陳 拓， 沈躍良， 李德波， 周杰聯(lián)， 成明濤， 鐘 俊， 馮永新， 廖宏楷

(南方電網(wǎng)電力科技股份有限公司， 廣州 510080)

在電站燃煤鍋爐的運(yùn)行中，原煤斗堵煤時(shí)有發(fā)生，導(dǎo)致處于穩(wěn)定運(yùn)行的磨煤機(jī)給煤突然中斷，造成磨煤機(jī)內(nèi)部溫度急劇上升引起爆燃，對(duì)電廠的安全經(jīng)濟(jì)運(yùn)行造成重大影響[1-2]。斷煤的發(fā)生打破了處于穩(wěn)定運(yùn)行狀態(tài)的磨煤機(jī)的熱平衡狀態(tài)，由近似穩(wěn)態(tài)過程變?yōu)榉欠€(wěn)態(tài)過程[3]。給煤量減少、原煤吸熱量減少，而由熱一次風(fēng)帶入系統(tǒng)的熱量來不及減少，導(dǎo)致磨煤機(jī)內(nèi)煤粉溫度快速上升。磨煤機(jī)出口溫度測(cè)點(diǎn)由于裝有防磨套管，對(duì)溫度的變化響應(yīng)一般會(huì)有延遲[4]，不能及時(shí)反映磨煤機(jī)內(nèi)部溫度的升高。因此，有必要對(duì)斷煤發(fā)生后磨煤機(jī)內(nèi)部溫度的變化特性進(jìn)行研究。

國內(nèi)研究者開展了燃煤電廠鍋爐數(shù)值模擬、現(xiàn)場(chǎng)優(yōu)化等方面的研究。在數(shù)值模擬優(yōu)化方面，李德波等[5]對(duì)300 MW循環(huán)流化床(CFB)氣固流動(dòng)及燃燒過程進(jìn)行數(shù)值模擬及工程應(yīng)用研究，基于計(jì)算顆粒流體動(dòng)力學(xué)(CPFD)數(shù)值模擬方法，對(duì)CFB鍋爐內(nèi)的氣固流動(dòng)特性、溫度場(chǎng)分布規(guī)律進(jìn)行了分析。在現(xiàn)場(chǎng)優(yōu)化方面，沈躍良等[6]進(jìn)行了提高HP983型中速磨煤機(jī)出口溫度對(duì)鍋爐運(yùn)行的影響的現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)研究，在某電廠2號(hào)機(jī)組660 MW鍋爐上進(jìn)行了試驗(yàn)，分析了磨制煙煤及印尼煤時(shí)，煤粉氣流中CO、CO2和O2的濃度，結(jié)果表明：磨煤機(jī)磨制煙煤時(shí)將磨煤機(jī)出口溫度提高到82～100 ℃，磨煤機(jī)磨制印尼煤時(shí)將磨煤機(jī)出口溫度提高到75 ℃，可以保證制粉系統(tǒng)及燃燒器噴口安全穩(wěn)定運(yùn)行；隨著磨煤機(jī)出口溫度的升高，煤粉會(huì)稍微變粗，CO排放濃度會(huì)升高，磨煤機(jī)功率會(huì)明顯下降，機(jī)組運(yùn)行的經(jīng)濟(jì)性得到提高。呂洪坤等[7]進(jìn)行了提升1 000 MW機(jī)組磨煤機(jī)進(jìn)出口溫度措施的研究，研究典型混煤及印尼煤熱重-紅外特性、中速磨煤機(jī)內(nèi)溫度分布、可燃?xì)怏w析出及爆燃問題。李文華等[8]進(jìn)行了提高中速磨煤機(jī)出口溫度對(duì)鍋爐運(yùn)行的影響研究，利用熱重-紅外聯(lián)用技術(shù)對(duì)富動(dòng)24煤進(jìn)行分析；在試驗(yàn)室研究基礎(chǔ)上開展了提高某300 MW機(jī)組磨煤機(jī)出口溫度的試驗(yàn)，將磨煤機(jī)出口溫度由75 ℃提高到95 ℃時(shí)，磨煤機(jī)進(jìn)口熱風(fēng)溫度升高到261.4 ℃；磨煤機(jī)出口煤粉氣流中沒有CO，通過采用提高磨煤機(jī)出口溫度的技術(shù)措施，排煙溫度下降7 K左右，鍋爐效率提高0.37%，發(fā)電標(biāo)準(zhǔn)煤耗下降1.17 g/(kW·h)。

