660 MW四墻切圓鍋爐燃燒優(yōu)化技術(shù)研究

段宏波， 程 鴻， 程智海， 趙慶東， 吳 濤， 朱 堯

(1. 國(guó)家電投集團(tuán)江西電力有限公司， 南昌 330096；2. 上海電力大學(xué) 能源與機(jī)械工程學(xué)院， 上海 200090)

四墻切圓燃燒配備PM燃燒器是煤粉鍋爐中比較有特點(diǎn)的一種設(shè)計(jì)組合，四墻切圓鍋爐的運(yùn)行特性與四角切圓鍋爐有顯著不同。針對(duì)四墻切圓鍋爐燃燒調(diào)整、深度調(diào)峰[1]、爐膛結(jié)焦、高溫腐蝕[2]、射流燃燒特性[3-4]，以及PM燃燒器結(jié)構(gòu)對(duì)濃淡相煤粉分配比例的影響、燃燒器濃淡相比例對(duì)燃燒性能的影響[5-6]等內(nèi)容，國(guó)內(nèi)研究人員利用試驗(yàn)研究和數(shù)值模擬等方法開展了諸多研究工作。

筆者利用數(shù)值模擬方法，對(duì)四墻切圓鍋爐由于制粉系統(tǒng)布置方式造成不同位置燃燒器之間風(fēng)粉管道長(zhǎng)度不同而產(chǎn)生的各燃燒器煤粉流量不均勻問題進(jìn)行了定量分析。在燃燒調(diào)整試驗(yàn)中，根據(jù)爐膛內(nèi)不同區(qū)域熱負(fù)荷偏差特點(diǎn)，結(jié)合PM燃燒器濃淡相噴口布置方式產(chǎn)生的爐膛熱負(fù)荷在垂直方向分布不均勻的特點(diǎn)，制定每個(gè)燃燒器的精細(xì)化燃燒調(diào)整方案，以降低爐膛內(nèi)燃燒熱偏差，解決受熱面管壁超溫和水冷壁高溫腐蝕問題。

1 設(shè)備概況

試驗(yàn)鍋爐為660 MW超超臨界參數(shù)變壓運(yùn)行直流鍋爐，采用П形布置、單爐膛、內(nèi)螺紋管垂直上升膜式水冷壁、CUF(circular ultra firing)墻式切圓燃燒。燃燒器編號(hào)和前后左右墻的對(duì)應(yīng)關(guān)系見圖1。

圖1 CUF四墻切圓鍋爐燃燒俯視簡(jiǎn)圖

除A層燃燒器為等離子燃燒器外，其他燃燒器均采用PM型濃淡分離直流燃燒器，燃燒器結(jié)構(gòu)見圖2。

圖2 PM燃燒器結(jié)構(gòu)圖

B、D、F層燃燒器噴口采用下濃上淡，C、E層燃燒器噴口采用上濃下淡的布置方式。B、C層，D、E層燃燒器的淡相噴口之間各布置1層輔助風(fēng)；A、B層，C、D層，E、F層燃燒器的濃相噴口之間各布置3層輔助風(fēng)。燃燒器區(qū)域布置26層二次風(fēng)擋板，布置方式見圖3。

圖3 燃燒器布置方式

每臺(tái)鍋爐配備6臺(tái)ZGM113型直吹式中速磨煤機(jī)，采用前墻布置的正壓直吹式冷一次風(fēng)制粉系統(tǒng)。設(shè)計(jì)煤粉細(xì)度R90為18%，煤粉均勻性系數(shù)為1.1。

2 存在的問題

自投產(chǎn)以來，鍋爐長(zhǎng)期存在低負(fù)荷時(shí)水冷壁溫度波動(dòng)大，左右墻水冷壁溫度經(jīng)常出現(xiàn)此漲彼落的交替變化，造成水冷壁管壁超溫。超溫主要集中在燃燒器靠近旋轉(zhuǎn)氣流上游的水冷壁區(qū)域。

