超臨界壓力塔式直流鍋爐螺旋管圈水冷壁吸熱偏差的試驗(yàn)研究

陳端雨，何 翔，楊 勇，張富祥，朱才廣

（上海發(fā)電設(shè)備成套設(shè)計(jì)研究院，上海200240）

上世紀(jì)末，由于大容量火力發(fā)電機(jī)組和原子能發(fā)電機(jī)組發(fā)展迅速以及晝夜間用電量差值的增大，引起電負(fù)荷性質(zhì)的變化.原子能發(fā)電成本較低，適宜承擔(dān)基本負(fù)荷；當(dāng)帶中間負(fù)荷的機(jī)組在進(jìn)行部分負(fù)荷運(yùn)行時(shí)，要求具有熱效率高、負(fù)荷變化速度快、啟停方便以及啟停過程中熱損失小等特點(diǎn).在歐洲，德國和瑞士等國較早就采用螺旋管圈水冷壁進(jìn)行變壓運(yùn)行，以適應(yīng)上述要求.由于螺旋管圈水冷壁可以很好地實(shí)現(xiàn)變壓運(yùn)行，且在改善爐內(nèi)水冷壁吸熱均勻性方面效果顯著，因此近年來螺旋管圈水冷壁在大容量超臨界壓力機(jī)組直流鍋爐中得到了廣泛的應(yīng)用［1-2］.

本文涉及的試驗(yàn)機(jī)組鍋爐為1 000MW 超臨界壓力變壓運(yùn)行螺旋管圈塔式直流鍋爐.該類型鍋爐不同于雙煙道鍋爐，其爐膛上部沿?zé)煔饬鲃?dòng)方向依次分別布置一級(jí)過熱器、三級(jí)過熱器、二級(jí)再熱器、二級(jí)過熱器、一級(jí)再熱器以及省煤器，然后煙氣流經(jīng)爐后尾部的三分倉空氣預(yù)熱器，過熱汽溫通過煤水比和兩級(jí)噴水進(jìn)行調(diào)節(jié)，再熱汽溫通過燃燒器噴嘴角度和微量噴水加以調(diào)節(jié)，文獻(xiàn)［3］對該爐型鍋爐作了詳細(xì)介紹.

由于業(yè)內(nèi)有關(guān)專家十分關(guān)注螺旋管圈水冷壁吸熱偏差的分布，而現(xiàn)有研究文獻(xiàn)大多僅僅停留在理論計(jì)算上［4-6］.因此，對1 000 MW 機(jī)組超臨界壓力螺旋管圈塔式直流鍋爐進(jìn)行水冷壁的實(shí)爐測試并計(jì)算出螺旋管圈水冷壁的吸熱偏差，對今后該類型鍋爐的設(shè)計(jì)和運(yùn)行均具有重要意義.

1 試驗(yàn)鍋爐

試驗(yàn)在1 000MW 超臨界壓力變壓運(yùn)行螺旋管圈直流鍋爐上進(jìn)行，鍋爐為單爐膛塔式布置、一次中間再熱、四角切圓燃燒、平衡通風(fēng)、固態(tài)排渣、全鋼懸吊結(jié)構(gòu)、露天布置.鍋爐燃用的設(shè)計(jì)煤種為神府東勝煤，校核煤種為大同煤.采用中速磨煤機(jī)正壓直吹式制粉系統(tǒng)，在鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量（BMCR）工況時(shí)5臺(tái)磨煤機(jī)運(yùn)行，1臺(tái)磨煤機(jī)備用.在爐后尾部布置2臺(tái)轉(zhuǎn)子直徑為16 370mm 的三分倉容克式空氣預(yù)熱器.

爐膛寬度為21 480mm，爐膛深度為21 480 mm，水冷壁下集箱標(biāo)高為4 000mm，爐頂管中心線標(biāo)高為119 310mm，大板梁頂標(biāo)高為127 560mm.

爐膛水冷系統(tǒng)采用下部螺旋管圈和上部垂直管屏的布置方式，螺旋管圈分為冷灰斗部分和螺旋管部分，垂直管屏分為垂直管屏下部和垂直管屏上部.螺旋段水冷壁管經(jīng)過渡連接管引至水冷壁中間集箱，經(jīng)中間集箱混合后再由連接管引出，形成垂直段水冷壁，兩者間通過管鍛件結(jié)構(gòu)來連接并完成爐墻的密封.上、下部垂直管屏之間通過Y 型三通進(jìn)行連接.