筆者針對(duì)磨煤機(jī)非穩(wěn)態(tài)過程的熱平衡計(jì)算進(jìn)行研究，以某電廠一次由斷煤導(dǎo)致的磨煤機(jī)爆燃事件為例，將理論計(jì)算結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)分析，提出簡潔有效的磨煤機(jī)非穩(wěn)態(tài)過程的熱平衡計(jì)算方法，通過計(jì)算得到斷煤后磨煤機(jī)內(nèi)部的溫度變化特性曲線，提出了防止斷煤爆燃的措施，為電廠磨煤機(jī)的安全穩(wěn)定運(yùn)行提供了參考。

1 事故概況

斷煤事件發(fā)生時(shí)的相關(guān)參數(shù)見圖1。給煤質(zhì)量流量由52 t/h降到5 t/h繼續(xù)，繼續(xù)運(yùn)行60 s后降到0 t/h，70 s后給煤恢復(fù)并發(fā)生爆燃。這一過程中，由于設(shè)備故障原因，給煤質(zhì)量流量降為5 t/h時(shí)并沒有觸發(fā)斷煤開關(guān)，并且由于磨煤機(jī)出口溫度測(cè)點(diǎn)的響應(yīng)嚴(yán)重延遲(經(jīng)檢查，磨煤機(jī)出口溫度熱電偶未與套管接觸，留有較大間隙)，斷煤后60 s內(nèi)磨煤機(jī)出口溫度僅從70.6 ℃上升至73.9 ℃。斷煤發(fā)生后，雖然熱風(fēng)門反饋值迅速并持續(xù)減小，但是一次風(fēng)量并沒有減小的趨勢(shì)，原因?yàn)闊犸L(fēng)門存在空行程，就地執(zhí)行機(jī)構(gòu)并沒有動(dòng)作；由于熱風(fēng)門爆燃沖擊變形后已經(jīng)檢修恢復(fù)，因此未對(duì)此結(jié)論進(jìn)行實(shí)證。由于磨煤機(jī)內(nèi)部溫度的上升沒有及時(shí)得到反映，運(yùn)行人員沒有得到及時(shí)的危險(xiǎn)警示，錯(cuò)過了主動(dòng)干預(yù)的時(shí)機(jī)，這是這次爆燃事件發(fā)生的一個(gè)重要原因。

圖1 磨煤機(jī)運(yùn)行參數(shù)曲線

2 熱平衡計(jì)算

為了分析磨煤機(jī)斷煤造成溫度上升從而引起煤粉爆燃，需要對(duì)磨煤機(jī)進(jìn)行非穩(wěn)態(tài)的熱平衡計(jì)算[9-11]。

2.1 相關(guān)參數(shù)確定

磨煤機(jī)斷煤后，系統(tǒng)處于非穩(wěn)態(tài)傳熱過程時(shí)，由于過程變量很多，計(jì)算復(fù)雜，因此要對(duì)相關(guān)參數(shù)進(jìn)行合理的假設(shè)，簡化計(jì)算[12]。

磨煤機(jī)風(fēng)量信號(hào)由壓差信號(hào)轉(zhuǎn)換而來，相對(duì)可靠，而且事故后的檢查表明磨煤機(jī)風(fēng)量可信。由于斷煤發(fā)生后風(fēng)量穩(wěn)定，且冷風(fēng)門開度在斷煤后變化緩慢，因此可以認(rèn)為磨煤機(jī)進(jìn)口溫度相對(duì)穩(wěn)定，磨煤機(jī)進(jìn)口風(fēng)溫運(yùn)行歷史數(shù)據(jù)可信。

圖2、圖3分別為在斷煤發(fā)生(抽空時(shí)間τ=0 s)開始到爆燃發(fā)生前磨煤機(jī)進(jìn)口風(fēng)量和溫度的運(yùn)行歷史數(shù)據(jù)。

