高堿煤在低負荷時的著火穩燃特性研究

孜克亞爾，李學飛，景雪暉

（1.國網新疆電力公司電力科學研究院，新疆烏魯木齊830000；2.國電哈密煤電開發有限公司，新疆哈密839000）

火電機組靈活性深度調峰的研究近兩年較為多見，但結合新疆地區的燃用高堿煤機組深度調峰的研究尚未見報道，安全高效燃用高堿煤的靈活性深度調峰研究顯得日益重要。對鍋爐來說，靈活性深度調峰的核心問題是低負荷運行時爐膛的穩燃是否可以得到保障。為研究低負荷時煤粉氣流著火和穩燃特性，本文以新疆某330 MW機組的運行數據為基礎，建立簡化的爐膛熱量平衡模型，對低負荷下風粉氣流的著火熱進行定量分析，提出爐膛輸入熱量必須大于各部分索取的熱量才能保證低負荷穩燃，該模型的計算方法具有較好的參考作用。

1 高堿煤的基本特點

新疆準東地區是我國煤炭資源富集的區域，準東地區的高堿煤是我國目前最大的整裝煤田，煤資源預測儲量多達3 900億噸，已探明煤炭資源儲量2 136億噸，具有儲量巨大、開采成本低、反應活性強、容易燃盡等特點。與我國其他已知動力用煤相比，由于高堿煤灰中Na2O、CaO的含量較高，由此導致鍋爐受熱面沾污、結渣嚴重，嚴重影響了高堿煤鍋爐的安全穩定運行[1]1169；最新研究表明，高堿煤在鍋爐低負荷下的結渣、沾污程度比高負荷運行時要輕，除了其灰中礦物質的特點以外，高堿煤還有以下特點：全水分高（比如南露天礦煤的全水分為30%左右）、灰分低（Aar＜8%）、中高發熱量（18～20 MJ/kg）、低硫（St，ar＜0.6%）、收到基含氧量高（Oar為10%左右）以及干燥無灰基揮發分Vdaf為35%以上，具有易著火、較易燃盡的特點[2]。

2 低負荷影響穩燃的主要因素

鍋爐運行在低負荷時，影響煤粉氣流穩定著火的自身因素有以下幾個方面：煤粉細度、磨出口溫度（一次風粉溫度）、煤粉濃度。

首先，煤粉顆粒大小對著火過程有著顯著的影響，對于任何一種煤，煤粉直徑大時，升溫速率慢，但是散熱也小；煤粉直徑小時，升溫速率快，但是散熱也大。升溫速率決定著火時間，散熱速率決定熄火時間。高堿煤由于其全水分高，干燥無灰基揮發分高，灰分少，其R90設定在25%左右即可滿足燃燒的要求[3]。鍋爐低負荷運行時，受限于中速磨煤機的最低通流風量（通常在設計值的70%），見圖1。加上電廠通常不允許兩臺磨運行，考慮到安全因素必須三臺磨運行，故每臺磨的給煤量進一步降低，造成磨的通風量大而給煤量低，此時的煤粉會隨給煤量的降低、通風量偏大而變粗，R90超過原設定值[4]，故需對煤粉細度進行調整，提高磨的加載力，適當降低磨的通風量，維持合理煤粉細度。

圖1 磨煤機的通風量和給煤量

其次，溫度對化學反應速度有很大影響，可用阿累尼烏斯定律表示，為使某一化學反應能夠進行，分子所需的最低能量稱為活化能，用E表示。活化能E是反應物質反應活性的一種特效，活化能可以理解為使分子能夠破壞反應分子化學鍵所必須消耗的能量，也就是發生反應所需要的能量，阿累尼烏斯定律說明了k隨著溫度變化的關系[5]：

式中：k0是頻率因子；E是活化能；R是通用氣體常數；T熱力學溫度，K。

溫度一定，活化能越大，活化分子數就越少，化學反應速度就越慢；活化能越小，化學反應速度就越快。在相同條件下，不同燃料的焦炭的燃燒反應，其活化能是不同的，高揮發分的煤活化能較小，表現出來的現象就是易燃；低揮發分的無煙煤活化能較大，所以較難著火。故，想要提高燃燒速度（化學反應速度），可以通過提高反應物的溫度。提高磨煤機出口溫度，能夠有效提高一次風粉的初始熱量，減少需要在爐膛的吸收的熱量，縮短著火時間。

再次，風粉濃度是影響煤粉著火最大因素之一[6]。一次風風粉濃度越低，散熱損失就越大，當散熱損失大于煤粉燃燒所釋放熱量的時候，煤粉則無法著火；反之，當煤粉濃度過高時，煤粉會由于氧量供應不足而推遲至與二次風混合后再著火燃燒，上述已經分析到，低負荷運行時，每臺磨的給煤量逐步降低，而磨的最低通風量又有所限制，低負荷時風粉濃度會降低。

3 煤粉氣流著火穩燃特性

風粉氣流噴射入爐膛后，受到回流煙氣和爐膛輻射的加熱，氣流中的水分快速蒸發，揮發分不斷析出并燃燒，達到焦炭顆粒最小著火溫度后，風粉氣流中的顆粒開始著火，也有研究認為揮發分的析出、燃燒是與焦炭顆粒受熱著火同時進行的，但不管如何，風粉氣流的著火需要爐膛提供最小的著火熱，否則著火不會發生；隨后焦炭顆粒充分燃燒釋放熱量，這些熱量絕大多數通過輻射形式傳遞給水冷壁，最終由煙氣攜帶部分余熱帶出爐膛，帶出的熱量多少體現在爐膛出口煙溫的大小上。

