切向燃燒擺動噴口附加進風診斷模型

劉福國， 崔福興， 劉 科， 王海超

(國網山東省電力公司電力科學研究院，濟南 250003)

切向燃燒擺動噴口附加進風診斷模型

劉福國， 崔福興， 劉 科， 王海超

(國網山東省電力公司電力科學研究院，濟南 250003)

利用二次風擋板和爐膛阻力特性的冷態測試結果，并根據實際運行時鍋爐風箱與爐膛出口之間的差壓、二次風擋板開度和風粉質量流量等參數，得到風箱與爐膛出口差壓對煙風質量流量的跟隨特性，采用多個負荷工況的測試數據，以爐膛出口過量空氣系數計算值和測量值的偏差平方和最小為原則，建立了切向燃燒擺動噴口附加進風質量流量運行評估模型.在1臺實際運行鍋爐上的應用表明:利用該評估模型所得計算結果與設計數據相當，爐膛出口過量空氣系數的計算結果與實測值吻合；該評估模型可用于燃燒器噴口狀態診斷.

鍋爐；切向燃燒；擺動噴口；附加進風；診斷模型

在煤粉不同燃燒階段送入適量的空氣是燃燒過程設計和控制的有效手段[1-2]，因此在切向燃煤鍋爐爐膛不同高度布置功能各異的空氣和燃料噴口，通常包括一次風、輔助二次風、周界風、緊湊燃盡風、分離燃盡風以及最底層的“火下風”等[3-4].通過這些噴口有組織地配風，使爐內保持合理的風粉分布，以提高煤粉燃盡度[5]，降低氮氧化物生成量[6-7]，并滿足汽溫調節需要[8].燃燒器噴口風質量流量分配是通過調節相應風道上的擋板開度并保持適當的風箱與爐膛出口之間的差壓來實現的[9].

與有組織的燃燒配風相比，爐內還有一定數量的漏風和冷卻風等附加進風，這些無組織進風只有控制在一定范圍內，才能合理、有效地進行有組織配風.目前，切向燃煤鍋爐運行中風箱與爐膛出口之間的差壓普遍偏低，一些鍋爐低負荷時甚至不能建立合理的風箱與爐膛出口之間的差壓，爐內無組織進風質量流量較大是重要原因之一.

為調節再熱汽溫和消除爐膛出口氣流殘余旋轉，切向燃燒噴口通常設計成垂直或水平擺動式[8,10]，風道和噴口之間有一定的縫隙，并隨著磨損而加大，風箱中的熱風通過這些縫隙進入爐內，形成附加進風.雖然客觀上附加進風起到冷卻噴口和風道的作用，但是縫隙過大會對噴口的有組織配風帶來影響，在運行上表現為風箱與爐膛出口之間的差壓偏低.切向燃燒擺動噴口附加進風質量流量的運行評估對于爐內燃燒診斷、優化以及噴口安裝質量評價有一定意義，目前還未見對噴口附加進風質量流量進行測量或評估的報道.

1 風箱與爐膛出口之間差壓偏低原因分析

在實際運行中，切向燃煤鍋爐風箱與爐膛出口之間的差壓普遍偏低的主要原因有：

(1) 測量方面的原因.風箱與爐膛出口的差壓變送器兩側取壓點在垂直方向上跨越的距離很大，取壓管內空氣柱產生的靜差壓與實際測量差壓是相同的數量級，因此應對測量結果進行空氣柱差壓補償[11]，而目前電廠的測量系統均未進行補償，導致該差壓的測量值偏低.

(2) 爐內燃燒用風質量流量偏少.如果爐膛出口過量空氣系數偏小，表明鍋爐燃燒用風質量流量偏小，會引起風箱與爐膛出口之間的差壓運行值偏低.

(3) 一次風質量流量偏大.若輸送煤粉的一次風質量流量過大，通過風箱配送的二次風質量流量會相應減小，風箱與爐膛出口之間的差壓值會降低.

(4) 爐膛漏風和噴口附加進風質量流量過大.漏風和附加風等無組織風質量流量增大，則噴口有組織配風質量流量將減小，導致風箱與爐膛出口之間的差壓降低.現代大容量鍋爐爐膛嚴密性良好，爐膛漏風質量流量所占比例在5%以下，而擺動噴口附加進風質量流量與泄漏縫隙大小有關，受安裝質量影響，并隨著運行磨損而變大.