高負(fù)荷時(shí)，后屏過熱器左右側(cè)壁溫偏差大，右側(cè)壁溫比左側(cè)偏高50～80 K，造成右側(cè)后屏過熱器超溫頻繁。

水冷壁燃燒器區(qū)域存在高溫腐蝕，嚴(yán)重區(qū)域的水冷壁每年減薄超過1.5 mm，部分水冷壁壁面被腐蝕區(qū)域呈三角形。

3 原因分析

3.1 制粉系統(tǒng)

制粉系統(tǒng)采用前墻布置，磨煤機(jī)排列順序和風(fēng)粉管道布置見圖4。各臺(tái)磨煤機(jī)到不同位置燃燒器的風(fēng)粉管道長(zhǎng)度存在較大差異，導(dǎo)致同一層燃燒器之間風(fēng)粉流量不同，即同層燃燒器出力存在偏差。由于燃燒器出力偏差引起不同燃燒器之間著火速度不平衡是爐膛出口產(chǎn)生燃燒熱偏差的重要原因。根據(jù)燃燒器的出力偏差特性，控制每個(gè)燃燒器的著火速度盡量均勻是減少燃燒熱偏差的有效技術(shù)手段。

圖4 磨煤機(jī)和風(fēng)粉管道布置圖

為定量分析各臺(tái)磨煤機(jī)同層燃燒器的出力偏差，利用數(shù)值模擬方法，對(duì)熱態(tài)條件下，各臺(tái)磨煤機(jī)對(duì)應(yīng)不同燃燒器的出力偏差進(jìn)行了模擬計(jì)算。模擬的邊界條件如下：磨煤機(jī)出口溫度為75 ℃，磨煤機(jī)質(zhì)量流量為48 t/h，平均煤粉粒徑為50 μm，各風(fēng)粉管道中煤粉質(zhì)量分?jǐn)?shù)相同(約為0.5)。

表1為各臺(tái)磨煤機(jī)出口到對(duì)應(yīng)燃燒器入口的風(fēng)粉管道長(zhǎng)度。由表1可以看出:各臺(tái)磨煤機(jī)出口風(fēng)粉管道長(zhǎng)度不同，其中D磨煤機(jī)2號(hào)角風(fēng)粉管道長(zhǎng)度是4號(hào)角風(fēng)粉管道長(zhǎng)度的2.78倍。不同磨煤機(jī)同層燃燒器出力偏差特性的差異造成爐膛燃燒熱偏差特性隨著磨煤機(jī)運(yùn)行方式變化而顯著不同。運(yùn)行過程中，D磨煤機(jī)運(yùn)行方式變化對(duì)鍋爐熱偏差特性的影響尤其明顯。水冷壁后墻C、D磨煤機(jī)4號(hào)角燃燒器對(duì)應(yīng)區(qū)域的高溫腐蝕相對(duì)嚴(yán)重，這與C、D磨煤機(jī)4號(hào)角燃燒器風(fēng)粉管道長(zhǎng)度偏差較大的特性相吻合。

表1 磨煤機(jī)風(fēng)粉管長(zhǎng)度 m

表2、表3為數(shù)值模擬計(jì)算得到的磨煤機(jī)風(fēng)粉管道熱態(tài)時(shí)的風(fēng)粉流速，以及各個(gè)燃燒器風(fēng)粉流速與2號(hào)角燃燒器風(fēng)粉流速的相對(duì)偏差。由表2可以看出：各臺(tái)磨煤機(jī)2號(hào)角燃燒器的風(fēng)粉流速均處于最低水平；4號(hào)角燃燒器風(fēng)粉流速總體上都比較高。熱態(tài)條件下，風(fēng)粉管道中風(fēng)粉流速的偏差比風(fēng)粉管道長(zhǎng)度偏差小。C、D磨煤機(jī)4號(hào)角燃燒器風(fēng)粉流速的相對(duì)偏差達(dá)到了16%和21%。在風(fēng)粉管道直徑相同、管內(nèi)煤粉濃度相同的情況下，風(fēng)粉流速的偏差就代表了燃燒器的出力偏差。

