20 t/h煤粉工業鍋爐鈍體改造試驗研究

郭猛猛,梁 興,周建明,王永英

(1.煤炭科學研究總院,北京 100013;2.煤科院節能技術有限公司,北京 100013;3.煤炭資源高效開采與潔凈利用國家重點實驗室,北京 100013;4.國家能源煤炭高效利用與節能減排技術裝備重點實驗室,北京 100013)

0 引 言

煤粉工業鍋爐是煤炭科學研究總院借鑒德國燃煤工業鍋爐技術,于21世紀初自主研發成功的,具備快速點火響應、寬負荷調節的特點,滿足工業生產和市政供暖的需求,現已在全國20多個省市推廣百余套,首批在神東5個礦區實現大規模推廣應用[1]。由于在鍋爐設計、安裝和運行調試方面存在偏差,導致神東某礦區的個別鍋爐出現煤粉燃盡率偏低和飛灰含碳量偏高的現象,主要原因是二次風旋流強度弱、燃燒器內湍流強度小、煤粉在燃燒器內停留時間短,導致鍋爐燃燒效率較低。岑可法等[2-3]對不同形狀的鈍體產生的尾跡回流區進行空氣動力學研究,以及對鈍體尾跡湍流特性、熱質交換和火焰的溫度特性等進行了研究,表明鈍體產生的回流區有促進著火、穩定燃燒的作用,區別于一般正噴燃燒器上鈍體加裝在噴口處,煤科院針對雙錐逆噴燃燒器獨有的結構特點,設計了圓錐型鈍體,加裝在雙錐燃燒器的前錐處,既增加了二次風旋流強度和燃燒器內湍流強度,又增加了煤粉氣流在燃燒器內的停留時間。通過7 MW熱態臺架燃燒器和14 MW鍋爐燃燒器進行了加裝鈍體的驗證試驗,結果表明,加裝鈍體后鍋爐的燃盡率提高、飛灰含碳量降低,具體表現在爐膛溫度升高、爐膛負壓波動變小、煙氣氧含量降低和蒸發量升高。本文對4種不同邊寬比的鈍體進行了工業試驗,通過分析選擇出符合20 t/h鍋爐最佳的鈍體安裝尺寸。

1 鈍體穩燃原理及參數設計

將物體置于流場中,當流體經過時會急劇改變流動方向,壓力急劇升高,阻力增大,流體的流速也發生較大變化,出現倒流現象,這樣的物體稱為不良繞體或鈍體。鈍體的形狀較多,結合煤粉工業鍋爐中心逆噴雙錐燃燒器的結構特征,最終確定圓錐形鈍體結構[4-5]。

1.1 鈍體穩燃原理

典型鈍體的煤粉火焰燃燒過程為：在火焰中心線裝入鈍體,將火焰分為2股,鈍體尾跡回流區負的壓力梯度會使這2股射流在某一個距離處收攏,甚至匯合(后駐點),合并成為擴大的單股火焰,恢復單股火焰的特征,從回流區的后駐點到火焰合并的距離定義為尾跡恢復區或火焰合攏過渡區。這時火焰基本完成了煤粉的預熱、揮發分析出和燃燒以及部分焦炭的燃燒過程,而后火焰完全發展。由于鈍體產生高溫煙氣回流區,因此鈍體具有穩燃的作用[6-9]。

鈍體產生的回流區使火焰穩定和燃燒強化的原因是：① 強化了燃燒過程的湍流交換。② 強化了燃燒過程的初始階段。因為短時間內揮發分大量析出,固定碳快速燃燒。一般煤粉在爐膛內燃燒停留時間為1 s,但在0.15 s內,揮發分析出超過90%,固定碳燃燒70%,約20%的時間(0.2 s)燃燒煤粉的80%,剩下的20%未燃煤粉成分主要是焦炭,需要80%的時間(0.8 s)完全燃盡。而內回流區的存在延長了煤粉在初始階段的停留時間。③強化了燃燒過程的對流換熱。一般情況下,煙氣平均溫度為1 100℃時,以高溫煙氣回流加熱為主的著火時間為0.003 s,而以火焰及爐膛的輻射加熱為主的著火時間則為0.07 s,說明鈍體的高溫煙氣加熱煤粉至著火的時間比無鈍體的輻射加熱快23倍。

1.2 圓錐形鈍體設計參數

圓錐形鈍體示意如圖1所示,其中,H為噴口寬度,m;h為鈍體的寬度,m;b為鈍體伸入噴口的寬度,m;α為圓錐形鈍體頂,(°)。阻塞率η=b/H指鈍體布置中噴口阻塞程度。

圖1 圓錐形鈍體示意Fig.1 Illustration of conical blunt body

鈍體錐角α的變化對回流區邊界的影響較敏感。回流區的長度和寬度均隨α的增大而增大。因為鈍體錐角越大,動量的徑向分量愈大,氣流易產生較大的偏折,使回流區寬度增加。同理,氣流軸線卷曲的能力有所減弱,使兩側主流的匯合點后移,因而回流區長。鈍體錐角過大,使射流的擴散角張開太大,可能引起刷墻、結焦,因此α以60°～90°為宜。

