孫俊威，葛榮存，戴維葆，陳國慶

(國能南京電力試驗研究有限公司，江蘇 南京 210023)

1 引言

為了實現(xiàn)高效清潔煤電技術(shù)的目標，超超臨界二次再熱發(fā)電技術(shù)受到國內(nèi)用戶的青睞，超臨界二次再熱技術(shù)是700℃超高溫材料工程應(yīng)用前最先進的燃煤技術(shù)[1-6]。近兩年，一批超超臨界二次再熱機組相繼投產(chǎn)運行，超超臨界二次再熱技術(shù)可使機組熱效率較超超臨界一次再熱機組提高約2%，可以有效實現(xiàn)燃煤發(fā)電機組節(jié)能減排和低碳降耗的目的[7-13]。超超臨界二次再熱技術(shù)優(yōu)勢明顯，再熱蒸汽吸熱比例發(fā)生變化[14-15]，在國內(nèi)由于設(shè)計、運行方面經(jīng)驗不足，導(dǎo)致超超臨界二次再熱機組投運后存在再熱汽溫偏低和汽溫偏差較大[16-17]，尤其是采取燃燒器擺角+煙氣擋板調(diào)節(jié)再熱汽溫的鍋爐，再熱汽溫偏低問題更加突出，導(dǎo)致二次再熱技術(shù)不能充分發(fā)揮其經(jīng)濟性優(yōu)勢，甚至影響到二次再熱技術(shù)的大規(guī)模推廣應(yīng)用。

基于這方面原因，國內(nèi)外眾多學(xué)者研究重點由二次再熱機組的應(yīng)用轉(zhuǎn)向二次再熱鍋爐再熱汽溫偏低問題的研究。其中，郭馨[18]采用數(shù)值模擬計算的方式研究了不同煙氣循環(huán)對660MW等級鍋爐蒸汽參數(shù)的影響，李永生[19]、韓磊[20]、龍志云[21]利用熱力計算的方法研究了不同煙氣循環(huán)方案對1000MW等級鍋爐燃燒的影響，胡滿銀[22]研究了煙氣再循環(huán)對爐內(nèi)氮氧化物濃度的影響，黨黎軍[23]、吳安[24]等人分別研究了再熱器受熱面改造對再熱汽溫的影響，牛海明[25]等研究了二次再熱鍋爐控制策略的影響，高偉[26]等人以600MW和1000MW等級二次再熱塔式鍋爐為例，定性介紹了采用煙氣再循環(huán)調(diào)溫方式的可行性和優(yōu)缺點；李永生[27]等研究了1000MW超超臨界二次再熱機組再熱汽溫偏低的原因和提高再熱汽溫的方法，李超凡[28]研究了煙氣再循環(huán)對爐膛高度方向換熱的影響；黃宣[29]研究了壁式再熱器對二次再熱鍋爐蒸汽參數(shù)影響；馬 凱[30]、閻維平[31]、歐宗憲[32]研究了鍋爐爐膛熱力計算的方法。

通過以上表述可知，學(xué)者研究的重點是煙氣再循環(huán)對提高再熱汽溫及環(huán)保指標的影響，對于再循環(huán)對尾部受熱面和輔機影響的研究相對較少，秦洪飛[33]和范慶偉[34]定性研究了二次再熱機組不同煙氣再循環(huán)方案對尾部設(shè)備的運行影響，尚未見到1000MW超超臨界二次再熱機組煙氣再循環(huán)對鍋爐尾部省煤器運行影響的定量研究的相關(guān)報道。本文重點定量研究了單爐膛塔式1000MW超超臨界二次再熱機組不同煙氣再循環(huán)方案對省煤器磨損和換熱特性的影響，研究結(jié)果對實施煙氣再循環(huán)改造和實際運行具有參考價值和指導(dǎo)意義。

2 研究方法

2.1 研究對象

某1000MW超超臨界變壓運行直流鍋爐，單爐膛塔式布置形式、二次再熱、四角切圓燃燒，過熱汽溫采用煤水比調(diào)節(jié)和兩級噴水控制，再熱蒸汽采用燃燒器擺角、煙氣擋板和事故噴水調(diào)溫方式。設(shè)計煤種為神華煤。鍋爐主要設(shè)計參數(shù)如表1所示。