圖2 斷煤后磨煤機(jī)進(jìn)口風(fēng)量

圖3 斷煤后磨煤機(jī)入口溫度

磨煤機(jī)功率隨磨煤機(jī)抽空時(shí)間的變化曲線見圖4。

圖4 磨煤機(jī)功率隨抽空時(shí)間的變化曲線

由圖4可得，磨煤機(jī)功率P(τ)與抽空時(shí)間存在二次多項(xiàng)式關(guān)系：

P(τ)=fτ2+gτ+h

(1)

式中：f、g、h均為常數(shù)。

假設(shè)磨煤機(jī)功率與磨煤機(jī)內(nèi)存煤量Gcm(τ)存在一次函數(shù)關(guān)系，即

P(τ)=dGcm(τ)+e

(2)

式中：d、e均為常數(shù)。推導(dǎo)得到磨煤機(jī)內(nèi)存煤量與抽空時(shí)間存在二次多項(xiàng)式關(guān)系：

Gcm(τ)=aτ2+bτ+c

(3)

式中：a、b、c均為常數(shù)。

存煤的減少速率qm,cm(τ)等于煤粉質(zhì)量流量qm,mf(τ)，可以得出在磨煤機(jī)抽粉過程中，煤粉質(zhì)量流量是線性遞減的，即

qm,mf(τ)=qm,cm(τ)=2aτ+b

(4)

對(duì)斷煤后的功率曲線和磨煤機(jī)停磨的歷史數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，得到磨煤機(jī)斷煤后存煤的抽空時(shí)間約為210 s。假設(shè)斷煤時(shí)τ=0 s，此時(shí)qm,mf(0)=44.27 t/h(見式7)；τ=210 s時(shí)qm,mf(210)=0 t/h；解得2a=-0.210 8，b=44.27，可得煤粉質(zhì)量流量曲線(見圖5)。

圖5 煤粉質(zhì)量流量曲線

為了掌握事故發(fā)生時(shí)燃用煤種的水分析出特性，對(duì)該煤種取樣進(jìn)行熱重分析，得到煤樣在熱重分析工藝燃燒條件下的失重(TG)曲線、失重變化率(DTG)曲線和差示掃描量熱(DSC)曲線，結(jié)果見圖6。根據(jù)TG曲線，煤粉在常溫加熱到100 ℃時(shí)失重較快，此階段為水分析出階段[13]，溫差為100～300 ℃時(shí)煤與空氣中的氧結(jié)合使煤的質(zhì)量增加。由于磨煤機(jī)進(jìn)口溫度為300 ℃左右，隨著斷煤后磨煤機(jī)內(nèi)部溫度的升高，可以假設(shè)煤粉水分含量不變。

圖6 燃用煤樣熱重分析曲線

2.2 斷煤前磨煤機(jī)內(nèi)穩(wěn)態(tài)過程計(jì)算

為了計(jì)算磨煤機(jī)穩(wěn)態(tài)被打破后的非穩(wěn)態(tài)過程，首先要獲得斷煤前磨煤機(jī)所處的穩(wěn)定狀態(tài)參數(shù)，因此先對(duì)磨煤機(jī)斷煤前的穩(wěn)態(tài)過程進(jìn)行計(jì)算。

根據(jù)磨煤機(jī)風(fēng)粉的熱平衡方程[14]，忽略制粉系統(tǒng)漏風(fēng)、輸入功率轉(zhuǎn)化的熱量、制粉系統(tǒng)的散熱等次要因素的影響，可得熱一次風(fēng)放出的熱量Q1[15-16]，即

Q1=qm,f(cin×Tin-cout×Tout)

(5)

式中：qm,f為一次風(fēng)質(zhì)量流量，t/h；cin、cout分別為磨煤機(jī)進(jìn)口一次風(fēng)溫度Tin和磨煤機(jī)出口溫度Tout下的熱空氣比熱容，kJ/(kg·K)。由于cin和cout在30～300 ℃時(shí)相差不大，可用Tin和Tout平均溫度的熱空氣比熱容cf代替，可得：

Q1=qm,f×cf×(Tin-Tout)

(6)

原煤吸收的熱量包括四個(gè)部分[15-16]：煤的干燥基吸收的熱量、煤粉中水分吸收的熱量、原煤水分蒸發(fā)吸收的熱量、密封風(fēng)吸收的熱量，即

1.884Tout-4.19Tl)+qm,sf×csf(Tout-Tl)

(7)