表2 磨煤機(jī)風(fēng)粉管道熱態(tài)時(shí)的風(fēng)粉流速 m/s

表3 燃燒器風(fēng)粉流速相對(duì)偏差 %

表3(續(xù))

高負(fù)荷情況下，為了維持主蒸汽溫度在設(shè)計(jì)值附近，一般采用B、C、D、E、F磨煤機(jī)運(yùn)行，A磨煤機(jī)備用的方式。在該運(yùn)行方式下，4號(hào)角所有燃燒器和2號(hào)角所有燃燒器的總風(fēng)粉流速相對(duì)偏差為15%，左、右墻燃燒器的風(fēng)粉流速和2號(hào)角燃燒器的風(fēng)粉流速相對(duì)偏差分別為6%和5%。

4號(hào)角燃燒器布置于前墻右側(cè)，2號(hào)角燃燒器布置于后墻左側(cè)，導(dǎo)致爐膛右側(cè)燃燒熱負(fù)荷明顯偏高于爐膛左側(cè)。與此同時(shí)，4號(hào)角燃燒器風(fēng)粉流速高，造成煤粉氣流在燃燒器噴口著火區(qū)域停留時(shí)間縮短，著火推遲，火焰中心上移。高負(fù)荷時(shí)，爐膛煙氣量大，煤粉在爐膛內(nèi)停留時(shí)間縮短，著火速度變化對(duì)爐膛出口熱偏差的影響加強(qiáng)。4號(hào)角燃燒器著火速度降低，引起爐膛右側(cè)后屏區(qū)域爐膛煙溫偏高是造成高負(fù)荷時(shí)右側(cè)后屏過熱器壁溫偏高、受熱面容易發(fā)生超溫的主要原因。運(yùn)行過程中，需要重點(diǎn)采取提高4號(hào)角燃燒器著火和燃盡速度、降低爐膛右側(cè)區(qū)域火焰高度的燃燒調(diào)整手段來緩解爐膛出口右側(cè)區(qū)域熱負(fù)荷偏高的問題。

3.2 燃燒器布置方式的影響

由于各層燃燒器濃淡相噴口布置位置不同，以及各層燃燒器之間輔助風(fēng)噴口布置方式的不同，造成沿爐膛高度方向燃燒熱負(fù)荷呈現(xiàn)波浪形分布，客觀上具有了燃燒器分組布置的控制特征。

根據(jù)鍋爐爐膛熱力計(jì)算標(biāo)準(zhǔn)，燃燒器區(qū)域壁面熱負(fù)荷的計(jì)算區(qū)域?yàn)樽钔鈧?cè)燃燒器中心線上下0.5 m范圍。借鑒該計(jì)算方法，假設(shè)一次風(fēng)噴口的煤粉流量以噴口中心線對(duì)稱，噴口中心線風(fēng)粉流量為最大值，噴口高度為0.3 m，沿噴口高度方向風(fēng)粉濃度分布符合正態(tài)分布特征，可以計(jì)算得到各噴口中心線對(duì)應(yīng)的煤粉流量比，即各噴口中心線煤粉流量和濃相噴口中心線煤粉流量的比值。

在額定負(fù)荷下B、C、D、E、F磨煤機(jī)運(yùn)行，各臺(tái)磨煤機(jī)煤質(zhì)及煤量相同，則各噴口中心線的煤粉流量比見圖5。此時(shí)，各噴口的煤粉流量比大致代表了各噴口中心線處的熱負(fù)荷強(qiáng)度。由圖5可以看出：高負(fù)荷條件下，沿爐膛高度方向熱負(fù)荷分布呈現(xiàn)B、C層和D、E層燃燒器各為一組熱負(fù)荷集中區(qū)域，F(xiàn)層燃燒器為一組熱負(fù)荷集中區(qū)域。

圖5 各層噴口煤粉流量比

4 燃燒調(diào)整試驗(yàn)

由于該鍋爐二次風(fēng)擋板數(shù)量較多，燃燒器區(qū)域配風(fēng)擋板開度大多維持在60%～80%應(yīng)通過調(diào)整OFA擋板開度來控制主燃區(qū)和OFA的風(fēng)量比例，達(dá)到調(diào)整燃燒熱偏差、減少受熱面超溫風(fēng)險(xiǎn)的目的。但是，實(shí)際調(diào)整效果缺乏明顯的規(guī)律性。

