660MW超超臨界機組再熱汽溫620℃非均衡調(diào)整的實踐與應用

徐陽陽，蔡 勇，馮仁海

（華電國際電力股份有限公司 十里泉發(fā)電廠，山東 棗莊 277103）

0 引言

目前，通過提高常規(guī)發(fā)電機組的蒸汽參數(shù)來提高效率是國際上燃煤發(fā)電技術的發(fā)展趨勢之一。另外，超超臨界機組的蒸汽參數(shù)愈高，熱效率也隨之提高[1]。華電國際十里泉發(fā)電廠于2017年投產(chǎn)的兩臺660MW超超臨界機組，平均供電煤耗低至280g/kWh，該機組采用再熱汽溫620℃的設計，可進一步提高機組效率，降低煤耗，減少SO2、NOX、CO2排放量。

據(jù)了解，從國內(nèi)已有的再熱汽溫設計為620℃的超（超）臨界機組投入運行情況來看，少有機組能夠長期達標。主要原因在于：大多數(shù)機組高溫再熱器管壁材料的使用極限溫度與620℃相差較小。當汽溫升至620℃時，管壁溫度已接近極限溫度甚至超溫。因此，在運行調(diào)整等方面要進行深入的探索，從而完善再熱汽溫620℃技術。

為完成再熱620℃攻關目標，力保機組投產(chǎn)、運行后，能夠長期安全、高效保持該目標值下運行，十電成立由廠領導親自掛帥的“620”攻關組織機構(gòu)，全面領導、部署2×660MW機組再熱汽溫620℃實施工作。在充分做好前期各項功課的基礎上，為了在運行過程中有效減少熱偏差，降低因壁溫超限對提高再熱汽溫的制約影響，十電大膽嘗試，提出“非均衡”調(diào)整理念，即：

鍋爐受熱面在運行中，勢必會存在一定的溫度偏差（或水力偏差），根據(jù)所有管壁溫度的區(qū)域分布，通過調(diào)整煙氣溫度與流量，人為制造偏差，使之與管壁溫度偏差形成互補，減少壁溫偏差，保證再熱汽溫在620℃工況下運行，且壁溫不超溫（小于644℃）[2]。

1 關于非均衡調(diào)整手段的探索與分析

并列管組中各管，由于各管子的結(jié)構(gòu)尺寸、內(nèi)部阻力系數(shù)和熱負荷各不相同，因而每根管子中蒸汽的焓增△i也就不同，這種現(xiàn)象叫做熱偏差。

對鍋爐安全運行威脅最大的是那些焓增最大的管子，這些管子稱為偏差管。偏差管中工質(zhì)的焓增△ip與整個管組中工質(zhì)的平均焓增△ipj之比稱為熱偏差系數(shù)φ[3]：

工質(zhì)的焓增由管子外壁所受熱負荷q、受熱面積A和管內(nèi)工質(zhì)流量G決定，則管組平均焓增與偏差管焓增分別為：

則熱偏差系數(shù)為：

式（4）中，ηq=qp/qpj——吸 熱 不 均 勻 系 數(shù)；ηA=Ap/Apj——結(jié)構(gòu)不均勻系數(shù)；ηG=Gp/Gpj——流量不均勻系數(shù)。

由此可見，熱偏差來源于3個方面：熱力不均勻、水力不均勻和結(jié)構(gòu)不均勻[4]。為了更好地將“非均衡”調(diào)整理念應用到實際運行情況中，本課題從受熱面結(jié)構(gòu)布置、爐膛燃燒系統(tǒng)、風煙系統(tǒng)等方面深度剖析，探索影響再熱汽溫與再熱器壁溫的因素。

1.1 受熱面布置與傳熱形式的分析

十里泉發(fā)電廠#8、#9鍋爐過熱器受熱面主要包括：低溫過熱器、頂棚屏式過熱器、高溫過熱器等，其中頂棚屏式過熱器主要以輻射換熱為主，布置在遠離火焰中心的爐膛上部；高溫過熱器靠近水平煙道，布置在頂棚過熱器與高溫再熱器之間，傳熱形式有輻射換熱和對流換熱。再熱器系統(tǒng)分為兩級布置：低溫再熱器位于后豎井煙道前煙道內(nèi)，換熱形式為對流換熱，而高溫再熱器則位于高溫過熱器的后部，以對流換熱為主[5]。

