王有為

（新疆華電高昌熱電有限公司，新疆 吐魯番 838000）

0 引 言

鍋爐發(fā)電機組燃燒控制過程復雜，傳統(tǒng)的燃燒控制方法是通過送風口送風將煤塊燃料進行燃燒，之后再通過出風口排出。但是在引入空氣的過程中可能會出現(xiàn)計算誤差，導致煤塊燃燒不充分的情況發(fā)生，降低了鍋爐運行的控制效果，無法達到預期的發(fā)熱量。現(xiàn)階段根據(jù)鍋爐發(fā)電機組燃燒狀態(tài)，通過監(jiān)測發(fā)電機組燃煤發(fā)熱量來計算爐膛受熱面輻射傳熱量，提高鍋爐使用效率，減少機械損失，在傳統(tǒng)方法的基礎上采用二次配風進行燃燒控制，確保機械損失溫度能夠有效降低，根據(jù)負荷控制空氣中的氧氣含量和燃料量，算出風量和煤量需要達到的比值。將二次配風應用到實際操作中，囤積足夠的氧氣含量，保證煤塊的保存狀態(tài)和燃燒狀態(tài)良好。同時滿足內外差壓的穩(wěn)定程度，控制燃燒用料的存儲量，實現(xiàn)鍋爐的安全高效燃燒及鍋爐發(fā)電機燃燒的穩(wěn)定安全。下面基于多目標協(xié)調的直流鍋爐發(fā)電機組燃燒控制方法進行詳細分析和實驗[1]。

1 直流鍋爐發(fā)電機組燃煤發(fā)熱量測量

1.1 多目標協(xié)調監(jiān)測燃煤發(fā)熱量

爐膛燃煤發(fā)熱量是鍋爐運行的關鍵，需要在對于磨煤機輸送燃料的方式、風量傳送次數(shù)、爐膛壓差控制和風門開度控制方面進行多目標監(jiān)測。在監(jiān)測過程中，發(fā)現(xiàn)爐內溫度與爐內結渣有著較大的關系，爐內熱量較高時會增加煤粉燃燒速度，提高煤粉的燃盡率，但是也在一定程度上增加了鍋爐的排放熱損失，降低了鍋爐發(fā)電機的熱效率。同時，燃煤發(fā)熱量體積分數(shù)的增大或減少都會直接影響到發(fā)電機組內輻射程度以及尾部熱量驅散效果，增加了煙溫的變化程度。因此，在結合多種影響鍋爐運行的因素下，可以通過確定爐膛發(fā)熱量體積分數(shù)來保證鍋爐的穩(wěn)定運行。隨爐膛內部發(fā)熱量體積分數(shù)提高，爐內空氣溫度也隨之升高，空氣預熱器出口產生的煙氣溫度也有所上升，脫硝入口NOx質量濃度也明顯增高。與此同時，送風機與引風機受到爐內空氣溫度的影響，使運行電流增加，由此也說明了送風機與引風機的耗電量和發(fā)熱量體積分數(shù)有較大聯(lián)系，成正相關性。因此，有效降低鍋爐內發(fā)熱量體積分數(shù)，可減少輔助機的耗電量，達到提升鍋爐運行效率的目的。通過技術監(jiān)測計算，發(fā)電效率為

式中：X表示發(fā)電機組的發(fā)電效率；W表示機組負荷量；A和S表示收到的煤量。對于空氣預熱器出口產生的煙氣來說，鍋爐內發(fā)熱量體積分數(shù)在增加的情況下，也會使爐膛出口的煙氣溫度有所增加，而煙溫的增加不利于部分易結渣燃煤燃燒，容易加重結渣情況，使尾部煙道形成煤渣沾污與堵塞。在鍋爐的燃盡層中，其中心截面的平均溫度與發(fā)熱量體積分數(shù)之間聯(lián)系不大，中心截面平均溫度的增加與隨氧體積分數(shù)有關；隨氧體積分數(shù)增加后，燃盡層中心截面平均溫度也在增加。因此，要想保證鍋爐的正常運行，需要合理地控制發(fā)熱體積分數(shù)，避免發(fā)熱體積分數(shù)過低而導致燃燒器噴口處發(fā)生結渣情況，保證燃燒器燃燒區(qū)域的局部溫度呈穩(wěn)定狀態(tài)，降低燃燒器噴口燒毀的可能性[2]。