針對(duì)各臺(tái)磨煤機(jī)每個(gè)燃燒器的出力不同，燃燒器配風(fēng)擋板數(shù)量較多，不同位置燃燒特性偏差明顯，手動(dòng)調(diào)整無法滿足根據(jù)工況變化及時(shí)、準(zhǔn)確調(diào)整擋板開度的情況，采取對(duì)每個(gè)二次風(fēng)擋板單獨(dú)進(jìn)行自動(dòng)控制邏輯組態(tài)，在自動(dòng)控制方式下，根據(jù)燃燒器出力變化情況對(duì)擋板開度進(jìn)行調(diào)整的技術(shù)方案。

4.1 周界風(fēng)優(yōu)化

PM燃燒器濃淡相噴口的煤粉濃度存在顯著差異[1]，濃相噴口的煤粉濃度非常高，淡相噴口的煤粉濃度非常低。針對(duì)這一特點(diǎn)，優(yōu)化過程中將淡相噴口的周界風(fēng)擋板開度由50%左右調(diào)整為各種工況下均保持7%，以盡最大可能提高噴口區(qū)域溫度，加快煤粉的著火速度。

濃相噴口周界風(fēng)擋板開度的調(diào)整，采取了隨著燃燒器出力變化同步調(diào)整的策略，通過適當(dāng)減小周界風(fēng)量來提高煤粉的著火速度。圖6為濃相噴口周界風(fēng)擋板開度曲線。

圖6 濃相噴口周界風(fēng)擋板開度曲線

4.2 輔助風(fēng)優(yōu)化

燃燒優(yōu)化過程中，根據(jù)燃燒器高度方向布置位置的不同，采取了按照噴口熱負(fù)荷大小進(jìn)行差異化配風(fēng)的調(diào)整思路。其中，A層和F層燃燒器單獨(dú)成組制定燃燒控制策略。B、C層和D、E層燃燒器如果同時(shí)運(yùn)行，則將其合并作為一組，制定燃燒調(diào)整控制策略。B、C層或D、E層燃燒器如果停運(yùn)，則將其和A層、F層燃燒器一樣單獨(dú)成組制定燃燒控制策略。

將A層燃燒器下部的A層輔助風(fēng)作為托底風(fēng)，采取隨負(fù)荷增加逐漸開大的優(yōu)化策略。

B、C層和D、E層燃燒器同時(shí)運(yùn)行，將其分別作為一組燃燒器，燃燒器組兩端輔助風(fēng)擋板保持80%～100%開度。一方面是為了保證煤粉燃燒所需要的充分的氧量供給，另一方面可以起到增加煙氣的擾動(dòng)，加快煤粉燃盡速度的作用。兩層燃燒器之間BC層、DE層輔助風(fēng)根據(jù)其上下層燃燒器計(jì)算的總煤粉量來調(diào)節(jié)開度。隨著總煤粉量的增加，開度逐漸增大。通過合理減小BC層、DE層輔助風(fēng)擋板開度，達(dá)到提高燃燒器組中心溫度、提高燃燒器著火速度的目的。圖7為BC層、DE層輔助風(fēng)擋板開度曲線。

圖7 BC、DE層輔助風(fēng)擋板開度曲線

當(dāng)將一層燃燒器單獨(dú)作為一組進(jìn)行調(diào)節(jié)控制時(shí)，調(diào)整的原則為濃相噴口鄰近的輔助風(fēng)擋板開度保持60%～80%，淡相噴口鄰近輔助風(fēng)擋板隨著噴口煤粉量增加，在10%～30%調(diào)整。

各層油輔助二次風(fēng)擋板開度由運(yùn)行人員根據(jù)爐膛出口熱負(fù)荷偏差和再熱蒸汽溫度進(jìn)行調(diào)整。

4.3 OFA優(yōu)化

OFA擋板開度主要依據(jù)脫硝系統(tǒng)入口氮氧化物(NOx)濃度進(jìn)行調(diào)整，NOx濃度增加，OFA擋板開度加大，反之OFA擋板開度減小。

