馬達夫，周文臺，張守玉，何 翔，陶 麗

(1.上海發(fā)電設備成套設計研究院有限責任公司，上海 200240；2.上海理工大學 能源與動力工程學院，上海 200093)

0 引 言

我國自20世紀80年代引進W火焰鍋爐以來，逐漸研發(fā)出適合國內(nèi)情況的運行方式，在一定程度上解決了衛(wèi)燃帶附近結渣、無煙煤燃盡、燃燒不對稱和NOx排放偏高等問題[1-5]。2009年國內(nèi)投運了世界首臺國產(chǎn)600 MW超臨界W火焰鍋爐，之后國內(nèi)陸續(xù)投產(chǎn)超臨界W火焰鍋爐幾十臺。由于直流爐水動力自補償特性較弱，常出現(xiàn)超臨界W火焰鍋爐水冷壁拉裂或爆管的現(xiàn)象[6-8]，長期困擾發(fā)電企業(yè)正常運行。

爐膛壁面熱負荷可直觀反映水冷壁的受熱情況，而針對W火焰鍋爐爐膛壁面熱負荷試驗研究鮮有報道。楊勇等[9]指出，在滿負荷工況下，爐內(nèi)整體熱負荷很高且分布不均。而關于W火焰鍋爐數(shù)值模擬報道中，部分采用某指定熱負荷為最高值或平均值再結合熱負荷偏差系數(shù)作為主要邊界條件的方法對水動力特性進行模擬[10-13]；另一部分以主噴口、乏氣噴口主噴口的燃料量、乏氣風、二次風、燃盡風等參數(shù)為邊界條件進行模擬[14-17]，由于未確切掌握鍋爐水冷壁壁面熱負荷的分布，其結果與實際情況存在一定偏差。

本文針對某東方鍋爐廠制造的FW技術600 MW超臨界W火焰鍋爐自投產(chǎn)以來常發(fā)生的前墻水冷壁拉裂或爆管問題，在事故多發(fā)的區(qū)域進行水冷壁熱電偶安裝與壁面熱負荷計算，對鍋爐啟動過程中及600 MW負荷工況下的典型運行工況、氧含量、煤粉細度及F擋板開度影響下不同位置的水冷壁溫度及熱負荷特性進行分析。

1 發(fā)電機組

某600 MW超臨界燃煤汽輪發(fā)電機組，鍋爐為超臨界參數(shù)、W型火焰燃燒、垂直管圈水冷壁變壓直流鍋爐、一次再熱、固態(tài)排渣、全懸吊結構Π型鍋爐。爐膛寬×深為32 m×17 m,爐底標高8 m，爐頂標高64 m。水冷壁為優(yōu)化內(nèi)螺紋管，規(guī)格型號為φ31.8 mm×5.5 mm/SA-213T12，管子節(jié)距49.8 mm。

鍋爐配有6臺雙進雙出磨煤機，24只雙旋風煤粉燃燒器，燃燒器系統(tǒng)如圖1所示，每臺磨煤機帶4只煤粉燃燒器。雙旋風煤粉燃燒器順列布置在下爐膛的前后墻爐拱上，前、后墻各12只，水冷壁上還布置有26只燃盡風調風器，前、后墻各13只。

圖1 燃燒器系統(tǒng)示意Fig.1 Schematic diagram of burner system

2 試驗方法

2.1 水冷壁溫度測點安裝

水冷壁溫度測點安裝有2種方式：爐內(nèi)向火面壁溫測點采用金屬噴涂法安裝，爐外背火面壁溫測點采用碰焊法安裝。安裝完成的溫度測點示意如圖2所示。

圖2 水冷壁溫度測點安裝Fig.2 Installation diagram of water wall temperature measuring points

2.2 水冷壁溫度測點位置

該爐型爐膛較寬，由于折焰角的存在，前墻易受煙氣沖刷，熱負荷較高，因此本試驗測點主要在前墻與后墻，并遵循以下原則：

1)大比熱區(qū)或相變區(qū)域集中布置。在燃燒器上部，考慮到在超臨界壓力下，中間集箱附近處于擬臨界點附近區(qū)域，大比熱區(qū)處于該區(qū)域，結合實際情況，在中間集箱出入口均布置試驗測點。當機組運行在亞臨界區(qū)，尤其是在啟動和低負荷運行時，工質的相變區(qū)也在此區(qū)域。

