四角切圓無煙煤燃燒系統靈活性改造優化研究

熊英瑩譚厚章

(1.山西大學動力工程系,山西太原 030006;2.西安交通大學熱流科學與工程教育部重點實驗室,陜西西安 710049)

0 引 言

我國電力工業中70%以上的燃料來自于煤炭,無煙煤和貧煤在電站鍋爐燃用煤量中占40%以上。難燃煤的煤化程度高,揮發分低,可磨性能差,反應性低,著火與燃盡都比較困難,需要較高的著火與燃盡溫度,以及較長的燃盡時間。燃燒無煙煤鍋爐基本存在燃煤著火性能差、燃盡率低、鍋爐設備燃燒不穩、效率下降、受熱面結渣嚴重等一系列問題。有些電廠由于現有燃用煤種與設計煤種嚴重偏離,為電廠運行安全帶來極大隱患。此外,由于電廠普遍承擔著調峰任務,調峰意味著現有設備可以在較低負荷下安全工作,所以必須適時結合鍋爐實際情況進行優化調整,維持鍋爐安全高效運轉。

對于無煙煤鍋爐改造研究較多。王春昌等[1]將燃用無煙煤鍋爐進行了改燒煙煤的改造。崔永忠等[2]對420 t/h燃燒無煙煤鍋爐進行穩燃改造,包括燃燒器改造、增加衛燃帶等。目前改善鍋爐對煤種、低負荷運行適應性的主要辦法是:采用對煤種、負荷具有良好適應性的寬調節比高穩燃性能的燃燒器;在燃燒器區域的水冷壁爐墻上敷設一定厚度和面積的隔熱材料——衛燃帶。采用設計性能良好的燃燒器可取得一定成果,但由于煙氣溫度會隨鍋爐負荷下降而降低,當負荷下降到某一極限值時,煙氣溫度過低,不能滿足煤粉氣流著火要求,為避免出現燃燒不穩定及熄火,必須投油運行,不利于電廠低成本運行[3],所以燃用低揮發分劣質煤的鍋爐大多在燃燒器區域附近的水冷壁爐墻上敷設衛燃帶。但是,衛燃帶的面積和敷設方式很難把握,敷設面積過大,燃燒器區域煙溫過高會加劇結渣,面積過小,其穩燃作用不明顯。敷設方式不當,可能形成結渣源,影響正常運行。因此有必要對衛燃帶敷設面積進行系統研究,特別從穩定著火和燃燒角度等方面。本文針對某220 t/h燃燒無煙煤鍋爐,進行燃燒系統靈活性改造優化研究,以期望最大限度減輕鍋爐受熱面結焦情況,同時改善熱電站鍋爐摻燒劣質煤的運行特性,為同類鍋爐改造提供借鑒作用。

1 系統概況

某220 t/h鍋爐采用北京巴布科克·威爾科克斯(Babcock&Wilcox,簡稱B&WB)公司設計生產的B&WB-220/9.81-M型四角切圓固態排渣煤粉鍋爐,鍋爐采用Π型布置,自然循環,單汽包、單段蒸發、集中下降管循環蒸發系統。鍋爐為全鋼結構,鍋爐前部為爐膛,四周布滿膜式水冷壁,爐膛出口處布置屏式過熱器,水平煙道內裝設高低溫兩級過熱器,尾部豎井交錯布置兩級省煤器和兩級空氣預熱器。鍋爐設計煤種為無煙煤,采用球磨機、中間粉倉、熱風送粉的制粉系統。該鍋爐爐膛斷面為正方形,寬度和深度均為7 570 mm。四周由光管和扁鋼焊成全密封的膜式水冷壁。

鍋爐燃燒器為四角切圓布置,各風口從上到下分別是三、上二、中二、上一、下一、下二,其中在下二次風口內設有蒸汽霧化的助燃油槍,在鍋爐運行時引入了瓦斯燃燒系統,在各組噴燃器的下二次風口加入了瓦斯噴嘴,燃用瓦斯量為0～4 200 m3/h,正常情況下瓦斯氣用量為1 500 m3/h。燃燒器布置如圖1所示。

