電站鍋爐中速磨煤機非穩態熱平衡分析

陳 拓， 沈躍良， 李德波， 周杰聯， 成明濤， 鐘 俊， 馮永新， 廖宏楷

(南方電網電力科技股份有限公司， 廣州 510080)

在電站燃煤鍋爐的運行中，原煤斗堵煤時有發生，導致處于穩定運行的磨煤機給煤突然中斷，造成磨煤機內部溫度急劇上升引起爆燃，對電廠的安全經濟運行造成重大影響[1-2]。斷煤的發生打破了處于穩定運行狀態的磨煤機的熱平衡狀態，由近似穩態過程變為非穩態過程[3]。給煤量減少、原煤吸熱量減少，而由熱一次風帶入系統的熱量來不及減少，導致磨煤機內煤粉溫度快速上升。磨煤機出口溫度測點由于裝有防磨套管，對溫度的變化響應一般會有延遲[4]，不能及時反映磨煤機內部溫度的升高。因此，有必要對斷煤發生后磨煤機內部溫度的變化特性進行研究。

國內研究者開展了燃煤電廠鍋爐數值模擬、現場優化等方面的研究。在數值模擬優化方面，李德波等[5]對300 MW循環流化床(CFB)氣固流動及燃燒過程進行數值模擬及工程應用研究，基于計算顆粒流體動力學(CPFD)數值模擬方法，對CFB鍋爐內的氣固流動特性、溫度場分布規律進行了分析。在現場優化方面，沈躍良等[6]進行了提高HP983型中速磨煤機出口溫度對鍋爐運行的影響的現場試驗研究，在某電廠2號機組660 MW鍋爐上進行了試驗，分析了磨制煙煤及印尼煤時，煤粉氣流中CO、CO2和O2的濃度，結果表明：磨煤機磨制煙煤時將磨煤機出口溫度提高到82～100 ℃，磨煤機磨制印尼煤時將磨煤機出口溫度提高到75 ℃，可以保證制粉系統及燃燒器噴口安全穩定運行；隨著磨煤機出口溫度的升高，煤粉會稍微變粗，CO排放濃度會升高，磨煤機功率會明顯下降，機組運行的經濟性得到提高。呂洪坤等[7]進行了提升1 000 MW機組磨煤機進出口溫度措施的研究，研究典型混煤及印尼煤熱重-紅外特性、中速磨煤機內溫度分布、可燃氣體析出及爆燃問題。李文華等[8]進行了提高中速磨煤機出口溫度對鍋爐運行的影響研究，利用熱重-紅外聯用技術對富動24煤進行分析；在試驗室研究基礎上開展了提高某300 MW機組磨煤機出口溫度的試驗，將磨煤機出口溫度由75 ℃提高到95 ℃時，磨煤機進口熱風溫度升高到261.4 ℃；磨煤機出口煤粉氣流中沒有CO，通過采用提高磨煤機出口溫度的技術措施，排煙溫度下降7 K左右，鍋爐效率提高0.37%，發電標準煤耗下降1.17 g/(kW·h)。

筆者針對磨煤機非穩態過程的熱平衡計算進行研究，以某電廠一次由斷煤導致的磨煤機爆燃事件為例，將理論計算結合現場試驗分析，提出簡潔有效的磨煤機非穩態過程的熱平衡計算方法，通過計算得到斷煤后磨煤機內部的溫度變化特性曲線，提出了防止斷煤爆燃的措施，為電廠磨煤機的安全穩定運行提供了參考。

1 事故概況

斷煤事件發生時的相關參數見圖1。給煤質量流量由52 t/h降到5 t/h繼續，繼續運行60 s后降到0 t/h，70 s后給煤恢復并發生爆燃。這一過程中，由于設備故障原因，給煤質量流量降為5 t/h時并沒有觸發斷煤開關，并且由于磨煤機出口溫度測點的響應嚴重延遲(經檢查，磨煤機出口溫度熱電偶未與套管接觸，留有較大間隙)，斷煤后60 s內磨煤機出口溫度僅從70.6 ℃上升至73.9 ℃。斷煤發生后，雖然熱風門反饋值迅速并持續減小，但是一次風量并沒有減小的趨勢，原因為熱風門存在空行程，就地執行機構并沒有動作；由于熱風門爆燃沖擊變形后已經檢修恢復，因此未對此結論進行實證。由于磨煤機內部溫度的上升沒有及時得到反映，運行人員沒有得到及時的危險警示，錯過了主動干預的時機，這是這次爆燃事件發生的一個重要原因。

圖1 磨煤機運行參數曲線

2 熱平衡計算

為了分析磨煤機斷煤造成溫度上升從而引起煤粉爆燃，需要對磨煤機進行非穩態的熱平衡計算[9-11]。

2.1 相關參數確定

磨煤機斷煤后，系統處于非穩態傳熱過程時，由于過程變量很多，計算復雜，因此要對相關參數進行合理的假設，簡化計算[12]。

磨煤機風量信號由壓差信號轉換而來，相對可靠，而且事故后的檢查表明磨煤機風量可信。由于斷煤發生后風量穩定，且冷風門開度在斷煤后變化緩慢，因此可以認為磨煤機進口溫度相對穩定，磨煤機進口風溫運行歷史數據可信。