2)前墻水冷壁撕裂區(qū)域測點布置。前墻上部水冷壁曾出現(xiàn)水冷壁撕裂現(xiàn)象，因此爐膛上部前墻水冷壁集中布置了4排測點。

3)后墻的布置。由于后墻在中間集箱入口已安裝大量測點，而中間集箱到折焰角距離較短，因此后墻的測點僅安裝2層，位置在中間集箱出口。

按照布置原則，并結合現(xiàn)場實際位置，在前墻36.8、44.0、48.5、53.5 m，后墻36.8、48.5 m，6層上布置測點。每層布置10個熱負荷計算點，每個熱負荷計算點布置爐外背火面與爐內(nèi)向火面2個壁溫測點，共計120個壁溫測點。測點布置如圖3所示。

圖3 壁溫測點位置示意Fig.3 Schematic diagram of wall temperature measuring points

2.3 壁面熱負荷計算

根據(jù)傳熱學原理，利用向火面壁溫和工質溫度可計算得到壁溫熱負荷[18]。對于超臨界壓力機組鍋爐，若在水冷壁上開孔插入熱電偶直接測量工質溫度，工作量大，且超臨界鍋爐中管內(nèi)壓力很大，可能會影響鍋爐的安全運行。文獻[6]證明了背火面壁溫與工質溫度相差1 ℃以內(nèi)，故工質溫度可以背火面水冷壁溫度代替。

為了便于分析，測量和計算得到的溫度及熱負荷分別采用無量綱溫度和無量綱熱負荷表示。某點的無量綱溫度為某點實際溫度與滿負荷下所有測點的平均溫度之比，無量綱熱負荷同理。

3 啟爐過程中的壁溫及熱負荷特性

鍋爐啟動過程中的燃燒、傳熱及水動力均較復雜，隨著給煤量增加，鍋爐負荷升高，燃燒加強，爐內(nèi)熱負荷變化較大、較快，分析鍋爐整個啟動過程中的壁溫與熱負荷變化對指導水冷壁的安全穩(wěn)定運行具有重要意義。

啟爐過程中3個工況的參數(shù)見表1，當給水壓力達到2.91 MPa時，需借助油槍穩(wěn)燃，所有壁溫測點的無量綱溫度為0.42，對應的無量綱熱負荷穩(wěn)定為0.12。此時熱負荷分布均勻，壁溫與熱負荷的參數(shù)較穩(wěn)定。

表1 啟爐過程工況

當給水壓力達7.53 MPa時，A磨運行，所有壁溫測點的無量綱溫度為0.58，對應的無量綱熱負荷低于0.1，平均值在0.04左右。隨著磨煤機的投運，鍋爐水冷壁壁溫不斷升高，但熱負荷降低，這是因為點火初始階段，油槍火焰行程較長，如圖4所示。圖中區(qū)域3仍在燃燒，而試驗測點安裝在拱上位置，該區(qū)域的熱負荷主要受輻射加熱影響；隨著爐膛溫度升高，磨煤機投運后，煤粉燃燒相對集中，出力較低，火焰較短，燃燒過程主要在位置2以下，因此，試驗測點位置得到的輻射熱量較少，但此時管內(nèi)工質溫度已升高，故熱負荷較低。

圖4 爐膛火焰行程示意Fig.4 Schematic diagram of flame path

當機組負荷升至290 MW，給水壓力為14.16 MPa時，A、C、D磨運行，油槍已撤出，平均無量綱背火面壁溫為0.63，平均無量綱向火面壁溫為0.96，說明此時內(nèi)外溫差已形成，從而產(chǎn)生一定的壁面熱負荷，但由于溫差不大，熱負荷水平較低。圖5為290 MW負荷下壁面熱負荷分布，可知，36.8 m前墻熱負荷最高，44.0 m前墻熱負荷次之，而36.8 m前墻的熱負荷也較高。