圖1 燃燒器切圓示意及噴口布置Fig.1 Burner cutting circle schematic and nozzle layout

2 存在問題

由于燃用煤種和設計煤種之間的差異,煤質揮發分降至7%～8%時,鍋爐飛灰可燃物含量由5%增至25%,鍋爐煤種適應性差,燃用超低揮發分無煙煤時燃燒穩定性較差,易出現鍋爐滅火事故;下一次風和下二次風的實際切圓可能偏大,燃燒器區域有明顯結焦現象,水冷壁、屏式過熱器結焦嚴重;制粉系統起停對爐內燃燒擾動太大,制粉系統起停能對爐膛出口溫度造成近100℃波動。

3 熱、冷態試驗及結果分析

3.1 熱態試驗

根據影響煤粉著火的因素,對煤粉細度變化、鍋爐負荷、磨煤機啟停、三次風、二次風、瓦斯等進行研究。試驗工況為停甲乙磨煤機,停瓦斯,關甲排粉機時,觀察三次風對爐膛出口煙溫偏差的影響,測得乙側溫度與甲側溫度間的溫差,結果如圖2所示。由圖2可知,三次風對爐膛出口煙溫偏差的影響很大,接近100℃左右。

圖2 三次風對爐膛出口煙溫偏差的影響Fig.2 Influence of tertiary air on deviation of furnace exit temperature

停甲乙磨煤機、停瓦斯、關甲乙排粉機,觀測乙側爐膛出口溫度與甲側爐膛出口溫度差,研究二次風對爐膛出口溫度偏差的影響,如圖3所示。由圖3可知,沒有三次風影響時,煙溫偏差為60℃左右,說明二次風的切圓直徑仍很大,造成出口殘余旋轉大,溫差偏大。

圖3 二次風對爐膛出口煙溫溫差的影響Fig.3 Influence of secondary air on deviation of furnace exit temperature

停甲乙磨煤機、停甲乙排粉機后,停瓦斯與供瓦斯的爐膛出口溫度偏差(乙側爐膛出口溫度-甲側爐膛出口溫度)和平均溫度(甲側爐膛出口溫度和乙側爐膛出口溫度的平均值)如圖4所示。由圖4(a)可知,瓦斯供入時會影響爐膛出口溫度偏差。供入瓦斯后,爐膛出口溫度偏差波動20℃,因此要合理控制瓦斯供入,盡量減少其對燃燒工況的影響。由圖4(b)可知,加入瓦斯后,爐膛出口平均溫度升高,對屏式過熱器掛渣不利,因為瓦斯的通入,煤粉著火推遲,飛灰可燃物升高,影響熱經濟性。

圖4 瓦斯對爐膛出口溫度偏差影響Fig.4 Influence of mashgas on deviation of furnace exit temperature

熱態試驗結果表明:① 煤粉變細后,煤粉著火提前,爐膛溫度升高,機械未完全燃燒熱損失下降明顯,飛灰含碳量和大渣含碳量都有所降低,有利于穩定燃燒和提高鍋爐經濟性。②大負荷時,燃燒狀況良好,爐膛溫度升高,而出口煙溫基本不變;飛灰含碳量和大渣含碳量下降明顯,化學未完全燃燒熱損失降低明顯,散熱損失小,鍋爐效率上升,熱經濟性好。③ 停某側磨煤機時,對爐膛出口溫度影響很大,爐膛出口溫度下降100℃左右;停掉排粉機,爐膛溫度升高,有利于燃燒,機械未完全燃燒損失降低,鍋爐熱經濟性高。

3.2 冷態試驗

冷態試驗是熱態試驗的補充,根據冷熱態?；瘲l件——動量相等的原則,計算得出冷態下一、二、三次風風速,試驗包括飄帶試驗、爐膛速度場的測量、貼壁速度場的測量。

改前飄帶試驗如圖5所示(0表示貼墻)。冷態試驗中,下一次風和上一次風貼壁嚴重,切圓燃燒方式的流場組織較差,切圓直徑過大,引起鍋爐結渣。

圖5 飄帶試驗Fig.5 Tie-floating test

根據試驗數據繪制下二次風和下一次風速度分布如圖6所示。由圖6得冷態時實際切圓直徑分別為5 407.2和5 240.8 mm,明顯偏大。冷態試驗說明爐膛內流場組織不好,切圓直徑偏大,燃燒貼壁,這也是結渣的原因之一。