式中：Q2為原煤吸收的熱量，kJ；Mar、Mmf分別為原煤和煤粉水分質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%；Tl為環(huán)境溫度，℃；cc,d為煤的干燥基比熱容，kJ/(kg·K)；qm,sf為密封風(fēng)質(zhì)量流量，t/h；csf為密封風(fēng)的比熱容，kJ/(kg·K)；qm為原煤質(zhì)量流量，t/h。

由Q1=Q2，可求得煤粉水分質(zhì)量分?jǐn)?shù)。根據(jù)斷煤前的運(yùn)行數(shù)據(jù)和煤質(zhì)數(shù)據(jù)(見表1)求得煤粉水分質(zhì)量分?jǐn)?shù)為5.45%，由此可得斷煤時(shí)(τ=0 s)的qm,mf(0)=44.27 t/h。

表1 斷煤前相關(guān)參數(shù)

2.3 斷煤后磨煤機(jī)內(nèi)非穩(wěn)態(tài)過程計(jì)算

根據(jù)前述條件，斷煤時(shí)磨煤機(jī)內(nèi)存煤量Gcm(0)可由式(1)煤粉出力曲線積分求得，Gcm(0)=1.29 t。根據(jù)給煤量的歷史數(shù)據(jù)，斷煤后磨煤機(jī)內(nèi)的非穩(wěn)態(tài)過程分為三個(gè)階段，分別為：第一階段為0～60 s，給煤質(zhì)量流量為5.3 t/h；第二階段為60～70 s，給煤質(zhì)量流量為 0 t/h；第三階段為給煤恢復(fù)，發(fā)生爆燃。筆者研究的是前兩個(gè)階段的過程。

(8)

計(jì)算可得斷煤后、爆燃發(fā)生前存煤量的變化曲線(見圖7)。

圖7 磨煤機(jī)存煤量變化曲線

由于煤粉質(zhì)量流量分為兩部分，吸熱量也分為兩部分。一部分為原煤吸收的熱量，第τ秒原煤吸收的熱量為：

(9)

式中：Mmf(τ)為第τ秒時(shí)煤粉水分質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%；T(τ)為第τ秒的煤粉溫度，℃。

另一部分為存煤吸收的熱量，包括煤的干燥基吸熱量、煤粉中水分吸熱量、煤粉水分蒸發(fā)吸熱量[17]，即

(10)

一次風(fēng)每秒的放熱量為：

q1(τ)=Q1/3 600=qm,f(τ)×cf×

[Tin(τ)-T(τ)]

(11)

將q1(τ)=q2(τ)+q3(τ)代入前述進(jìn)口溫度、進(jìn)口風(fēng)量、煤粉水分質(zhì)量分?jǐn)?shù)和煤粉質(zhì)量流量的條件參數(shù)，可得到斷煤后、爆燃發(fā)生前磨煤機(jī)出口溫度曲線(見圖8)。計(jì)算得到斷煤后70 s時(shí)(爆燃發(fā)生前)磨煤機(jī)出口溫度已達(dá)230.78 ℃。該溫度遠(yuǎn)超磨煤機(jī)的安全運(yùn)行溫度[18]，極易發(fā)生爆燃。

圖8 磨煤機(jī)出口溫度變化曲線

2.4 熱風(fēng)門對(duì)進(jìn)口溫度的控制

斷煤發(fā)生后，熱風(fēng)門反饋值迅速減至63%，隨后在持續(xù)減小至40%的過程中，磨煤機(jī)進(jìn)口的風(fēng)量及溫度均沒有明顯減小。熱風(fēng)門的工作異常也是爆燃發(fā)生的重要原因之一。假設(shè)熱風(fēng)門工作正常，計(jì)算磨煤機(jī)出口溫度的變化。

斷煤發(fā)生前，冷熱風(fēng)混合過程為等焓過程[19]，可得過程方程式為：

Tc×ccf×qm,cf×Th×chf×qm,hf=

Tmix×cmix×qm,mix

(12)

式中：qm,cf為冷一次風(fēng)質(zhì)量流量，t/h；qm,hf為熱一次風(fēng)質(zhì)量流量，t/h；qm,mix為磨煤機(jī)出口風(fēng)質(zhì)量流量，t/h；ccf、chf、cmix分別為冷一次風(fēng)溫度Tc、熱一次風(fēng)溫度Th和混合后一次風(fēng)溫度Tmix下的熱空氣比熱容，kJ/(kg·K)。