螺旋管圈的管子根數(shù)為716 根，傾斜角度為26.210 3°，在標(biāo)高69 225 mm 處，螺旋管圈通過爐外中間過渡集箱轉(zhuǎn)換成垂直管屏，從冷灰斗拐點(diǎn)算至螺旋管圈出口，螺旋管圈共繞了約1.2圈.

冷灰斗螺旋管子直徑為38.1mm、壁厚為7.33 mm，節(jié)距為53mm，材料為SA209T1.冷灰斗上部螺旋管子直徑為38.1mm、壁厚為6.78mm，節(jié)距為53mm，材料為SA213T12和SA213T23.冷灰斗螺旋管圈進(jìn)口集箱標(biāo)高為4 000mm，冷灰斗拐點(diǎn)標(biāo)高為18 480mm，螺旋管圈和垂直管屏分界面標(biāo)高為69 225mm.

下部垂直管屏管子直徑為38.1 mm、壁厚為6.78mm，節(jié)距為60mm，材料為SA213T23，共有1 432根.上部垂直管屏管子直徑為44.5mm、壁厚為7.33mm，節(jié)距為120mm，材料為SA213T23，共有716根.上部和下部的垂直管屏的分界面前后墻標(biāo)高為90 700mm，左右側(cè)墻標(biāo)高為89 700mm.上部和下部的垂直管屏直接通過Y 型三通進(jìn)行過渡連接［7］.

2 試驗(yàn)測點(diǎn)的布置

爐膛水冷壁螺旋管圈出口管壁溫度（即出口工質(zhì)溫度）測點(diǎn)為每3根螺旋水冷壁管布置1個(gè)測點(diǎn)，每面墻為60個(gè)測點(diǎn)，共240個(gè)測點(diǎn)（見圖1）.通過這些測點(diǎn)測得的數(shù)據(jù)可以計(jì)算出螺旋管圈水冷壁的熱偏差系數(shù).

圖1 螺旋管圈水冷壁管出口排列示意圖Fig.1 Arrangement diagram of spiral water wall tube outlet

爐膛上部垂直管出口處布置管壁溫度（即出口工質(zhì)溫度）測點(diǎn)，每面墻12個(gè)測點(diǎn)，共計(jì)48個(gè)測點(diǎn)，通過這些測點(diǎn)的溫度可以計(jì)算出爐膛上部各爐墻的吸熱偏差.

3 結(jié)果與分析

3.1 螺旋管圈水冷壁管的吸熱偏差

為了定量評估熱偏差的大小，將并聯(lián)管組受熱面中某一根單管工質(zhì)焓增Δi與管組中工質(zhì)平均焓增Δim之比稱為熱偏差系數(shù)φ.

此處，定義熱偏差系數(shù)為螺旋管圈某一被測量的單管工質(zhì)焓增與4面爐墻被測量的所有240根螺旋管圈工質(zhì)平均焓增之比.

由于省煤器出口工質(zhì)的壓力、溫度以及螺旋水冷壁管出口工質(zhì)溫度均已知，所以單根水冷壁管的焓增為：

圖2為在450 MW 負(fù)荷下各水冷壁管的熱偏差系數(shù)分布.在450 MW 負(fù)荷下，主蒸汽流量為1 275t／h，主蒸汽壓力為15.8 MPa，主蒸汽溫度為577.7 ℃，省煤器出口壓力為17.17 MPa，出口溫度為293.5 ℃，工質(zhì)焓值為1 301.6kJ／kg.

圖2 450 MW 負(fù)荷下各水冷壁管的熱偏差系數(shù)分布Fig.2 Distribution of thermal deviation factor of each water wall tube at 450 MW load

圖3為在646 MW 負(fù)荷下各水冷壁管的熱偏差系數(shù)分布.在644 MW 負(fù)荷下，主蒸汽流量為1 882t／h，主蒸汽壓力為20.11 MPa，主蒸汽溫度為562.7℃，省煤器出口壓力為22.07MPa，出口溫度為294.3 ℃，工質(zhì)焓值為1 302.9kJ／kg.