圖6 風速分布Fig.6 Wind velocity distribution

4 靈活性改造優化方案

4.1 爐內實際切圓直徑計算

試驗機組燃燒系統為直流式四角切圓燃燒方式,雙切圓燃燒,其中一次風煤粉氣流為反切(順時針旋向),假想切圓直徑為600 mm;二次風氣流為正切(逆時針旋向),假想切圓直徑為850 mm;投運以來爐內受熱面結焦嚴重影響鍋爐安全、經濟運行。

影響爐內結渣的因素繁多,但爐內空氣動力場不良是導致燃燒器區結渣的最主要因素之一。而爐內假想切圓大小又直接影響了爐內空氣動力場。如果假想切圓太大,鍋爐運行時,從燃燒器噴口噴出的射流容易偏轉,造成熾熱的煤粉氣流直接沖刷水冷壁,導致結渣。但假想切圓直徑越大,從上游鄰角過來的火焰氣流更靠近射流根部,越有利于著火,混合更強烈,爐內充滿度更好。相反,若假想切圓直徑過小,高溫火焰集中在爐膛中部,爐膛四周溫度水平低,不利于煤粉著火、混合和燃盡[4-5]。

文獻[6]推薦假想切圓直徑D0=(0.05～0.12)×B0(B0為爐膛平均寬度)。但對于不同容量不同形式的鍋爐并沒有精確的計算公式,無法指導實際鍋爐調整與改造,因此,有必要針對鍋爐找到相對精確的實際切圓計算公式,對于鍋爐改造與運行指導具有重要意義。

4.2 影響實際切圓直徑的因素

影響實際切圓直徑的因素主要有:假想切圓大小,射流動量矩流率、氣流偏斜、燃燒器組高寬比及燃燒器噴口間隙、一次風和二次風的動量比、一次風射流剛性、燃燒煤種及燃燒過程、四角風粉均勻性。

假想切圓直徑越大,其實際切圓直徑越大。射流沿噴口軸線方向隨距離的增長,其射流動量逐步減弱,對圓形射流軸線上速度為[7]

式中,um為離噴口出口x距離處軸向速度,m/s;u0為噴口出口處軸向速度,m/s;Ku為系數(對等溫射流Ku=6.3);ρ0為噴出流體密度,kg/m3;ρα為周圍流體密度,kg/m3;d0為噴嘴直徑,mm;x為離噴口軸向距離,mm。

由式(1)可知,射流進入爐膛后,沿軸線上速度逐漸變小,射流剛性逐漸減弱,受到上鄰角氣流沖擊時射流產生偏斜,導致實際切圓直徑比假想切圓直徑大。假想切圓直徑越大,其射流受上鄰角射流沖擊偏移就越大。

對已定尺寸的爐膛,從噴口到達切圓邊緣的距離是固定的,如式(1)中的x為定值,此時,射流動量矩流率越大,表明射流出口速度越高,u0越大,um值就會越大。um值(即射到達切圓邊的速度)越高,其射流剛性就越好,射流偏移減小,因此,射流動量矩流率越大,實際切圓相對就會越小。

影響因素可從設計和運行兩方面考慮[8-10]。設計方面考慮因素:①假想切圓直徑與爐膛等效直徑之比D0/Ddl(Ddl=2AB/(A+B)),其中A為爐膛寬,B為爐膛深;② 燃燒器的高寬比h/b(h為燃燒器高度,b為燃燒器噴口寬度);③燃燒器總面積與爐膛截面積之比ΣAi/A;④ 燃燒器間隙率s/b。運行方面考慮因素:① 二、一次風動量比(m2v2)/(m1v1);②燃燒器擺角α。

對以上影響因素進行分析,得出實際切圓的關聯式為[11-12]