根據(jù)這種布置形式與各受熱面的換熱形式，可以發(fā)現(xiàn)煙氣要先與高溫過熱器換熱之后再與高溫再熱器對流換熱，通過調(diào)整過熱器的蒸汽參數(shù)，必將影響到其后的高溫再熱器的換熱情況。

此外，低溫再熱器受熱面積占比增加，高溫再熱器面積占比減少。在鍋爐運行中，低溫再熱器受熱面增加，可提高其焓增，使其尾部煙氣擋板調(diào)溫的靈敏度大大增強。通過調(diào)整尾部煙氣擋板，可以降低高溫再熱蒸汽溫度的偏差，為“非均衡”調(diào)整的應用提供重要調(diào)整手段。

1.2 再熱器集箱結(jié)構(gòu)及進汽方式的分析

十里泉發(fā)電廠660MW機組鍋爐再熱器采用集箱兩端進汽，減少沿集箱長度方向的流量偏差，防止流量偏差的增加惡化再熱器換熱效果，減小了熱偏差中的流量不均勻系數(shù)。改進再熱器集箱結(jié)構(gòu)及進汽方式優(yōu)化前后對比如圖1、圖2所示。

1.3 探索影響爐膛燃燒情況的因素

爐膛燃燒情況是影響汽溫與壁溫的根本原因，如何從根本入手，解決熱偏差與壁溫超限的問題，減小吸熱不均勻系數(shù)，降低熱力偏差，是實現(xiàn)再熱汽溫620℃安全穩(wěn)定運行的關鍵。

十里泉發(fā)電廠660MW超超臨界機組采用旋流對沖燃燒方式，搭配直吹式制粉系統(tǒng)。因此，制粉系統(tǒng)的縮孔開度、磨煤機的運行方式以及風煙系統(tǒng)的調(diào)整，將直接影響到爐膛燃燒情況。

通過多次精細化調(diào)整燃燒器內(nèi)外二次風擋板和主燃區(qū)上部的燃盡風擋板門開度，細化配風系統(tǒng)及一次風冷熱態(tài)調(diào)平試驗，發(fā)現(xiàn)二次風對于燃燒情況的影響非常明顯。通過調(diào)整二次風擋板和燃盡風擋板，可以實現(xiàn)控制爐膛火焰中心的位置和煙氣流量偏差，進而人為的制造煙氣溫度的偏差來彌補汽溫的偏差（即所謂耦合或互補）。實現(xiàn)與再熱汽溫的相互耦合，均勻爐膛截面熱負荷，建立滿足機組實際需要的、新的耦合工況。為掌握改變后的影響結(jié)果，需要逐次對每屏再熱器壁溫最高值進行統(tǒng)計、整理，繪制出整個再熱器系統(tǒng)壁溫變化曲線圖進行比較，正確分析掌握影響變化關系，直至爐膛煙溫分布與汽溫需求相匹配，實現(xiàn)受熱面壁溫的均勻分布。

圖1 優(yōu)化前的集箱結(jié)構(gòu)及進汽方式Fig.1 Header structure and steam inlet mode before optimization

圖2 優(yōu)化后的集箱結(jié)構(gòu)及進汽方式Fig.2 Optimized header structure and steam inlet mode

圖3 調(diào)整前高溫再熱器壁溫變化趨勢圖Fig.3 Variation Trend of high temperature reheater wall temperature before adjustment

圖4 調(diào)整后高溫再熱器壁溫變化趨勢圖Fig.4 Variation Trend of high temperature reheater wall temperature after adjustment

為配合上述調(diào)整過程中取得最佳效果，同時嚴格標定磨煤機入口風量，優(yōu)化磨煤機液壓加載力與磨煤機給煤量的關系，合理調(diào)整制粉系統(tǒng)縮孔開度，深度調(diào)整磨煤機的煤粉細度，使磨煤機煤粉細度在設計范圍內(nèi)。對各層前后墻的二次風擋板開度進行差異化調(diào)整，達到優(yōu)化不同區(qū)域燃燒，滿足汽溫、壁溫的實際需求，固化調(diào)整后的配風模式。調(diào)整前后高溫再熱器壁溫變化趨勢圖如圖3、圖4所示。