為降低爐膛出口右側(cè)火焰中心高度，減小爐膛出口左右側(cè)熱負(fù)荷偏差。將2、3號(hào)角OFA擋板垂直擺角由水平位置調(diào)整為下傾15°，以降低后墻區(qū)域的火焰中心高度。前墻1、4號(hào)角OFA擋板垂直擺角保持水平。

將1、4號(hào)角OFA擋板水平擺角由0°調(diào)整為反切25°，將2、3號(hào)角OFA擋板水平擺角調(diào)整為正切25°，以提高左側(cè)爐膛出口熱負(fù)荷強(qiáng)度，減少左右側(cè)爐膛出口熱負(fù)荷偏差。

4.4 一次風(fēng)量?jī)?yōu)化

低負(fù)荷運(yùn)行時(shí)磨煤機(jī)煤粉質(zhì)量流量降低至30 t/h左右。在磨煤機(jī)出口溫度設(shè)定為85 ℃的情況下，各臺(tái)磨煤機(jī)仍然存在需要利用冷風(fēng)擋板控制磨煤機(jī)出口溫度的現(xiàn)象，冷風(fēng)擋板開度最大達(dá)到40%以上。該現(xiàn)象說明低負(fù)荷時(shí)，磨煤機(jī)一次風(fēng)流量偏大，一次風(fēng)煤粉濃度偏低，會(huì)對(duì)著火產(chǎn)生不利影響。

針對(duì)磨煤機(jī)出口溫度受煤質(zhì)變化影響較大的特點(diǎn)，在磨煤機(jī)一次風(fēng)量控制邏輯中增加了冷風(fēng)擋板開度和磨煤機(jī)筒體壓差對(duì)一次風(fēng)量控制的修正。在磨煤機(jī)煤粉質(zhì)量流量低于35 t/h、筒體壓差小于設(shè)定值的條件下，隨著冷風(fēng)擋板開度增加，逐漸減小一次風(fēng)量。在保證磨煤機(jī)安全運(yùn)行的條件下，盡量減少一次風(fēng)量，以改善煤粉著火條件。

4.5 優(yōu)化效果

經(jīng)燃燒優(yōu)化調(diào)整后，實(shí)現(xiàn)了變煤種條件下一次風(fēng)量的自動(dòng)修正和大部分二次風(fēng)擋板開度隨工況變化自動(dòng)調(diào)整，提高了配風(fēng)比例調(diào)整的精度。低負(fù)荷時(shí)，水冷壁壁溫偏差由調(diào)整前的50～70 K，減小到20～40 K，壁溫分布均勻性顯著提高，水冷壁超溫頻率降低90%以上。后屏過熱器左右側(cè)壁溫偏差由50～80 K降低至30 K以內(nèi)，避免了在額定蒸汽溫度參數(shù)下，后屏過熱器管壁超溫。

5 結(jié)語

對(duì)于磨煤機(jī)前墻布置的四墻切圓鍋爐，風(fēng)粉管道的長(zhǎng)度偏差是引起不同燃燒器熱負(fù)荷偏差的重要原因，運(yùn)行調(diào)整過程中需要根據(jù)燃燒器出力偏差對(duì)各燃燒器的配風(fēng)比例進(jìn)行精確調(diào)整。

大型煤粉鍋爐配風(fēng)擋板數(shù)量眾多，手動(dòng)控制方式無法滿足配風(fēng)擋板同步調(diào)整的技術(shù)要求，需要通過配風(fēng)自動(dòng)調(diào)整來實(shí)現(xiàn)精確配風(fēng)的技術(shù)目標(biāo)。

針對(duì)燃燒器組在垂直方向不同區(qū)域熱負(fù)荷分布不均勻的布置特點(diǎn)，采取差異化的配風(fēng)控制方案是提高爐內(nèi)熱負(fù)荷均勻性的重要技術(shù)手段。