2 擺動噴口進風質量流量計算

從噴口進入爐內的二次風質量流量qm,2可通過對所有噴口質量流量求和得到：

(1)

式中：ρ2為二次風密度，根據二次風壓力和溫度計算，kg/m3；uj為第j只噴口風速，m/s；Aj為第j只噴口的面積，m2.

如前所述，擺動噴口除通過噴口向爐內送風外，噴口和風道之間的縫隙還會形成附加漏風.圖1為某鍋爐的一組分離燃盡風(SOFA)噴口和水平擺動機構示意圖.將附加進風看作是差壓驅動下的縫隙流動，根據文獻[12]，通過縫隙的附加進風質量流量qm,fj可按下式進行計算：

(2)

式中：Afj為附加進風面積，m2；Δpb為風箱到爐膛入口的壓降，Pa；Cd為排放系數，取Cd=0.8；Y為氣體膨脹系數，取Y=1[12].

進入爐膛的總二次風質量流量qm,2為噴口二次風質量流量qm,2p和附加風質量流量qm,fj之和：

qm,2=qm,2p+qm,fj

(3)

圖1 切向燃燒SOFA風擺動噴口

如圖2所示，根據風箱到爐膛入口的壓降Δpb、擋板及風道的阻力系數可計算出噴口風速uj：

(4)

式中：ζj為擋板阻力系數；ζ1為二次風箱到風道進口的局部阻力系數，ζ1=0.5[13]；ζ2為二次風道到爐膛入口的阻力系數，ζ2=1.0[14].

圖2 風箱到爐膛出口的壓降

Fig.2 Pressure drop between wind box and furnace outlet

擋板阻力系數ζj在冷態試驗中測定[15]，ζj可擬合成擋板開度ηj=xj/100的指數函數：

ζj=aj+bje-ηj/cj

(5)

式中：aj、bj和cj為常數；xj為第j個擋板開度百分數.

如圖2所示，風箱到爐膛入口的壓降Δpb可通過風箱與爐膛出口差壓Δp進行計算，該差壓Δp是重要的運行監控參數，通過對測量變送器進行空氣柱靜差壓補償，可得到Δp的實際值[15].Δp由風箱到爐膛入口的壓降Δpb和爐內的壓降ΔpL組成，通過對爐內流動阻力進行分析，得到Δpb為[15]：

(6)

(7)

式中：qm,1為一次風質量流量，kg/s；ρ1、ρ2分別為一、二次風密度，kg/m3.

式(6)中的爐膛入口一、二次風平均風速u0按下式計算：

(8)

鍋爐運行過程中，爐內煙氣平均溫度約在1 100～1 600 ℃[16-17]，式(6)中的ρL在0.21～0.27 kg/m3變化，式(4)中的ρL取0.24 kg/m3.

對于直吹式制粉系統，式(7)、式(8)中的qm,1為運行磨煤機的通風質量流量之和：

(9)

式中：qm,fi為第i臺磨煤機的通風質量流量，kg/s.

通過冷態試驗得到各二次風擋板的阻力特性曲線以及爐膛阻力系數.在鍋爐熱態運行中，測定風箱與爐膛出口之間的差壓Δp、一二次風壓力和溫度、磨煤機通風質量流量qm,fi以及各個二次風擋板的開度ηi等參數，在已知各噴口面積及附加進風面積Afj的情況下，根據式(1)～式(9)計算進入爐內的總二次風質量流量qm,2以及附加進風質量流量qm,fi，但是附加進風面積Afj是未知的，因此如何確定Afj是計算附加進風質量流量的關鍵.

3 噴口附加進風質量流量試驗

一般情況下，爐膛燃燒用風主要包括一次風、二次風以及少量的爐膛漏風，爐膛出口過量空氣系數α可按下式計算：

(10)

式中：qm,c為入爐煤質量流量，kg/s；m0為1 kg入爐煤燃燒所需要的理論空氣量，kg；Δα1為爐膛的漏風系數，可取為0.05.

式(10)中爐膛出口過量空氣系數α也可通過測量煙氣中含氧體積分數進行計算[18]：

(11)

式中：φO2為爐膛出口煙氣含氧體積分數，%.