式中,Dy為實際切圓直徑,mm;Kxs為修正系數。

經過計算(下二次風)得修正系數Kxs=1.132。

在設計一、二次風速狀態下,冷態時實際切圓直徑為5 407.2 mm,爐膛寬度為7 570 mm,切圓上氣流速度最大點離水冷壁只有1 000 mm左右,若一次風速稍微降低(熱態時經常發生),爐內切圓就會刷墻,加上熱態時煤粉燃燒膨脹將進一步降低射流剛性,熱態時射流偏斜將更加嚴重,因此,原設計工況下實際切圓太大,有必要通過降低燃燒器噴口假想切圓直徑來降低爐內實際切圓直徑。

根據已有改造經驗,將實際切圓直徑控制在3 600～4 000 mm,使冷態下切圓邊緣離水冷壁的距離保持在2 000 mm左右。由式(2)可得到假想切圓直徑D0為653.5～699.3 mm,考慮保證爐膛內煤粉氣流既不沖刷水冷壁而引起結渣,又有較大的火焰充滿度,最后選定改造后假想切圓直徑為D0=700 mm,實際切圓直徑為4 000 mm。

在冷態下依據式(2)計算實際切圓直徑隨二次風、一次風風速的變化,一次風速度為23、25、27m/s下,實際切圓大小隨二次風速的變化如圖7所示。

圖7 實際切圓大小與二次風速的關系Fig.7 Relationship between the actual cut circle size and the secondary air speed

由圖7可知,總風量一定的情況下,二次風速增大時,一次風速減小,則實際切圓直徑變大,容易引起結渣;一次風速增大時,一次風剛性增強,則實際切圓直徑變小;一次風射流偏轉的主要原因之一是由于上游鄰角橫掃過來的慣性力,慣性力是由上游一、二、三次風混合后形成的綜合動量所決定,特別是一、二次風混合后形成的綜合動量,二、一次風動量比越大,則一次風射流偏轉程度越大,爐內實際切圓越大,越易引起結焦。

在熱態設計狀態下,一次風速v1=25 m/s,二次風速v2=45 m/s時,充滿度為0.697 9,一次風不會刷墻,但如果一次風速降低,火焰充滿度快速增加,還會引起結渣。

4.3 燃煤特性分析

在實際燃用煤種方面,根據熱電站數據,選取試驗期間14 d數據進行統計,具體見表1。由表1可知,入爐煤揮發分Vdaf為8.33% ～14.78%,平均為10.99%,Qnet,ar為 20.19 ～ 25.32 kJ/g, 平 均 為23.46 kJ/g,基本可以代表該機組日常的燃料情況。

表1 熱電站日常燃用煤種性質Table 1 Coal sample properties in thermal power plant

由于現場條件有限,無法對燃煤進行細致測試,采用普華煤質特性判別準則(文獻[8])進行判斷,結果如下:

1)著火穩定性指數Rw

Rw判斷依據見表2。試驗期間入爐煤Rw=4.146 ～4.617,設計煤種Rw=4.058,校核煤種Rw=4.272,因此,該機組燃用的無煙煤著火穩定難。

表2 著火穩定性指數判斷依據Table 2 Decision fundament on fire stability index

2)燃料燃盡性指數Rj

Rj判斷依據見表3。試驗期間入爐煤Rj=2.353 ～3.313,設計煤種Rj=2.174,校核煤種Rj=2.609,因此,該機組燃用的無煙煤燃盡指數為中等～極難。

表3 燃料燃盡性指數判斷依據Table 3 Decision fundament on fuel burnout index

3)著火溫度指數Td

Td判斷依據見表4。試驗期間入爐煤Td=621～640℃,設計煤種Td=630℃,校核煤種Td=632℃,因此,該機組燃用的無煙煤燃燒穩定性為難～極難。

表4 著火溫度指數判斷依據Table 4 Decision fundament on ignition temperature index

由上述分析可知,該機組設計煤種、校核煤種與現有燃煤差別較大,原有設計方案在實際使用中要重新考量。對于燃料供給方面,要適時根據煤種調整煤粉細度。考慮到瓦斯氣體在四角供應不均勻的情況和瓦斯自身特點(瓦斯的流量在3 000 m3/h時供應熱量可占到整個熱負荷的15.15%左右,運行時對出口煙溫的影響在30～40℃),建議加裝4臺瓦斯流量表。