圖2、圖3分別為在斷煤發生(抽空時間τ=0 s)開始到爆燃發生前磨煤機進口風量和溫度的運行歷史數據。

圖2 斷煤后磨煤機進口風量

圖3 斷煤后磨煤機入口溫度

磨煤機功率隨磨煤機抽空時間的變化曲線見圖4。

圖4 磨煤機功率隨抽空時間的變化曲線

由圖4可得，磨煤機功率P(τ)與抽空時間存在二次多項式關系：

P(τ)=fτ2+gτ+h

(1)

式中：f、g、h均為常數。

假設磨煤機功率與磨煤機內存煤量Gcm(τ)存在一次函數關系，即

P(τ)=dGcm(τ)+e

(2)

式中：d、e均為常數。推導得到磨煤機內存煤量與抽空時間存在二次多項式關系：

Gcm(τ)=aτ2+bτ+c

(3)

式中：a、b、c均為常數。

存煤的減少速率qm,cm(τ)等于煤粉質量流量qm,mf(τ)，可以得出在磨煤機抽粉過程中，煤粉質量流量是線性遞減的，即

qm,mf(τ)=qm,cm(τ)=2aτ+b

(4)

對斷煤后的功率曲線和磨煤機停磨的歷史數據進行分析，得到磨煤機斷煤后存煤的抽空時間約為210 s。假設斷煤時τ=0 s，此時qm,mf(0)=44.27 t/h(見式7)；τ=210 s時qm,mf(210)=0 t/h；解得2a=-0.210 8，b=44.27，可得煤粉質量流量曲線(見圖5)。

圖5 煤粉質量流量曲線

為了掌握事故發生時燃用煤種的水分析出特性，對該煤種取樣進行熱重分析，得到煤樣在熱重分析工藝燃燒條件下的失重(TG)曲線、失重變化率(DTG)曲線和差示掃描量熱(DSC)曲線，結果見圖6。根據TG曲線，煤粉在常溫加熱到100 ℃時失重較快，此階段為水分析出階段[13]，溫差為100～300 ℃時煤與空氣中的氧結合使煤的質量增加。由于磨煤機進口溫度為300 ℃左右，隨著斷煤后磨煤機內部溫度的升高，可以假設煤粉水分含量不變。

圖6 燃用煤樣熱重分析曲線

2.2 斷煤前磨煤機內穩態過程計算

為了計算磨煤機穩態被打破后的非穩態過程，首先要獲得斷煤前磨煤機所處的穩定狀態參數，因此先對磨煤機斷煤前的穩態過程進行計算。

根據磨煤機風粉的熱平衡方程[14]，忽略制粉系統漏風、輸入功率轉化的熱量、制粉系統的散熱等次要因素的影響，可得熱一次風放出的熱量Q1[15-16]，即

Q1=qm,f(cin×Tin-cout×Tout)

(5)

式中：qm,f為一次風質量流量，t/h；cin、cout分別為磨煤機進口一次風溫度Tin和磨煤機出口溫度Tout下的熱空氣比熱容，kJ/(kg·K)。由于cin和cout在30～300 ℃時相差不大，可用Tin和Tout平均溫度的熱空氣比熱容cf代替，可得：

Q1=qm,f×cf×(Tin-Tout)

(6)

原煤吸收的熱量包括四個部分[15-16]：煤的干燥基吸收的熱量、煤粉中水分吸收的熱量、原煤水分蒸發吸收的熱量、密封風吸收的熱量，即

1.884Tout-4.19Tl)+qm,sf×csf(Tout-Tl)

(7)

式中：Q2為原煤吸收的熱量，kJ；Mar、Mmf分別為原煤和煤粉水分質量分數，%；Tl為環境溫度，℃；cc,d為煤的干燥基比熱容，kJ/(kg·K)；qm,sf為密封風質量流量，t/h；csf為密封風的比熱容，kJ/(kg·K)；qm為原煤質量流量，t/h。

由Q1=Q2，可求得煤粉水分質量分數。根據斷煤前的運行數據和煤質數據(見表1)求得煤粉水分質量分數為5.45%，由此可得斷煤時(τ=0 s)的qm,mf(0)=44.27 t/h。

表1 斷煤前相關參數

2.3 斷煤后磨煤機內非穩態過程計算

根據前述條件，斷煤時磨煤機內存煤量Gcm(0)可由式(1)煤粉出力曲線積分求得，Gcm(0)=1.29 t。根據給煤量的歷史數據，斷煤后磨煤機內的非穩態過程分為三個階段，分別為：第一階段為0～60 s，給煤質量流量為5.3 t/h；第二階段為60～70 s，給煤質量流量為 0 t/h；第三階段為給煤恢復，發生爆燃。筆者研究的是前兩個階段的過程。