圖5 290 MW負荷下壁面熱負荷分布Fig.5 Thermal load distribution under 290 MW load

圖6為440～600 MW升負荷過程中背火面壁溫分布(從左至右依次為36.0 m前墻、36.8 m后墻、44 m前墻、48.5 m前墻、48.5 m后墻、53.5 m前墻，下同)，管內(nèi)工質溫度隨標高增加而增加，最高點516 ℃短暫出現(xiàn)在53.5 m前墻中部，這是由于啟動C磨后,煤粉噴出釋放大量熱，而工質流量沒有匹配導致。在右側區(qū)域，顏色先逐漸變紅，后基本維持不變，說明隨著鍋爐負荷升高，達到一定值后，管內(nèi)溫度基本趨于穩(wěn)定。

圖6 440～600 MW升負荷過程中背火面壁溫分布Fig.6 Temperature distribution of backfired wall in the process of 440-600 MW load lifting

圖7為0～600 MW啟動過程熱負荷分布，隨著標高增加，熱負荷降低，說明燃燒主要集中在下部區(qū)域。0～440 MW升負荷過程中(升負荷速率為1.86 MW/min)，隨著鍋爐負荷增加，爐膛熱負荷緩慢升高。

圖7 0～600 MW啟動過程熱負荷分布Fig.7 Thermal load distribution of start-up process from 0-600 MW

4 600 MW負荷下的壁溫及熱負荷特性

4.1 典型運行工況

工況4為600 MW負荷正常運行工況，水冷壁背火面溫度、向火面溫度及熱負荷如圖8所示。隨著標高增加，背火面壁溫(即工質溫度)逐漸增加，且前墻壁溫高于后墻，各標高下的背火面壁溫形成了較明顯的拱形曲線；當標高低于44.0 m時，向火面壁溫較高，且與啟爐過程中類似，形成了鋸齒形曲線，當標高高于44.0 m時，向火面壁溫也形成了類似背火面壁溫的拱形曲線。這是由于無煙煤揮發(fā)分較低，著火及燃盡能力較差，而燃盡風從標高34.5 m處射入后，煤粉在44.0 m處仍繼續(xù)燃燒，向火面在標高44.0 m以下處于劇烈放熱狀態(tài)。因此在標高44.0 m以下壁面熱負荷較高，且由于爐寬達32 m，燃燒器布置間距較大，出現(xiàn)壁面熱負荷分布的鋸齒狀。當標高高于48.5 m，煤粉已燃盡形成溫度分布較均勻的高溫煙氣與水冷壁進行換熱，因此較高處的向火面壁溫是兩邊低、中間高的拱形。

圖8 工況4的水冷壁背火面溫度、向火面溫度及熱負荷Fig.8 Dimensionless temperature of backfiring surface,dimensionless temperature of fireside surface and dimensionless thermal load under condition 4

由于低于44.0 m處工質溫度較低且相差不大，因此低于44.0 m的熱負荷與向火面壁溫曲線一致。但由于53.5 m前墻工質溫度最高，因此此處壁面熱負荷最低。因此采用壁面熱負荷分布特性表征壁溫特性的分布特性。

在高負荷時，靠近燃燒器區(qū)域的36.8 m處，水冷壁向火面的無量綱溫度達0.75～1.00；同時，爐內(nèi)火焰中心溫度極高，爐內(nèi)存在較大的溫度差，造成壁溫短時間內(nèi)超溫引發(fā)熱疲勞的前提是接近工質圓周材料的平均溫度超溫。

由圖8(a)可知，背火面試驗測點測的是管內(nèi)工質溫度，當標高在36.8 m時，雖然熱負荷最高，但管內(nèi)工質溫度不高。隨著標高升高，管內(nèi)工質溫度隨之升高，尤其是水冷壁中部區(qū)域的工質溫度，在標高53.8 m處，工質無量綱溫度最高，僅在0.86左右；同時，同一高度各管工質溫度偏差在40 ℃以內(nèi)，滿足設備廠要求的水冷壁相鄰2根管子間的溫度偏差小于50 ℃，任意2根管子的溫度偏差不高于80 ℃。表明在600 MW負荷下，爐內(nèi)熱負荷雖有一定偏差，但水動力能匹配，管內(nèi)工質溫度較平穩(wěn)，未出現(xiàn)管壁溫度飛升的現(xiàn)象，即沒有出現(xiàn)傳熱惡化問題。