對于直吹式制粉系統，式(10)中的入爐煤質量流量qm,c為運行磨煤機給煤質量流量之和：

(12)

式中：qm,ci為第i臺磨煤機的給煤質量流量，kg/s.

式(10)中1 kg煤燃燒所需要的理論空氣質量m0按下式[19]計算：

m0=0.115 1wCb+0.343 0wH+

0.043 1wS-0.043 2wO

(13)

式中：wCb為實際燒掉的碳質量分數，%；wH、wS、wO分別為收到基氫、收到基硫和收到基氧質量分數，%.

根據文獻[18]，實際燒掉的碳質量分數wCb按下式計算：

(14)

為評估噴口附加進風質量流量，需要測試或采集的數據包括：在鍋爐冷態條件下，測定二次風擋板的阻力特性以及爐膛阻力系數，得到式(5)和式(6)中的ζL值；在鍋爐穩定的熱態運行工況下，測定風箱與爐膛出口之間的差壓Δp、一二次風壓力和溫度、磨煤機給煤質量流量和通風質量流量、各二次風擋板的開度ηi、爐膛出口煙氣含氧體積分數；采集入爐煤樣和灰渣樣，分別進行元素成分和未燃盡碳質量分數化驗，方法見文獻[18].

測定上述運行參數后，式(1)～式(14)中僅含有一個未知變量Afj，求解方程得到Afj，再利用式(2)得到噴口附加進風質量流量qm,fj.

為提高測試和計算的準確性，可進行多個負荷工況的試驗.設共進行m個工況的測試，對于第k次測試，式(10)中的爐膛出口過量空氣系數記為αk(Afj)，它是噴口附加進風面積Afj的函數，式(11)中測定的過量空氣系數記為α0，滿足m個工況的過量空氣系數偏差平方和最小的Afj值即為最終所求的Afj：

約束條件 0

(15)

4 應用實例分析

某電廠鍋爐是亞臨界、一次再熱、控制循環鍋爐，型號為SG-1025.7/18.3-M840，采用正壓直吹式制粉系統，配有5臺RP923磨煤機.設計煤種為煙煤，燃燒系統采用四角布置的切向燃燒擺動噴口，每臺磨煤機向同層4只一次風噴口供粉.2013年該鍋爐進行了低NOx燃燒系統改造，改造后共有24層噴口，噴口的面積和配置的擋板如圖3所示，式(6)中燃燒器中心線到爐膛出口的高度H為34.3 m.

4.1 附加進風質量流量計算

根據文獻[15]提供的方法，在冷態條件下測試擋板阻力系數隨風門開度的變化，結果如圖4所示，式(6)中爐膛阻力系數ζL為0.78.熱態運行時，共進行6個負荷工況的試驗，采集的數據如表1所示.

附加風面積在Matlab 7.6平臺上進行計算，采用fmincon函數求解上述有約束的非線性多元函數最小值[20].編寫式(10)描述的函數αk，該函數的啞元參數為附加進風面積Afj以及表1中的前43個變量；編寫式(15)描述的目標函數fun(x)，利用表1中的前43項數據，采用啞實結合調用子函數αk，計算6個負荷工況下過量空氣系數的偏差平方和，αk函數的啞元參數Afj作為目標函數fun(x)的自變量x，在命令窗口輸入如下命令：

圖3 某鍋爐燃燒噴口及擋板配置

圖4 擋板阻力系數隨風門開度的變化

lb=[0]; ub=[5]; x0=[1.0];

表1 不同負荷下的試驗數據

[x,fval]=fmincon(@fun,x0,[],[],[],[],lb,ub, [],[])，進行求解，得到Afj為1.285 m2.

利用Afj的求解結果，根據式(1)～式(3)可計算不同負荷下噴口風質量流量和附加進風質量流量，結果見表2.

表2 附加風及各種風質量流量

4.2 結果分析及驗證

由表2可知，機組負荷為180～300 MW時，鍋爐燃燒器噴口附加進風質量流量在91.0～126.7 t/h，占總風質量流量的11.6%～13.7%，該鍋爐設計的附加進風質量流量占總風質量流量的15%，這部分設計風質量流量還包括火焰檢測器的冷卻用風，上述附加進風質量流量計算值不包括這部分用風.因此，考慮火焰檢測器的冷卻用風后，附加進風質量流量計算結果與設計值相當.