1.4 增加貼壁風與壁溫測點

為可靠防止主燃燒區(qū)的水冷壁高溫腐蝕，在充分吸取同類型機組高溫腐蝕教訓的基礎上，優(yōu)化設計方案，在兩側(cè)墻增加貼壁風，運行效果明顯。

首次為高溫再熱器單管全部安裝壁溫測點（共960點），便于實際運行中操作人員全方位地跟蹤、分析機組再熱器壁溫的變化趨勢，及時采取調(diào)整措施。

2 “非均衡”調(diào)整理論的實踐與應用

機組投產(chǎn)后，結(jié)構(gòu)不均勻系數(shù)ηA無法再作調(diào)整，而運行過程中必然會存在水力偏差ηG（或溫度偏差）。這就需要通過多種調(diào)整手段，人為制造煙氣偏差（即吸熱不均勻系數(shù)ηq）以達到和水力偏差耦合互補，從而減小熱偏差系數(shù)φ。

在充分分析與探索影響再熱汽溫與再熱器壁溫的因素后，并通過多次實際操作逐漸摸索，總結(jié)出多種有效的調(diào)整手段，“非均衡”調(diào)整理論的實際應用得以實現(xiàn)。

2.1 給水、煤水比的宏觀調(diào)整

通過調(diào)整給水、煤水比，可以在宏觀上調(diào)控整個系統(tǒng)的汽溫水平。增加給水時，過熱器的蒸汽溫度會慢慢下降，經(jīng)過后的煙氣溫度由于換熱量增加而降低，在通過高溫再熱器時，換熱效果明顯減弱，從而達到控制再熱汽溫超溫與再熱器壁溫超限的情況。提高煤水比則對提高整體汽溫有著明顯效果，煤量增加后，燃燒效果也會增強，換熱量大大增加，從而提高再熱蒸汽溫度。在調(diào)整給水量與煤水比的過程中，要注意的是：由于給水量與煤水比的調(diào)整有一定的反應延遲，所以要根據(jù)各項參數(shù)提前預判，超前進行調(diào)整。

通過調(diào)整給水量和煤水比，還可有效減輕啟停制粉系統(tǒng)時對汽溫和壁溫的影響，減少減溫水的使用量，降低了管道內(nèi)壁氧化皮形成的概率。特別是在停運一套制粉系統(tǒng)的過程中，由于直吹式制粉系統(tǒng)的特點，在給煤機停運之后，磨煤機停運之前，磨煤機殘存的煤粉仍然送入爐膛燃燒，而這部分煤量不計入總?cè)剂狭浚瑒荼貢斐擅核仁д{(diào)，汽溫與壁溫突升。針對這一情況，要嚴格監(jiān)視水冷壁出口溫度、過熱度與壁溫，提前增加給水偏置和降低過熱度偏置，使煤量、水量重新配比至合適范圍，降低經(jīng)過高溫再熱器的煙氣溫度，在磨煤機停運后，根據(jù)實際汽溫情況收回給水偏置和過熱度偏置，微調(diào)至穩(wěn)定狀態(tài)。

在減少給水量和增加煤水比時，要注意各處壁溫的變化，避免因提高再熱汽溫而造成水冷壁壁溫和過熱器壁溫超溫；在增加給水量和降低煤水比時，要注意過熱度變化，保持合適的且較為穩(wěn)定的過熱度，不可一味地增加給水量，造成過熱度過低，過熱器發(fā)生見水現(xiàn)象。

2.2 燃盡風的“非均衡”調(diào)整

在傳統(tǒng)的對沖爐燃盡風調(diào)風器設計中，通常采用旋流＋直流的結(jié)構(gòu)，而該機組采用的新型水平擺動直流燃盡風，一方面燃盡風的直流風穿透力強，可以達到預期區(qū)域；另一方面是燃盡風的直流風采用了“擺動”的結(jié)構(gòu)，爐膛寬度方向氧量調(diào)節(jié)手段多樣，覆蓋燃盡區(qū)域面積廣泛，可以達到高效燃燒和控制低NOX的目的。