TC×qm,cf+Th×qm,hf=Tmix×qm,mix

(13)

聯(lián)立方程qm,mix=qm,cf+qm,hf，并代入運(yùn)行數(shù)據(jù)Tmix=300 ℃、qm,mix=94 t/h、Tc=35 ℃、Th=320 ℃，可得qm,cf=6.6 t/h、qm,hf=87.4 t/h。

根據(jù)熱風(fēng)門特性曲線(見圖9)，可計(jì)算40%和63%開度時(shí)的熱風(fēng)質(zhì)量流量分別為32.2 t/h和65.4 t/h；由于冷風(fēng)門開度基本維持不變，因此冷風(fēng)量不變。根據(jù)式(13)可求得40%和63%開度時(shí)，混合后一次風(fēng)溫度分別為271.54 ℃、293.88 ℃，磨煤機(jī)出口風(fēng)質(zhì)量流量分別為38.79 t/h、72 t/h。

圖9 風(fēng)門特性曲線

根據(jù)熱風(fēng)門的歷史運(yùn)行數(shù)據(jù)，熱風(fēng)門開度在迅速減至63%(對(duì)應(yīng)總風(fēng)質(zhì)量流量72 t/h)后持續(xù)下降至40%(對(duì)應(yīng)總風(fēng)質(zhì)量流量38.79 t/h)。可得進(jìn)口風(fēng)量和風(fēng)溫的變化曲線(見圖10、圖11)。

圖10 進(jìn)口風(fēng)量變化曲線

圖11 進(jìn)口溫度變化曲線

將進(jìn)口溫度和風(fēng)量曲線代入前述計(jì)算公式，可得70 s時(shí)磨煤機(jī)出口溫度為166.53 ℃，并得到磨煤機(jī)出口溫度變化曲線(見圖12)。

圖12 磨煤機(jī)出口溫度變化曲線

由圖12可見：熱風(fēng)門正常工作可有效控制磨煤機(jī)出口溫度，降低爆燃的風(fēng)險(xiǎn)。但由于磨煤機(jī)出口溫度響應(yīng)嚴(yán)重滯后，導(dǎo)致抽粉過程中，冷風(fēng)門開度基本不變，使得磨煤機(jī)出口溫度仍偏高，爆燃風(fēng)險(xiǎn)依然存在。

3 預(yù)防爆燃措施

(1) 磨煤機(jī)進(jìn)出口溫度熱電偶應(yīng)與套管可靠

接觸，以使熱電偶能快速反映磨煤機(jī)內(nèi)溫度的變化。

(2) 熱風(fēng)門開度指令反饋值與就地?zé)犸L(fēng)門開度指示應(yīng)校核一致，且保證正常調(diào)節(jié)的要求。

(3) 完善磨煤機(jī)跳閘條件，確保磨煤機(jī)跳閘邏輯運(yùn)行正常。增加給煤量異常報(bào)警，并且盡快搶修恢復(fù)供煤，防止給煤機(jī)斷煤。

4 結(jié)語

(1) 對(duì)磨煤機(jī)非穩(wěn)態(tài)過程的熱平衡計(jì)算得出在斷煤發(fā)生后的70 s內(nèi)磨煤機(jī)內(nèi)部溫度迅速上升，70 s時(shí)已接近230 ℃的高溫，對(duì)于干燥的風(fēng)煤混合物而言極易發(fā)生爆燃。驗(yàn)證了磨煤機(jī)出口溫度測(cè)點(diǎn)缺陷，溫度測(cè)點(diǎn)響應(yīng)滯后嚴(yán)重，不能及時(shí)反映磨煤機(jī)內(nèi)部溫升情況，從而導(dǎo)致爆燃發(fā)生。

(2) 若熱風(fēng)調(diào)門正常工作，70 s內(nèi)可將磨煤機(jī)出口溫度控制在166.5 ℃，可以降低爆燃發(fā)生的風(fēng)險(xiǎn)。

(3) 保證斷煤開關(guān)動(dòng)作正常、磨煤機(jī)溫度測(cè)點(diǎn)及時(shí)響應(yīng)和冷熱風(fēng)門調(diào)節(jié)正常，是防止磨煤機(jī)斷煤后發(fā)生爆燃的主要措施。