根據附加進風面積Afj以及表1前43項的數據，利用式(1)～式(10)、式(12)～式(14)可得到爐膛出口過量空氣系數的計算值，將式(11)得到的過量空氣系數作為測量值，計算值與測量值的對比見圖5，可見二者吻合較好.

圖5 過量空氣系數的計算值與測量值的比較

實際附加進風面積Afj為1.285 m2時，保持表1中300 MW負荷下噴口擋板開度不變，根據式(1)～式(10)、式(12)～式(14)計算不同風箱與爐膛出口之間差壓下的過量空氣系數.如圖6所示，當噴口和風道之間的縫隙因磨損或安裝不當而增大時，風箱與爐膛出口之間差壓和過量空氣系數之間的關系會發生變化.圖6還給出了Afj為1.8 m2時風箱與爐膛出口之間差壓和過量空氣系數的變化特性.由圖6可知，相同的過量空氣系數下附加進風面積增大，風箱與爐膛出口之間的差壓明顯降低，噴口風速減小；過量空氣系數為1.15時，當Afj從1.285 m2增大到1.800 m2時，風箱與爐膛出口之間的差壓從1 125 Pa降低到969 Pa，SOFA風噴口風速從42.0 m/s減小到38.8 m/s，二次風的穿透能力減弱，從而會影響爐內混合和燃燒.

圖6 不同附加進風面積時風箱與爐膛出口之間的差壓和過量空氣系數的關系

Fig.6 Pressure drop between wind box and furnace outlet vs. excess air coefficient for different leakage areas of additional air

5 結 論

(1) 對于燃煤鍋爐切向燃燒擺動噴口，風箱二次風通過風道和噴口之間的縫隙進入爐內，形成噴口的附加進風，附加進風質量流量應控制在合理的范圍內.

(2) 利用冷態時測定的二次風阻力特性和爐膛阻力系數，并結合熱態時風箱與爐膛出口之間的差壓、二次風擋板開度、一次風質量流量、爐膛過量空氣系數以及入爐煤量和元素成分等參數，對噴口附加進風質量流量進行評估，評估結果可用于噴口運行狀態診斷.

(3) 對某臺鍋爐進行附加進風質量流量評估，附加進風質量流量在91.0～126.7 t/h，占總風質量流量的11.6%～13.7%，與該鍋爐的設計附加進風質量流量相當.

(4) 噴口的附加進風面積增大，風箱與爐膛出口之間的差壓降低，噴口風速減小.對于實例鍋爐，保持過量空氣系數的二次風擋板開度不變，當附加進風面積Afj從1.285 m2增大到1.800 m2后，風箱與爐膛出口之間的差壓從1 125 Pa降低到969 Pa，SOFA風噴口風速從42.0 m/s減小到38.8 m/s，二次風穿透能力減弱.

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Diagnosis Model of Additional Air Flow Through Gaps of Tangential Firing Oscillating Nozzles

LIUFuguo,CUIFuxing,LIUKe,WANGHaichao

(State Grid Shandong Electric Power Research Institute, Jinan 250003, China)

Based on resistance characteristics of secondary air baffle and boiler furnace measured under cold state conditions, considering the following character of pressure differential between wind box and furnace outlet with air/gas flow rate obtained according to such parameters as the actual pressure differential, the opening of secondary air baffle and the flow rate of pulverized coal-air mixture at different loads, an evaluation model was established for the mass flow rate of additional air entering into boiler furnace through gaps of tangential firing oscillating nozzles, following the principle of least sum of squares of deviations between calculated and measured data of the excess air coefficient at furnace outlet. Actual applications in a boiler indicate that the results calculated with the evaluation model agree well with both the design values and actual measurements, which therefore may be used to diagnose the running state of relevant nozzles.

boiler; tangential firing; oscillating nozzle; additional air; diagnosis model

1674-7607(2017)08-0608-07

TK223.21

A

470.30

2016-08-17

2016-10-18

劉福國(1969-)，男，江蘇徐州人，高級工程師，工學碩士，主要從事電廠鍋爐運行監測、診斷和優化方面的研究. 電話(Tel．)：0531-67982860；E-mail：lephico@163.com．