利用兩層燃盡風的擾動混合作用和最上層燃盡風可水平擺動功能，可實現(xiàn)對煙氣側(cè)熱偏差的有效調(diào)整，減少煙氣流動產(chǎn)生的流動偏差及煙溫偏差。即：

當A側(cè)再熱汽溫或壁溫偏高、B側(cè)再熱汽溫與壁溫不足時，通過開大B側(cè)燃盡風擋板開度和關小A側(cè)燃盡風擋板開度，使B側(cè)燃燒區(qū)上移，增加B側(cè)的煙氣流量，減小A側(cè)的煙氣流量，從而達到削弱A側(cè)換熱，增強B側(cè)換熱的效果，彌補B側(cè)再熱汽溫的不足。當B側(cè)再熱汽溫或壁溫偏高、A側(cè)再熱汽溫與壁溫不足時，調(diào)整相反。

若兩側(cè)汽溫及壁溫都高或者都偏低時，也可通過同時關小或開大燃盡風擋板開度，調(diào)整火焰中心下移或者上移，以滿足調(diào)整需要。調(diào)整燃盡風擋板時，要注意監(jiān)視總風量、氧量與NOX含量，使之在正常范圍內(nèi)運行。

2.3 “非均衡”調(diào)整二次風擋板與煙氣擋板

在設計優(yōu)化過程中，十電提高低溫再熱器受熱面占比，增強了尾部煙氣擋板調(diào)溫的靈敏度，在低溫再熱器出口與高溫再熱器進口之間設置一次左右交叉，增加混合，減少溫度偏差如圖5所示。

當B側(cè)再熱汽溫高與同側(cè)高溫再熱器壁溫高時，通過減小A側(cè)再熱器煙氣擋板開度和增加過熱器煙氣擋板開度的方法，減少A側(cè)低溫再熱器的換熱量，降低A側(cè)低溫再熱器出口汽溫（即B側(cè)高溫再熱器入口汽溫），控制B側(cè)高溫再熱器溫升來降低高溫再熱蒸汽溫度的偏差；當A側(cè)再熱汽溫高與同側(cè)高溫再熱器壁溫高時，調(diào)整相反。

在實際運行中，往往會出現(xiàn)再熱汽溫低而同側(cè)高溫再熱器壁溫卻很高的極端現(xiàn)象。針對這一情況，通過差異化調(diào)整二次風擋板與煙氣擋板，來回開關擋板開度，加強對風力場的擾動，建立新的熱力場，制造合適的煙氣偏差，直至實現(xiàn)汽溫、壁溫與煙氣溫度分布的耦合互補，確保再熱汽溫、壁溫綜合調(diào)控目標的實現(xiàn)。

為了尾部煙氣量排煙順暢，對于尾部煙氣擋板的調(diào)整規(guī)定：過熱器煙氣擋板與再熱器煙氣擋板開度相加不可低于120%。對于二次風擋板的調(diào)整不僅要注意風煤比，還要加強送風機、氧量和NOX含量的監(jiān)視，防止因調(diào)整汽溫而出現(xiàn)其他問題。

圖5 低溫再熱器出口與高溫再熱器進口之間交叉匯合Fig.5 Intersection between outlet of low temperature reheater and inlet of high temperature reheater

圖6 該機組在640MW～660MW升負荷時，高溫再熱器出口汽溫、壁溫最大值變化趨勢圖Fig.6 Variation Trend of maximum steam temperature and wall temperature at the outlet of high temperature reheater of the unit at 640 MW～660 MW load increase

圖7 該機組在490MW～460MW降負荷時，高溫再熱器出口汽溫、壁溫最大值變化趨勢圖Fig.7 Variation Trend of maximum value of steam temperature and wall temperature at outlet of high temperature reheater during load reduction of 490mw～460mw unit