4.4 衛燃帶面積計算

試驗機組采用約80 m2的銷釘式衛燃帶,衛燃帶表面采用耐火材料,衛燃帶敷設方式為在四面爐墻中部各敷設5 600 mm×2 800 mm長方形,其中衛燃帶最高處與三次風噴口下沿持平。該衛燃帶主要敷設在燃燒器區域,預期目的是減少輻射換熱,提高敷設區域爐膛中心區域溫度,最大限度地保證燃料著火,穩定燃燒。衛燃帶敷設情況如圖8所示。

圖8 衛燃帶敷設情況Fig.8 Refractory belt laying condition

式中,Fr為衛燃帶面積,m2;Fl為爐內水冷壁管面積,m2;Dmin為最低穩燃負荷,%;r為氣化潛熱,kJ/kg;Tlm為爐內最低平均溫度,K;Tw為水冷壁管外表溫度,K;φ為爐膛保溫系數;ξ為相對灰污系數;σ0為玻爾茨曼常數,J/K;αl為水冷壁管與爐內火焰間系統黑度。

設入爐煤揮發分為10%,鍋爐設計出力為220 t/h,考慮最低穩燃負荷為75%。爐內穩定燃燒的最低溫度為1 159 K,相應Tw=650 K,r=1 300 kJ/kg,對于ξ、αl,均采用相關資料的推薦值ξ=0.5,φ=0.98,αl=0.98,σ0=5.67×10-8J/K,可以計算出Fr在75%負荷情況下的數值為50.79 m2。若鍋爐運行在75%以下時,衛燃帶還有必要增加部分面積,目前鍋爐多數時間在滿負荷220 t/h狀態下運行,現有衛燃帶面積約為80 m2,顯然偏高,有必要減少部分面積。

按上述衛燃帶面積計算公式,可得不同衛燃帶敷設面積下,燃燒器區域的平均溫度T隨鍋爐負荷D的變化,具體如圖9所示。

對圖9曲線進行擬合,結果為:①不敷設衛燃帶時,T=683.643 79+740.136 21D-487.183 45D2+162.738 26D3;② 敷設30 m2衛燃帶,T=717.563 57+990.826 59D-710.627 56D2+246.569 26D3;③ 敷設60 m2衛燃帶,T=738.696 29+1 108.232 85D-816.283 31D2+286.548 51D3;④ 敷設 90 m2衛燃帶時,T=753.087 54+1 178.945 11D-879.876 06D2+310.649 44D3。

衛燃帶敷設面積為[13-15]

圖9 衛燃帶敷設面積關聯圖Fig.9 Association graph of refractory belt laying area

調整前衛燃帶面積為80.64 m2,根據圖9計算調整后衛燃帶面積為63.36m2,減小了約20%,通過利用兩側結焦特性不同的特點,減小焦塊大小,可在一定程度上緩解結焦嚴重的現象。

5 結 論

1)220 t/h無煙煤鍋爐靈活性改造方案如下:①假想切圓直徑為700 mm,對應的實際切圓直徑為4 000 mm;②下一次風噴口的V型由垂直方向改為水平方向;③ 將原上一次風百葉窗水平濃淡燃燒器噴口V型穩燃體去除,改為直板型;④ 衛燃帶面積由80.64 m2調整為63.36 m2;⑤由于瓦斯氣體在四角供應不均勻,建議加裝4臺瓦斯流量表。

2)該機組經過靈活性燃燒優化改造后,鍋爐燃盡性能較好,風粉濃度在線監測裝置顯示,飛灰含碳量平均控制在3.29%;鍋爐結焦特性也得到改善。

3)通過優化研究,提出了修正后的冷態實際切圓計算公式。通過試驗數據得到主氣流(下二次風)修正系數Kxs=1.132,并做出實際切圓與一次風速、二次風速的關系曲線,這對熱態時實際切圓大小的預測有指導意義。

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