4.2 氧含量影響

在工況4的氧含量2.0%(總風量2 300 t/h)基礎上，其他運行方式不變，研究工況5(氧含量為2.5%(總風量2 370 t/h))與工況6(氧含量為3.0%(總風量2 450 t/h))的熱負荷分布。36.8 m離燃燒器較近，壁溫及熱負荷均較高，48.5 m處則代表燃燒時間較長的上部區(qū)域，由于測試數(shù)據(jù)較多，選取以上2處的熱負荷數(shù)據(jù)進行分析，如圖9所示。

圖9 不同氧含量下前墻36.8 m及48.5 m標高熱負荷分布Fig.9 Thermal load distribution at elevation of front wall of 36.8 m and 48.5 m under different oxygen concentration

由圖9可見，總風量增加以后，熱負荷略降低，其原因為：當氧含量增加后，拱上及拱下的二次風量均增加，且以拱下風量增加為主；拱上二次風量增加，挾帶一次風下沖的拱上二次風動量增加，火焰下沖動能增強，而拱下二次風量增加，火焰隨二次風進入爐膛更深區(qū)域。當氧含量相對較小時，火焰行程為圖4中線路1；增加二次風后，火焰行程為線路1′。2條線路相比，線路1′的火焰在下爐膛停留時間更長，因此，下爐膛的熱負荷更集中，而分配給上爐膛的熱量相對較少，因此，試驗測點測的熱負荷隨風量增加而減小。

圖10為不同爐膛標高平均熱負荷分布?？梢钥闯觯跇烁?6.8 m，氧含量越低，平均壁溫越高，隨著標高增加，壁溫差減小，在標高53.8 m處，各工況的壁溫差相當小，說明爐膛隨煙氣上升不斷換熱，火焰中心熱負荷下降帶來的影響逐步減弱。

圖10 不同爐膛標高的平均熱負荷Fig.10 Average thermal load at different elevations

4.3 煤粉細度影響

改變煤粉細度，將影響煤粉的著火時間及燃盡時間，從而影響爐膛水冷壁壁溫及熱負荷。

在600 MW負荷正常運行工況下，磨煤機出口折向擋板開度為表2中工況7。在工況8中，A、D磨煤機出口折向擋板關小，當嘗試關小B磨0.5格時，磨煤機總的出力難以維持機組的負荷，因此，為了滿足機組負荷要求，本試驗僅將A、D磨煤機擋板在原有基礎上關小0.5格。

表2 磨煤機出口折向擋板開度

從表2可以看出，當關小A、D磨煤機出口折向擋板后，A磨與D磨的煤粉細度變細，R90分別下降0.8%和0.9%，2種工況下的熱負荷變化如圖11所示。

圖11 前墻不同標高變煤粉細度的熱負荷分布Fig.11 Thermal load distribution of different coal fineness with different elevation variation of front wall

當煤粉細度降低后，36.8 m燃燒區(qū)熱負荷降低，這是因為煤粉變細后，煤粉著火時間及著火距離縮短，火焰中心有所下降。在48.5 m燃盡區(qū)中部工況7的熱負荷高于工況8，這是由于工況7的煤粉較粗，仍有部分煤粉在燃燒放熱，此現(xiàn)象發(fā)生在煙氣充滿度較高的爐膛中部區(qū)域。

本試驗僅將2臺磨煤機的折向擋板關小0.5格，熱負荷發(fā)生了較明顯變化，說明煤粉細度對于鍋爐燃燒的影響較大。但對于高負荷，磨煤機出力的裕量較小，在原有開度條件下，基本能夠維持滿負荷的出力要求。在現(xiàn)有煤質條件下，建議盡量將磨煤機折向擋板開度維持在工況8的折向擋板開度下運行。若煤質波動，磨煤機不能滿足鍋爐出力，建議恢復到工況7的開度。