1.2 計算爐膛受熱面輻射傳熱量

直流鍋爐在燃燒的過程中，爐膛內蒸發(fā)受熱面會有工質流過[3]，因此可通過計算蒸發(fā)受熱面進出口工質流量來確定燃煤蒸發(fā)受熱面的吸收量。計算公式為

式中：Ky為對應每千克燃煤蒸發(fā)受熱面的吸收量；x為工質在蒸發(fā)受熱面進出口的流量；r''和r'為蒸發(fā)受熱面出入口熵值；Si為燃煤消耗量。根據(jù)傳熱原理可以計算出受熱面吸收的爐內輻射熱為

式中：D為常數(shù)；β0為輻射傳導系數(shù)；Rp為理論燃燒溫度；α為鍋爐內膛的保熱系數(shù)；Si為計算燃煤消耗量；Clj為每千克燃煤產生的煙氣在蒸發(fā)受熱面出口的溫度和煤塊燃燒溫度之間的最小比熱容量。其中鍋爐內膛的保熱系數(shù)為

式中：χ為鍋爐效率；w1為鍋爐散熱損失；w2為鍋爐剩余煤渣物理熱損失。一般情況下，鍋爐散熱損失和鍋爐效率計算的保熱系數(shù)可取常數(shù)。固體未燃盡損失溫度為

式中：w3為燃盡未損失溫度；Ky,net為煤的收到基低位發(fā)熱量；Dt為煤粉均勻性系數(shù)；R為灰渣平均未燃盡的含碳量。

1.3 采取燃燒配風方法控制燃煤

配風方法對爐內燃燒狀況的影響，主要體現(xiàn)在對爐內氧氣儲存情況有影響，進而導致燃燒環(huán)境的優(yōu)化問題。通過對配風方式進行排查發(fā)現(xiàn)，3種配風方式中爐膛內煤塊溫度高低情況會有不同，如圖1所示。

圖1 溫度分布

由圖1可以看出，在不斷充足補給燃料時，爐膛內部溫度分布根據(jù)高低程度存在差異，高度不同，一次配風和延遲配風處理的爐膛截面溫度也存在差別，但是都不優(yōu)于二次配風。在還原性氣氛區(qū)域范圍小，程度低，導致延遲配風時爐膛內供風量減少，產生還原性氣體燃燒不及時，所以需要對延遲配風控制燃燒方法進行改進[4]。因為在延遲配風方式下，燃燒處于貧氧狀態(tài)，還沒有完全燃燒后的煙塵進入爐膛內，再混合氧氣繼續(xù)燃燒。而二次配風使得配風供風充足，導致爐中氧氣不足的區(qū)域安全性降低。但由于提高了反應中的氧氣濃度，這樣就會燃盡。二次風位置變化會影響燃料快速著火，提高燃料燃盡率，隨著二次風位置的變化，有助于補給燃料，保證燃燒穩(wěn)定[5]。

2 實驗測試與分析

2.1 實驗準備

為了檢驗此次提出的燃燒控制方法的可靠性和實用性，搭建實驗測試環(huán)境。采用第1代OPCC型旋流煤粉燃燒器四角布置，實現(xiàn)切向燃燒。選擇5臺HP1013型中速磨煤機，單臺磨煤機帶1層4只燃燒器。燃燒器共設置5層煤粉噴嘴，每臺磨煤機的出口由4根煤粉管接至爐膛四角的同1層煤粉噴嘴，選取2臺三分倉回轉式空氣預熱器，按照安裝要求布置在鍋爐尾部煙道中，并布置前后墻發(fā)電機組。燃燒器采用墻式切圓燃燒大風箱結構，全擺動燃燒器，最大擺角為30°，額定蒸發(fā)量為1 757 t/h，在燃燒器中設置一次風口，層數(shù)為6層，并設置油風室與輔助風室。在4面墻上布置燃燒器共24組，每層都有排布，數(shù)量均分，同時燃盡風口和側燃盡風口也要進行燃燒器的安裝。燃燒器燃盡風布置如圖2所示。