圖3 646 MW 負(fù)荷下各水冷壁管的熱偏差系數(shù)分布Fig.3 Distribution of thermal deviation factor of each water wall tube at 646 MW load

圖4為在1 011MW 負(fù)荷下各水冷壁管的熱偏差系數(shù)分布.在1 011 MW 負(fù)荷下，主蒸汽流量為2 889t／h，主蒸汽壓力為26.42 MPa，主蒸汽溫度為586.2 ℃，省煤器出口壓力為30.23 MPa，出口溫度為318.9 ℃，工質(zhì)焓值為1 427.5kJ／kg.

從圖2可看出：在低負(fù)荷下，后墻水冷壁管的熱偏差系數(shù)非常大，最大熱偏差系數(shù)達(dá)到1.5，最小達(dá)到0.4，且左墻靠近后墻的4號(hào)角隅處的幾根水冷壁管的熱偏差系數(shù)也在0.4左右.這說明水冷壁管出口處的工質(zhì)仍處于蒸發(fā)區(qū)段，其他水冷壁管的熱偏差系數(shù)均在0.9～1.2.

圖4 1 011 MW 負(fù)荷下各水冷壁管的熱偏差系數(shù)分布Fig.4 Distribution of thermal deviation factor of each water wall tube at 1 011 MW load

從圖3可以看出：當(dāng)機(jī)組負(fù)荷達(dá)到646MW時(shí)，水冷壁管的熱偏差系數(shù)在0.8～1.2，只有前墻和后墻個(gè)別水冷壁管的熱偏差系數(shù)在0.5左右.

從圖4可以看出：當(dāng)機(jī)組負(fù)荷升到1 011 MW時(shí)，水冷壁管的熱偏差系數(shù)均在0.8～1.1，分布均勻，且大多數(shù)水冷壁管的熱偏差系數(shù)趨近于1.

3.2 螺旋管圈水冷壁各面爐墻的吸熱偏差

從上面3組數(shù)據(jù)可以看出，不但各水冷壁管的焓增有一定偏差，而且螺旋管圈水冷壁各面爐墻的吸熱量也存在偏差.螺旋管圈水冷壁各面爐墻的吸熱偏差系數(shù)見表1.

從表1可以看出：左右兩側(cè)墻的熱負(fù)荷較高，而前后兩側(cè)墻的熱負(fù)荷偏低，隨著機(jī)組負(fù)荷的升高，熱偏差系數(shù)趨于減小，當(dāng)達(dá)到滿負(fù)荷時(shí)熱偏差系數(shù)趨近于1.這是由于在低負(fù)荷下運(yùn)行時(shí)，爐膛內(nèi)火焰充滿度較差，而火焰中心偏斜比較嚴(yán)重；隨著鍋爐負(fù)荷的升高，爐膛內(nèi)火焰的充滿度得到改善，螺旋管圈吸熱的均勻性也得到改善，使得各水冷壁管的吸熱偏差減小.

表1 螺旋管圈水冷壁各面爐墻的熱偏差系數(shù)Tab.1 Thermal deviation factor of each furnace wall of spiral tube coils

3.3 爐膛上部垂直水冷壁各面爐墻的吸熱偏差

爐膛上部垂直水冷壁各面爐墻的熱偏差系數(shù)列于表2.

表2 垂直水冷壁各面爐墻的熱偏差系數(shù)Tab.2 Thermal deviation factor of each furnace wall of vertical tube coils

從表2可以看出：在低負(fù)荷工況下，爐膛上部垂直管屏水冷壁各面爐墻的熱偏差極大，右墻熱偏差系數(shù)低至0.5，而后墻的熱偏差系數(shù)接近2.0；在1 011 MW 負(fù)荷下，各面爐墻的熱偏差系數(shù)為0.85～1.05，且分布較均勻.

垂直管屏水冷壁各面爐墻熱偏差系數(shù)的規(guī)律與螺旋管圈水冷壁基本一致，但在同一負(fù)荷下，上部垂直水冷壁的熱偏差遠(yuǎn)大于下部螺旋管圈水冷壁各面爐墻的熱偏差.這是由于在爐膛上部垂直水冷壁區(qū)域均布置各級(jí)過熱器、再熱器及省煤器等受熱面，這些受熱面對煙氣的擾動(dòng)加劇導(dǎo)致垂直水冷壁各面爐墻的熱偏差大于爐膛下部螺旋管圈水冷壁各面爐墻的熱偏差.