4.4 F擋板開度影響

圖1中拱下?lián)醢錎、E、F的進風量呈階梯形，F(xiàn)擋板進風量最大，設計供風量占總風量的35～40%[3]。F擋板為全程調節(jié)擋板，根據(jù)需要可隨意調節(jié)。600 MW負荷工況下，F(xiàn)擋板開度調節(jié)試驗工況如圖12所示?？梢?，采取“前墻壓后墻”的配風方式，可增加前墻二次風下沖的動能，當前墻的煤粉氣流與后墻的煤粉氣流相遇后，動能較大的前墻氣流形成煙氣回流區(qū)后隨著煙氣上行流程折返，順勢沖刷到前墻上部水冷壁，這也是前墻上部水冷壁熱負荷最高的主要原因，如圖13所示。在安裝前墻上部測點過程中，還發(fā)現(xiàn)“大肚子”現(xiàn)象(圖13)，可能是由于該運行方式下煙氣長期沖刷前墻上部水冷壁或在附近區(qū)域燃燒膨脹導致的，易使前墻水冷壁撕裂。

圖12 工況9、10、11的F擋板開度Fig.12 F-dampers scale of conditions 9,10 and 11

圖13 “前墻壓后墻”煙氣行程示意Fig.13 Schematic diagram of flue gas path of "front wall pressing back wall"

圖14 工況9～11的熱負荷分布Fig.14 Thermal load distribution of condition 9-11

根據(jù)電廠運行規(guī)程與實際情況進行F擋板開度試驗，后墻F擋板開度在35%以上。不同工況下，每個F擋板開度差在5%左右，工況9～11依次開大，如圖14所示，工況9～11的無量綱平均熱負荷分別為0.76、0.72、0.76。由于滿負荷運行時鍋爐燃料量多，熱負荷較大，導致44.0 m以上區(qū)域背火面無量綱壁溫大部分超過0.8，個別達0.9，說明F擋板對于水冷壁熱負荷具有一定的調節(jié)作用。

在工況9下，F(xiàn)擋板關小，前后墻的拱下二次風量均減少，燃燒需氧量不足。與工況10相比，工況11在36.8 m前后墻的熱負荷增加了11.3%左右，而44.0 m以上的熱負荷沒有明顯區(qū)別，這是因為F擋板關小，燃盡風量增加，且在標高34.5 m處射入，導致該區(qū)域附近大量煤粉燃盡放熱。工況11下，F(xiàn)擋板開大，前后墻的拱下二次風量均增加，存在增加煤粉氣流沖刷冷灰斗的危險，也會導致煤粉著火推遲[5]，火焰中心上移，因此與工況10相比，工況11在36.8 m前后墻的熱負荷增加了10.2%左右，而44.0 m以上的熱負荷沒有明顯區(qū)別，說明工況11中推遲的煤粉在44.0 m以下時已基本燃盡。

針對此現(xiàn)象，建議高負荷下，前墻采用工況10的后墻F擋板開度，后墻采用工況10的前墻F擋板開度，即“后墻壓前墻”的F擋板開度，可進一步降低前墻水冷壁熱負荷高的壓力，減少水冷壁撕裂的可能性。

5 結 論

1)由于折焰角的存在，煙氣流程靠近前墻，高負荷下前墻壁面熱負荷高于后墻，且前墻36.8 m處熱負荷最高，加上爐膛寬達32 m，增加了水冷壁撕裂的可能性。采用“后墻壓前墻”的F擋板開度，可降低前墻水冷壁熱負荷，減少水冷壁撕裂的可能性。

2)熱負荷沿著爐高下降較快，以前墻為例，在標高36.8、44.0、48.5 m的平均無量綱熱負荷分別為0.75、0.50、0.19左右。

3)啟爐過程中，背火面與向火面壁溫差逐漸變大，投入煤粉后壁面熱負荷增加。雖啟磨時背火面壁溫有短暫超溫現(xiàn)象，但總體壁面熱負荷較低，水冷壁較安全。

4)氧含量對整體爐膛熱負荷影響不大，在滿負荷工況下，尾部煙道CO濃度不大的前提下建議氧含量維持2%；煤粉變細后，壁面熱負荷略有下降，建議在不考慮磨煤機出力的情況下采用工況8的折向擋板開度。