鈍體邊寬比(h/H)對回流區邊界的影響存在一個最優值。因為邊寬比過大,盡管回流區直徑較大,但氣流的擴散角也會增大,使煤粉氣流貼墻,結焦并沖刷和磨損水冷壁管,而且過大的邊寬比使回流區的長度縮短了,不能巻吸下游溫度較高的熱煙氣回流,火焰的穩定性也受到影響。鈍體的邊寬比取0.6 ～0.8 為好。

鈍體的阻塞率對回流區的尺寸影響不大,但會使阻力系數迅速增加,從工業應用來看,阻塞率應盡量低。鈍體的阻塞率為0是目前鈍體布置中比較廣泛采用的方式。阻塞率越大,回流區越短,阻力成倍增長。所以選用阻塞率為0的工況[10-11]。

2 鈍體改造結果

2.1 鈍體改造熱態臺架試驗

在試驗基地開展7 MW的熱態臺架試驗結果如圖2所示。可以看出：① 改造后的噴射火焰更明亮。改造前的燃燒器在噴口處,有黑色煤粉噴出;而改造后的燃燒器,在噴口附近幾乎沒有黑色煤粉噴出,火焰整體變得更明亮;② 火焰剛性增強。改造前的噴射火焰在噴嘴出口處就開始發散,而改造后噴射火焰在距離燃燒器噴口1.8 m處才開始發散,這是由改造后煤粉在燃燒器內部燃燒進程加快,火焰噴射速度更高導致的。通過熱態臺架試驗,初步驗證改造方案可行[12]。

圖2 熱態臺架鈍體改造前后火焰噴射Fig.2 Thermal bench before and after the transformation of blunt body flame map

2.2 鈍體改造現場試驗

針對神東某礦區20 t/h鍋爐進行鈍體改造,在燃燒器的中心一次風管上加裝圓錐形鈍體,錐角60°,高234 mm,錐底面直徑215 mm。鍋爐的運行工況：螺旋供料頻率40～42 Hz,實際供料量1.4～1.6 t/h,二次風閥開度28% ～30%,引風機頻率34 ～35 Hz。

2.2.1 鈍體改造前、后蒸發量

圖3 改造前、后蒸發量對比Fig.3 Comparison of steam production before and after transformation

改造前、后蒸發量對比如圖3所示。鍋爐連續穩定運行100 min,改造后的鍋爐蒸發量均值從13 t/h提高到15 t/h(因為氣中帶水,導致測量裝置顯示值比實際值低),蒸汽量也更穩定。90 min后,改造后的蒸發量有所下降,這是因為在鍋爐運行過程中,螺旋供料從1.6 t/h 降至 1.4 t/h。

2.2.2 鈍體改造前、后爐膛負壓

改造前、后爐膛負壓對比結果如圖4所示。可以看出,改造前負壓波動較大。改造后爐膛負壓絕對值減小,波動幅度也減小,說明鍋爐運行過程中,爐膛負壓更穩,運行更加穩定。

圖4 改造前、后爐膛負壓對比Fig.4 Comparison of negative pressure before and after the transformation of the furnace

2.2.3 鈍體改造前、后爐頭溫度

改造前、后爐頭溫度測點如圖5所示,由上到下共3個溫度測點(A、B、C),具體溫度分布見表1。可以看出,改造后的爐頭溫度下降,這是由于鈍體阻擋火焰進入爐頭前部,且3個測點的溫度差變小,也說明燃燒器內部火焰場更加均勻、穩定。

圖5 改造前、后爐頭溫度測點Fig.5 Furnace temperature measurement points before and after transformation

2.2.4 鈍體改造前、后爐膛結焦

鍋爐連續運行10 d,爐膛內部的積灰結焦情況如圖6所示。由于積灰結焦的出現,導致爐膛膜式壁換熱大幅減弱。改造后鍋爐連續運行26 d,爐膛內部無明顯的積灰和結焦,這是由于改造后燃燒器噴口的流體湍流度和噴射速度增加,不僅使燃燒室內部的燃燒進程增加,而且使爐膛內部的燃燒更加激烈。

表1 各測點溫度分布Table 1 Temperature distribution of each measuring point

圖6 改造前爐膛內部積灰結焦情況Fig.6 Fouling coke figure in the furnace before the transformation

3 不同鈍體尺寸對比試驗分析

3.1 試驗方法

試驗分為4個階段,每個階段更換不同邊寬比的鈍體,在保持鈍體高度不變的情況下,鈍體的邊寬改變,相應鈍體的錐角也會改變。鈍體的阻塞率為0(鈍體的頂端與旋流二次風噴口平齊)。每個試驗階段鈍體的參數為：試驗階段1中的鈍體錐角為68.7°,邊寬比為0.60;試驗階段2中的鈍體錐角為73.6°,邊寬比為0.65;試驗階段3中的鈍體錐角為77.9°,邊寬比為 0.70;試驗階段 4 中鈍體錐角為81.6°,邊寬比為 0.75。