4 結(jié) 論

（1）螺旋管圈水冷壁單根水冷壁管的吸熱偏差系數(shù)隨著機(jī)組負(fù)荷的改變而變化，負(fù)荷越高，吸熱偏差越小，在滿負(fù)荷工況下，水冷壁管的熱偏差系數(shù)趨于1.

（2）在低負(fù)荷下運(yùn)行時(shí)，螺旋管圈水冷壁管的熱偏差較大，而在高負(fù)荷下運(yùn)行時(shí)較為理想.

（3）垂直管屏水冷壁各面爐墻熱偏差系數(shù)的規(guī)律與螺旋管圈水冷壁基本一致.但在同一負(fù)荷下，上部垂直水冷壁各面爐墻的熱偏差遠(yuǎn)大于下部螺旋管圈水冷壁各面爐墻的熱偏差.

（4）從總體看，由下部螺旋管圈和上部垂直管屏構(gòu)成的水冷壁管吸熱偏差比垂直管屏水冷壁管的吸熱偏差小.由于螺旋管圈水冷壁繞過熱負(fù)荷最強(qiáng)的區(qū)域，同時(shí)也繞過熱負(fù)荷最弱的區(qū)域，因此受熱相對比較均勻，對改善爐內(nèi)熱負(fù)荷分布不均效果顯著.

［1］俞谷穎，朱才廣.電站鍋爐水動(dòng)力研究［J］.動(dòng)力工程學(xué)報(bào)，2011，31（8）：590-597.YU Guying，ZHU Caiguang.Study on hydrodynamic performance of power plant boilers［J］.Journal of Chinese Society of Power Engineering，2011，31（8）：590-597.

［2］車得福，莊正寧，李軍，等.鍋爐［M］.西安：西安交通大學(xué)出版社，2008.

［3］楊勇.1 000 MW 超超臨界壓力直流鍋爐螺旋管圈水冷壁的水動(dòng)力及傳熱特性試驗(yàn)研究［D］.上海：上海發(fā)電設(shè)備成套設(shè)計(jì)研究院，2010.

［4］俞谷穎，張富祥，陳端雨，等.超臨界直流鍋爐爐膛水冷壁布置型式比較［J］.動(dòng)力工程，2008，28（3）：333-338.YU Guying，ZHANG Fuxiang，CHEN Duanyu，etal.A study for comparison water wall pattern between supercritical once-through boilers［J］.Journal of Power Engineering，2008，28（3）：333-338.

［5］俞谷穎，張富祥，陳端雨，等.超（超）臨界壓力鍋爐垂直管屏水冷壁水動(dòng)力與熱偏差調(diào)整建議［J］.動(dòng)力工程學(xué)報(bào)，2010，30（9）：658-662.YU Guying，ZHANG Fuxiang，CHEN Duanyu，etal.Suggestion on adjustment of hydrodynamic and thermal deviation of ultra-supercritical pressure boiler waterwall with vertical tube panel［J］.Journal of Chinese Society of Power Engineering，2010，30（9）：658-662.

［6］陳端雨，張富祥，俞谷穎，等.超臨界直流鍋爐變壓運(yùn)行爐膛水冷壁管圈分析研究［J］.發(fā)電設(shè)備，2003，17（2）：1-4.CHEN Duanyu，ZHANG Fuxiang，YU Guying，etal.Analytical study of the behavior of water wall tube coils supercritical once-through boilers subjected to variable pressure operation ［J］.Power Equipment，2003，17（2）：1-4.

［7］楊勇，俞谷穎，張富祥，等.超臨界壓力傾斜光管水動(dòng)力及傳熱特性的研究［J］.動(dòng)力工程學(xué)報(bào)，2011，31（11）：809-816.YANG Yong，YU Guying，ZHANG Fuxiang，etal.Hydrodynamic and heat-transfer characteristics of inclined smooth tube at supercritical pressures［J］.Journal of Chinese Society of Power Engineering，2011，31（11）：809-816.