本文的著火熱研究屬于靜態熱平衡，是鍋爐在低負荷下煤粉氣流靜態著火需要的最小熱量，動態過程的著火時間和距離在本文不體現，即，必須達到風粉氣流最小的著火熱才能實現著火燃燒。

3.1 著火溫度

高堿煤的著火溫度研究無論是實驗室熱重還是理論計算[7-10]都顯示其著火溫度低，易著火的特性，這些研究結論中顯示其著火溫度低于400℃，介于360～390℃。

3.2 風粉氣流最小著火熱

本文參考郭朝令[11]提出的風粉氣流著火熱為

式中：Qi是著火熱，kW；Bb是燃煤量，kg/s；V1為一次風量，m3/kg，V1=r1αV0，r1是一次風份額%、α是過量空氣系數、V0是理論空氣量，m3/kg；C0是一次風比熱容，kJ/(kg·℃)；Cf是煤的干燥基比熱容，kJ/(kg·℃)；q4是固體不完全燃燒熱損失，%；t0是一次風粉初溫，℃；wm是煤粉的水分，%；Wy是煤的收到基水分，%；ti是煤粉的著火溫度，℃；Cw是水蒸氣比熱容，kJ/(kg·℃)；2 152是水的汽化潛熱，kJ/kg。

表1 低負荷下各工況的部分運行數據和計算結果

3.3 簡化爐膛熱量平衡模型

煤粉進入爐膛著火、燃燒，產生的熱量主要被以下幾個部分利用：水冷壁吸熱、頂棚過熱器和部分包墻過熱器吸熱（水平煙道的包墻過熱器不計）、分隔屏吸熱、后屏（半輻射半對流，計部分）、新的風粉氣流著火吸熱。然后，煙氣離開爐膛出口煙窗帶走余下的熱量。根據該思路，建立數學模型如下：

式中：Qw為水冷壁吸熱量，kW；Qab為頂棚過熱器和包墻過熱器吸熱量，kW；Qf為分隔屏吸熱量，kW；Qh為后屏吸熱量，kW；Qy為煙氣從爐膛出口煙窗帶走的熱量，kW；Qi為風粉氣流著火熱，kW；Qr為爐膛輸入熱kW。

即，爐膛的輸入熱量必須大于上述幾部分受熱面的索取熱量，由于頂棚和包墻過熱器、后屏過熱器從爐膛吸熱存在一定的折扣估算，故該模型并不是等式形式，嚴格上說，熱平衡還應有爐膛大渣的熱損失，由于在式（2）中考慮了固體不完全燃燒損失，故式（3）不再重復考慮。

該模型的計算方法：根據機組運行數據和汽水流程，水冷壁的吸熱量為給水流量乘以汽包出口與省煤器出口的焓差；分隔屏吸熱量為，工質壓力、二級減溫水入口溫度求出分隔屏出口焓，工質壓力、一級減溫水出口溫度求出分隔屏入口焓，然后以給水流量加一級減溫水流量再乘以上述焓差得出；頂棚和包墻過熱器的吸熱量、后屏的吸熱量也以類似計算即可得出，不同之處在與，該兩組受熱面需要扣去水平煙道包墻過熱器的吸熱和后屏的對流吸熱量，只計后屏的輻射吸熱量。煙氣帶走的熱量根據熱力計算的焓溫表[12]；根據高堿煤的元素分析值，計算煙氣焓，采集機組運行數據中的爐膛煙窗出口煙溫計算煙氣帶出爐膛的熱量；風粉氣流的著火熱由上一節的第2式技術；爐膛輸入熱為燃料量和原煤熱值的乘積。

根據該模型，可以求出深度調峰低負荷下，爐膛提供給風粉氣流的著火熱能否達到要求。

4 模型計算結果和分析

高堿煤的參數見文獻[1]1170，本文選擇的330 MW機組在低負荷下全燒該種高堿煤，機組的部分運行數據見表1，由于數據量較多，對低負荷下不同負荷段的運行數據進行平均后給出平均值列入表1，這些數據作為已知數據進行計算，涉及的中間計算過程比如壓力、溫度求焓值、空氣和水蒸氣在不同溫度下的比熱容計算等由于篇幅不全部羅列，結果見表1后面部分。

實際運行中，機組負荷從90.85 MW至140.6 MW均能正常運行，爐膛穩燃正常，機組運行正常，表1的計算結果也顯示式（2）和式（3）能定量的分析爐膛熱平衡和風粉氣流著火熱的大小，由于運行數據是平均的結果，一些數據存在高低大小不一，故計算結果顯示多余的熱量并不是隨負荷增大而增大，比如過熱器二級減溫器出口溫度，在工況1負荷低時卻低于工況3和4的溫度，這是機組運行過程中減溫水調節的問題，這些數據會影響最終的計算結果，故多余的熱量并不一定和負荷大小呈單調關系，但是可以說明爐膛穩燃和氣流著火的可以保證的，因此當滿足式（3）中爐膛輸入熱量務必大于其他部分索取熱量時，就可以保證低負荷下爐膛的穩燃性能。

5 結論

本文建立了簡化的爐膛熱量平衡模型，對低負荷下燃用高堿煤鍋爐的煤粉氣流著火熱進行了量化，并給出了不同低負荷下爐膛熱平衡的分配大小，認為只要爐膛輸入熱量大于其他部分的利用熱量之和，爐膛的穩燃就能得到保證，本文所建立的模型有一定的工程參考借鑒作用。