3.2 試驗結果分析與討論

鍋爐的運行工況：螺旋供料頻率42～45 Hz,實際供料量1.6～1.8 t/h,二次風閥開度30% ～35%,引風機頻率36～38 Hz,此工況下產汽量約17 t/h(額定負荷的80%),此工況最具代表性。每個試驗階段均穩定運行后采集2 h以上的數據。

3.2.1 灰樣分析

各階段采集的灰樣分析數據見表2。隨著鈍體邊寬和相應錐角的增大,4次試驗中固定碳和低位發熱量都是先下降再增加,燃盡率呈現相反的變化規律,其中在試驗階段2的燃盡率最高、飛灰含碳量最低,說明加裝此鈍體燃燒組織合理,燃燒最充分。鈍體邊寬和錐角亦可從下面的各試驗階段的爐溫、負壓、煙氣含氧量和蒸發量圖對比分析得知。

表2 各試驗階段采集的灰樣分析數據Table 2 Gray-like analysis data collected at each experimental stage

3.2.2 爐膛溫度

各試驗階段爐膛溫度如圖7所示,試驗階段2的爐膛溫度分布均勻,波動范圍小,平均溫度最高(685℃),說明在供料和配風一致情況下,第2個鈍體的尺寸設計合理,前錐到后錐收縮形成的回流區和氣流繞鈍體形成的回流區嵌套一起,形成面積較大的回流區。邊寬比越小,雖然回流區長度增加,但是回流區的渦旋能力明顯變弱,卷吸后方的高溫煙氣明顯變少;邊寬比越大,回流區長度減小,氣流繞鈍體的阻力成倍增加,同樣造成卷吸后方的高溫煙氣量減少。上述2種情況都會導致煤粉燃點后移,火焰穩定性變差,煤粉燃盡率低。

3.2.3 爐膛負壓

爐膛負壓波動范圍和標準差見表3。爐膛負壓標準差說明爐膛負壓波動的幅度,爐膛負壓波動越大,爐膛負壓標準差值越大。試驗階段2的標準差最小,說明爐膛負壓波動小,鍋爐運行穩定。標準差越大,爐膛負壓波動越大,燃燒組織不合理,燃燒不充分,飛灰含碳量高。各試驗階段爐膛負壓如圖8所示。可以看出,邊寬比越大,負壓波動性越大,這是因為邊寬比越大,二次風路徑變窄,二次風輸送的不穩定性被加倍放大。

表3 各試驗階段的爐膛負壓和標準差Table 3 Negative pressure and standard deviation of the furnace in each test phase

3.2.4 煙氣氧含量

試驗階段1～4的平均煙氣氧含量分別為5.2%、4.5%、5.7%、6.0%,試驗階段 2 的平均煙氣氧含量最低,各試驗階段的供料和配風一致,煙氣氧含量低,說明配風合理,燃燒組織良好,燃燒更充分。各試驗階段煙氣氧含量如圖9所示。可以看出,試驗2的煙氣氧含量分布均勻,燃燒更穩定。隨鈍體邊寬比增大,鈍體產生的回流區與燃燒器自身產生的回流區無法嵌套,造成燃燒器內流場紊亂,燃燒組織不合理,燃燒不充分,最終煙氣氧含量高。

圖7 各試驗階段爐膛溫度Fig.7 Furnace temperature diagram for each test phase

圖8 各試驗階段爐膛負壓Fig.8 Negative pressure diagram of the furnace at each test stage

圖9 各試驗階段煙氣氧含量Fig.9 Oxygen content of flue gas at each stage of the experiment

3.2.5 蒸發量

試驗階段1～4的平均蒸發量分別為17.2、18.2、16.5、16.2 t/h,在同樣的供料和配風情況下,試驗階段2的平均蒸發量最多。各試驗階段蒸發量如圖10所示。可以看出,試驗階段2的蒸發量比較均勻穩定,上下波動幅度最小。其中蒸發量是燃燒狀況的整體反應,鈍體設計越合理,煤粉燃燒越充分,配風利用率越高,爐膛溫度越高,負壓穩定性越好,煙氣氧含量也越低。

4 結 論

1)通過對7 MW熱態臺架和14 MW燃燒器進行鈍體改造,驗證了加裝鈍體后提高了煤粉燃盡率。

圖10 各試驗階段蒸發量Fig.10 Steam production at each experimental stage

2)對比4種不同邊寬比和錐角的鈍體加裝后的效果,經過多因素評價,發現錐角73.6°、邊寬比0.65的鈍體設計最合理,燃盡率最高,飛灰含碳量最低,爐膛平均溫度達685℃,爐膛負壓在-600 Pa左右穩定波動,煙氣平均含氧量低至4.5%,平均蒸發量約18.2 t/h,能實現鍋爐的最大出力。

3)后續在燃燒器內確定好最佳尺寸鈍體后,可保持鍋爐80%負荷長周期運行,繼續分析加裝鈍體前、后對爐膛積灰和結焦的影響。

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