圖2 燃燒器燃盡風布置

2.2 二次風配風

一次風粉混合物在高開燃燒器內容易將高溫煙氣吸入，受限空間射流，當一次風粉混合物進入爐膛后，受到上游鄰角高溫火焰的直接影響，具有較好的著火條件和著火穩(wěn)定性。4個角射流相互影響，增強一次風與二次風的混合，燃燒性較好。同時，在燃燒過程中，煤粉粒子包裹的灰殼相互碰撞，易于脫出，加速了煤粉的內部燃燒，促進了煤粉的全面燃燒。來自4角的氣流在爐心形成了1個大約600～1 500 mm的假想圓，點燃鄰近燃燒室的空氣，從而輔助氣流點燃。

進入爐內的風量要與爐內的燃料量相適應，借助送風機動葉與二次風擋板的開度來調節(jié)風量。二次風速大于一次風速，提高二次風速才能加快空氣與煤粉的混合，加快燃燒進程，實現(xiàn)充分燃燒。若需要調整鍋爐二次風時，可將上層二次擋風板開大，同時將中、下層的二次風量關小。若在運行過程中爐內負荷產生變化，僅調節(jié)風量并不能進行改變，因此需要同時調整燃料量和送風量，在增加送風量后再調整燃料量，避免燃料不完全燃燒。

2.3 燃燒控制效果分析

運用文中配風方式完成燃燒的小組為實驗組，而運用傳統(tǒng)配風方法的5個小組作為對照組，對比實際工況下的燃燒情況，包括負荷、煤燃盡率和飛灰含碳量，具體數(shù)值如表1所示。

由表1顯示的數(shù)據(jù)可知，在機器所受阻力的負荷值均定為350 MW時，二次配風使得鍋爐發(fā)電機組內的含氧量降低，這樣煤塊燃燒的氧氣排放就會變小，煤炭的燃燒速率會隨之降低，燃盡過程進行緩慢。在爐膛高度一定的情況下，計算結果顯示實驗組的飛灰含碳量是最低的，在1.5%以下。而運用傳統(tǒng)方法進行實驗的對照組1、2、3、4、5，燃燒后飛灰含碳量均在1.5%以上，對照組4甚至高達5.0%。可見傳統(tǒng)方法在鍋爐燃燒中的燃燒不充分，爐膛含氧量減少時，燃盡過程推遲使得飛灰含碳量高，鍋爐燃燒效率低。綜合測試結果，證明本文設計方法具有較好的實際應用性能，在運用此方法后鍋爐機械損失變小，可有效提高燃燒效率，有助于鍋爐的平穩(wěn)運行。

表1 實際工況下燃燒數(shù)值計算結果

3 結 論

本次從直流鍋爐發(fā)電機組燃燒入手，探究了多目標協(xié)調的直流鍋爐發(fā)電機組燃燒控制方法，修正鍋爐負荷相對應的煤燃燒后產生的熱量，計算出爐膛受熱面輻射傳熱量，借助燃燒技術顯著提高了鍋爐燃燒效率和熱效率，有利于防止爐壁高溫腐蝕等危險發(fā)生，為今后的鍋爐發(fā)電機組燃燒控制提供了完善的幫助。但方法中還存在一些不足之處，如空氣預熱出口的安排不完善、COPA風量開度情況對鍋爐效率的影響不大等。今后應完善計算，通過多目標協(xié)調實現(xiàn)對直流鍋爐發(fā)電機組燃燒更有效的控制。