2.4 優(yōu)化磨煤機運行方式

在一次風調(diào)平的基礎上，通過調(diào)整磨煤機縮孔開度，來改變鍋爐爐膛燃燒劇烈區(qū)域附近的煤粉量。在運行方式調(diào)整上，力求保持前后墻燃燒器的對吹燃燒方式，避免出現(xiàn)嚴重的“L”型分布模式，防止增大煙溫偏差，而引起局部受熱面壁溫超溫，限制再熱汽溫的提高。

優(yōu)化磨煤機出力分配，保持最佳爐膛燃燒工況。結(jié)合高、低再熱器受熱面在爐膛中的布置位置和主要的換熱方式，為確保煤粉穩(wěn)定燃燒和鍋爐安全運行，優(yōu)化磨煤機出力偏差。通過“非均衡”調(diào)整各層磨煤機分離器轉(zhuǎn)速，如適當增加A、F層磨煤機（底層）出力，適當減少C、D層磨煤機（上層）出力，降低煤粉細度等有效運行調(diào)整措施，達到優(yōu)化鍋爐煤粉燃燒，降低爐膛出口煙溫和控制尾部煙溫偏差的目的。

2.5 再熱器減溫水的輔助調(diào)整

低溫再熱器至高溫再熱器管段上設有微調(diào)噴水，兩側(cè)減溫管路分別用單獨的調(diào)節(jié)閥調(diào)節(jié)左右兩側(cè)管路上的噴水量，可直接有效消除左右側(cè)汽溫偏差。但再熱器減溫水的大量使用會增加管道內(nèi)壁氧化皮的形成，再熱器減溫水一般作為事故減溫水，輔助調(diào)整汽溫與壁溫。

圖8 該機組再熱汽溫為620℃工況下，每屏壁溫最大值變化趨勢圖Fig.8 Variation trend of maximum wall temperature of each panel under the condition of reheated steam temperature of 620 ℃

3 實施效果與推廣前景

3.1 “非均衡”調(diào)整應用的成效

通過再熱汽溫620℃“非均衡”調(diào)整的研究與創(chuàng)新性應用，保證了該機組實現(xiàn)再熱汽溫620℃，同時保證再熱器管壁的安全運行。

在2017年至2020年期間，機組可以在50%～100%負荷段，再熱汽溫小時均值均能保持在618℃以上，同時保證再熱器管壁溫度不超溫如圖6～圖8所示。

3.2 經(jīng)濟效益

由于成功采用了620℃再熱汽溫技術，相比于600℃技術的機組，再熱汽溫升高20℃，影響發(fā)電標準煤耗降低約1.6g/kWh。按照單臺機組年發(fā)電量400000萬kWh，十電兩臺機組每年節(jié)約標準煤［1.6g/kWh×(400000×10000 kWh）×2］/1000/1000=12800 t，標 煤 單 價 按 照900元/噸計算，十電兩臺660 MW機組每年可節(jié)省燃料費用12800×900=1152萬元。

3.3 社會和環(huán)境效益

通過以上運行調(diào)整手段的應用與實踐，大大減少熱偏差及管壁超溫現(xiàn)象，實現(xiàn)了再熱汽溫620℃的長期運行，提高機組效率，降低煤耗。按照每燃燒一噸標準煤產(chǎn)生CO2620kg、SO28.5kg、NOX7.4kg的標準，可實現(xiàn)減少SO2排放108.8t、NOX排放94.7t、CO2排放約33536t，具有良好的社會和環(huán)境效益。

3.4 推廣應用前景

該研究中采用了大量的非均衡調(diào)整手段來控制再熱器的屏間熱偏差，這些方法可以廣泛推廣至國內(nèi)類似超臨界機組甚至亞臨界機組。該調(diào)整手段的實踐，大大降低了受熱面熱偏差，可以有效避免鍋爐管壁超溫爆管現(xiàn)象，減少受熱面氧化皮的產(chǎn)生與脫落，對保證鍋爐安全經(jīng)濟運行有不可忽視的作用，在鍋爐運行調(diào)整方面具有廣泛的推廣應用價值。

4 結(jié)束語

通過對非均衡調(diào)整理念的深入研究，使之切實應用與實踐，實現(xiàn)了機組再熱汽溫620℃工況下長期安全穩(wěn)定運行，為同類型機組建設和優(yōu)化起到了較好的示范作用。