(8)

計算可得斷煤后、爆燃發生前存煤量的變化曲線(見圖7)。

圖7 磨煤機存煤量變化曲線

由于煤粉質量流量分為兩部分，吸熱量也分為兩部分。一部分為原煤吸收的熱量，第τ秒原煤吸收的熱量為：

(9)

式中：Mmf(τ)為第τ秒時煤粉水分質量分數，%；T(τ)為第τ秒的煤粉溫度，℃。

另一部分為存煤吸收的熱量，包括煤的干燥基吸熱量、煤粉中水分吸熱量、煤粉水分蒸發吸熱量[17]，即

(10)

一次風每秒的放熱量為：

q1(τ)=Q1/3 600=qm,f(τ)×cf×

[Tin(τ)-T(τ)]

(11)

將q1(τ)=q2(τ)+q3(τ)代入前述進口溫度、進口風量、煤粉水分質量分數和煤粉質量流量的條件參數，可得到斷煤后、爆燃發生前磨煤機出口溫度曲線(見圖8)。計算得到斷煤后70 s時(爆燃發生前)磨煤機出口溫度已達230.78 ℃。該溫度遠超磨煤機的安全運行溫度[18]，極易發生爆燃。

圖8 磨煤機出口溫度變化曲線

2.4 熱風門對進口溫度的控制

斷煤發生后，熱風門反饋值迅速減至63%，隨后在持續減小至40%的過程中，磨煤機進口的風量及溫度均沒有明顯減小。熱風門的工作異常也是爆燃發生的重要原因之一。假設熱風門工作正常，計算磨煤機出口溫度的變化。

斷煤發生前，冷熱風混合過程為等焓過程[19]，可得過程方程式為：

Tc×ccf×qm,cf×Th×chf×qm,hf=

Tmix×cmix×qm,mix

(12)

式中：qm,cf為冷一次風質量流量，t/h；qm,hf為熱一次風質量流量，t/h；qm,mix為磨煤機出口風質量流量，t/h；ccf、chf、cmix分別為冷一次風溫度Tc、熱一次風溫度Th和混合后一次風溫度Tmix下的熱空氣比熱容，kJ/(kg·K)。

TC×qm,cf+Th×qm,hf=Tmix×qm,mix

(13)

聯立方程qm,mix=qm,cf+qm,hf，并代入運行數據Tmix=300 ℃、qm,mix=94 t/h、Tc=35 ℃、Th=320 ℃，可得qm,cf=6.6 t/h、qm,hf=87.4 t/h。

根據熱風門特性曲線(見圖9)，可計算40%和63%開度時的熱風質量流量分別為32.2 t/h和65.4 t/h；由于冷風門開度基本維持不變，因此冷風量不變。根據式(13)可求得40%和63%開度時，混合后一次風溫度分別為271.54 ℃、293.88 ℃，磨煤機出口風質量流量分別為38.79 t/h、72 t/h。

圖9 風門特性曲線

根據熱風門的歷史運行數據，熱風門開度在迅速減至63%(對應總風質量流量72 t/h)后持續下降至40%(對應總風質量流量38.79 t/h)。可得進口風量和風溫的變化曲線(見圖10、圖11)。

圖10 進口風量變化曲線

圖11 進口溫度變化曲線

將進口溫度和風量曲線代入前述計算公式，可得70 s時磨煤機出口溫度為166.53 ℃，并得到磨煤機出口溫度變化曲線(見圖12)。

圖12 磨煤機出口溫度變化曲線

由圖12可見：熱風門正常工作可有效控制磨煤機出口溫度，降低爆燃的風險。但由于磨煤機出口溫度響應嚴重滯后，導致抽粉過程中，冷風門開度基本不變，使得磨煤機出口溫度仍偏高，爆燃風險依然存在。

3 預防爆燃措施

(1) 磨煤機進出口溫度熱電偶應與套管可靠

接觸，以使熱電偶能快速反映磨煤機內溫度的變化。

(2) 熱風門開度指令反饋值與就地熱風門開度指示應校核一致，且保證正常調節的要求。

(3) 完善磨煤機跳閘條件，確保磨煤機跳閘邏輯運行正常。增加給煤量異常報警，并且盡快搶修恢復供煤，防止給煤機斷煤。

4 結語

(1) 對磨煤機非穩態過程的熱平衡計算得出在斷煤發生后的70 s內磨煤機內部溫度迅速上升，70 s時已接近230 ℃的高溫，對于干燥的風煤混合物而言極易發生爆燃。驗證了磨煤機出口溫度測點缺陷，溫度測點響應滯后嚴重，不能及時反映磨煤機內部溫升情況，從而導致爆燃發生。

(2) 若熱風調門正常工作，70 s內可將磨煤機出口溫度控制在166.5 ℃，可以降低爆燃發生的風險。

(3) 保證斷煤開關動作正常、磨煤機溫度測點及時響應和冷熱風門調節正常，是防止磨煤機斷煤后發生爆燃的主要措施。