 053 Pa，而鍋爐實際運行時一次風平均風溫為150 ℃(即T2=423 K)。由理想氣體狀態方程可知溫度與體積成正比，即在相同截面積下，溫度與氣體流速成正比。布風板阻力特性如下：

(1)

式中：Δp為布風板阻力，Pa；ξ為布風板阻力系數；v為氣體流速，m/s。

由式(1)可知，熱態條件下布風板阻力與溫度的平方成正比，因此可以得到實際運行時布風板阻力為

(2)

式中：Δp1為布風板設計阻力，Pa；Δp2為布風板實際阻力，Pa。

計算得到布風板實際阻力Δp2=2 783 Pa，根據流量計可知實際運行時一次風體積流量qV,02=37×104m3/h。與設計工況相比，實際運行時一次風體積流量及布風板阻力均偏小。在較低一次風溫運行情況下，布風板阻力遠小于設計工況，較低的布風板阻力不利于一次風的均勻布風，尤其是對于330 MW大寬深比、單布風板結構，一次風布風均勻性更難以保證。因此，在該工況下一次風布風均勻性存在嚴重隱患，進而導致爐膛內流化情況惡化及出現不均勻分布情況。同時一次風體積流量偏小，也使得爐膛內存在流化不充分的隱患。

2.2 A、B側一次風溫偏差的影響

假設水冷風室按幾何中心線分成A、B 2個風室，該鍋爐一次風由兩側分別給入。兩側的一次風送風管在進入空氣預熱器前就分為2路，由于空氣預熱器設計問題，2路一次風在空氣預熱器內受熱不均，造成兩側送風溫度偏差較大。嚴重情況下A側一次風溫為202 ℃(即TA=475 K)，B側一次風溫為98 ℃(即TB=371 K)。假設布風板阻力均勻，由于B側一次風溫偏低，按照理想氣體估算，將B側一次風溫折算到A側一次風溫時，B側一次風體積流量為

(3)

式中：qV,A和qV,B分別為A側和B側一次風體積流量，m3/h。

在風溫偏差最嚴重情況下，相同溫度時B側一次風體積流量是A側一次風體積流量的1.28倍，進入爐膛后在相同爐溫下B側氣體流量大于A側，B側氣體流速大，因此B側流化質量高于A側。

根據楊石[10]的研究，非均勻布風密相區固含率橫向分布如圖3所示，其中d/D為無量綱橫向距離；ε為空隙率；Ug為一次風速，m/s；Gs為循環流率，kg/(m2·s)。在單布風板、非均勻布風情況下，爐膛內風量大的一側會把部分床料吹向風量小的一側，在風量小的一側密相區會形成物料的堆積，從而造成一側床壓遠高于另一側床壓。當風量小的一側密相區堆積床料達到一定厚度時，堆積的部分床料會流向風量大的一側，形成密相區內部兩側物料的內循環，從而形成一個穩定的偏床運行工況。

圖3 非均勻布風密相區固含率橫向分布[10]Fig.3 Lateral solid concentration distribution in dense bed with non-uniform air distribution[10]

在該330 MW CFB鍋爐實際運行期間，A、B側風室風溫一直存在較大偏差，根據以上分析，A、B側一次風體積流量進入爐膛后會有明顯的差異。B側一次風體積流量遠大于A側一次風體積流量，因此B側部分物料會被吹向A側，造成A側床壓升高，B側床壓降低，形成一個穩定的壓力差，并在這種偏差條件下可以較為穩定地運行。同時，A、B側燃料濃度差異造成燃燒傳熱分布不均勻，B側大顆粒較多，而A側多為B側吹過來的較細小的顆粒，因此兩側床溫差異也明顯增大。由于B側吹向A側的物料粒徑比底渣平均粒徑小，比循環灰平均粒徑大，因此出現A側排渣粒徑比B側小，而A側循環灰粒徑比B側大的情況。

A、B側一次風溫偏差對鍋爐偏床運行現象具有重要影響，兩側一次風溫的偏差是產生偏床運行現象的主要原因之一。

2.3 分離器性能的影響

2號鍋爐飛灰中位粒徑為26.51 μm，1號鍋爐飛灰中位粒徑為20.74 μm，2號鍋爐分離器效率低于1號鍋爐。CFB鍋爐內流態是由上部稀相區細顆粒的快速流態化與底部密相區粗顆粒的鼓泡流態化組成的復合流態[11]，根據有效床料[12]的概念，在燃用相同的煤質和相同排渣量時，2號鍋爐的有效床存量相對更少。在相同的風量和布風板阻力條件下，由于有效床存量相對偏少，2號鍋爐的物料流化均勻性和穩定性相對較差，因此2號鍋爐偏床運行問題比1號鍋爐嚴重。較高的分離器效率有利于提高有效床存量[12-13]，并形成穩定的流動，但是在該鍋爐中，分離器效率對有效床存量影響較小，偏床運行現象更多是由于布風不均引起的。

2.4 煤質對流化情況的影響

煤種的成灰特性對CFB鍋爐設計運行有重要影響[14]，由表2可知，入爐煤中灰分質量分數低，且爆裂特性好，進入爐膛燃燒爆裂后很容易變成細灰，同時分離器效率較低，造成細灰難以被分離器捕集，使得爐膛內有效床料量減少。

由于入爐煤中灰分質量分數低，在沒有外加床料的條件下，床層相對較薄，床面的均勻性和穩定性較差。當B側一次風體積流量較大時，B側物料逐漸被吹到A側，A側床壓升高，進而使得A側一次風體積流量進一步減小，慢慢過渡到一種偏床的不平衡態，表現為A側物料濃度高、床層厚、一次風體積流量小、細床料較多，B側物料濃度低、床層薄、一次風體積流量大、粗床料較多。固體顆粒質量濃度沿爐膛高度的分布見圖4。由圖4可知，A側床密相區顆粒質量濃度明顯高于B側床，而過渡區和稀相區兩側床層相差不大，形成一種典型的偏床運行現象。如果偏床情況嚴重時，長期運行可能會出現結焦。

圖4 固體顆粒質量濃度沿爐膛高度的分布Fig.4 Solid concentration distribution along height direction of furnace

3 嚴重偏床運行工況的處理及預防措施

3.1 偏床運行工況的處理措施

現場運行中采取了如下一系列處理措施，有效控制了偏床運行對鍋爐熱效率和安全運行的影響：

(1)首先采取降負荷措施，以兩側床壓偏差變化趨勢和床溫偏差變化趨勢不擴大為原則，避免長時間高負荷運行。此措施主要是為了防止長時間偏床運行造成床內一側溫度過高，降低負荷可以適當降低床溫，避免結焦。該鍋爐在嚴重偏床運行現象發生期間，負荷由300 MW降低至230 MW。

(2)保持較高的一次風體積流量，原則同上，增大一次風體積流量從而提高物料流化的均勻性。該鍋爐在偏床運行現象發生期間，一次風體積流量從36×104m3/h增大到42×104m3/h。

(3)提高床壓，利用床料倉向爐膛內添加合適粒徑的床料，快速補充循環灰，改善爐內物料分布。該鍋爐在入爐煤中摻混了石灰石籽料。

(4)各給煤機給煤量適當偏置，以控制床溫和氧量為原則，床壓偏高的一側適當減少給煤量。

(5)在偏床運行現象發生期間，必須保證冷渣器下排渣正常，必要時需要組織人力疏通，同時定期檢查是否有焦塊排出。

在發現該鍋爐產生偏床運行現象后，通過采取以上措施，使得爐膛內物料分布逐漸均勻，解決了偏床運行的問題。

3.2 偏床運行工況的預防措施

為了避免類似問題發生在其他300 MW 等級 CFB鍋爐上，結合上文偏床運行問題產生的機理和實際鍋爐調整措施，給出如下可行的預防措施：

(1)徹底解決A、B側一次風溫偏差問題，并解決一次風溫整體偏低的問題，對空氣預熱器進行檢修，保證兩側一次風溫偏差較小，同時保證一次風平均溫度達到或接近設計工況要求。

(2)避免長期的低一次風體積流量運行，尤其是大寬深比、單布風板結構，適當增加一次風體積流量，同時優化布風板阻力，保證一次風分布的均勻性。

(3)嚴格控制煤質指標，調整配煤方式，提高入爐煤灰分質量分數，同時也要控制灰分質量分數不宜過高，并對燃料爆裂特性和磨耗特性提前了解和掌握。

4 結 論

詳細介紹了寧夏國華寧東電廠330 MW CFB鍋爐出現的偏床運行現象，揭示了其產生的機理和影響因素。同時，針對300 MW等級CFB鍋爐潛在的偏床運行問題給出了現場處理措施和預防措施，通過合理的處理手段，可以解決該鍋爐存在的偏床運行問題。所提出的處理措施和預防措施對解決大寬深比、單布風板結構CFB鍋爐偏床運行問題以及保障鍋爐安全穩定運行具有非常重要的工程指導意義。