表1 鍋爐主要設(shè)計參數(shù)

2.2 煙氣再循環(huán)方案

由于超超臨界二次再熱機組增加了一級再熱系統(tǒng)使得爐膛出口煙氣側(cè)放熱量和蒸汽側(cè)吸熱量難以匹配，導(dǎo)致超超臨界二次再熱機組再熱汽溫偏低。針對二次再熱技術(shù)以及二次再熱機組再熱汽溫低的問題，為了保證再熱汽溫能達到設(shè)計值要求，通常采用煙氣再循環(huán)增加爐膛出口煙氣焓值的辦法提高再熱汽溫。根據(jù)鍋爐結(jié)構(gòu)特點和受熱面布置方式，制定了兩種煙氣再循環(huán)方案，煙氣再循環(huán)方案如圖1所示。

圖1 再循環(huán)煙氣抽取位置示意圖

不同的煙氣再循環(huán)方案對應(yīng)的再循環(huán)煙氣溫度不同，方案一和方案二中再循環(huán)煙氣溫度分別為379℃和117℃。

兩種方案都可以提高再熱汽溫，有效解決再熱汽溫偏低的問題。煙氣再循環(huán)率相同，由于煙氣抽取點不同，流經(jīng)省煤器的煙氣量不同，對省煤器的傳熱和壁面磨損影響程度不同。在實際應(yīng)用中，有必要將兩種方案對省煤器的換熱和磨損的影響進行定量對比分析。

2.3 煙氣再循環(huán)鍋爐的熱力計算

依據(jù)《鍋爐熱力計算標準方法》，通過程序迭代計算實現(xiàn)鍋爐機組熱力計算。煙氣再循環(huán)改變了再循環(huán)煙氣引入點至引出點之間的煙氣容積、煙氣組成和煙氣焓值。計算時需要重新計算煙氣特性參數(shù)及其焓值。

增加煙氣再循環(huán)后，從再循環(huán)煙氣引入點至引出點之間的混合煙氣容積為：

Vr=V+r×Vc

(1)

式中：V為不考慮煙氣再循環(huán)的煙氣容積，m3/kg；r為煙氣再循環(huán)率，%；Vc為煙氣再循環(huán)引出點后的煙氣容積，m3/kg。

根據(jù)混合煙氣的容積求解煙氣再循環(huán)后混合煙氣的特性參數(shù)。然后計算混合煙氣的焓值：

Ir=I+r×Ic

(2)

式中：I為無煙氣再循環(huán)的煙氣焓值，kJ/kg；Ic為煙氣再循環(huán)引出點后的煙氣焓值，kJ/kg。

混合煙氣溫度：

θr=Ir/(VC)r

(3)

式中：(VC)r為混合煙氣的比熱，kJ/(kg℃)。

(VC)r=(VC)+r×(VC)c

(4)

式中：(VC)為混合前煙氣的比熱，kJ/(kg℃)；(VC)c為煙氣再循環(huán)抽出點后煙氣的合成比熱，kJ/(kg℃)。不同再循環(huán)煙氣引入點對爐膛熱力計算的影響不同，再循環(huán)煙氣引入至爐膛底部對爐膛的熱力計算影響較大。此時，再循環(huán)煙氣經(jīng)歷整個爐膛換熱過程，該部分熱量屬于外來熱源，《標準》中規(guī)定每千克計算燃料送入爐內(nèi)的總熱量為：

(5)

式中：Izxh為再循環(huán)煙氣的焓值，按煙氣引出點的溫度計算，kJ/kg。

3 結(jié)果與討論

3.1 省煤器磨損分析

3.1.1 再循環(huán)煙氣量計算

方案一對應(yīng)的再循環(huán)煙氣引出點為省煤器出口，方案二對應(yīng)的再循環(huán)煙氣引出點為引風(fēng)機出口，兩種方案引出點之間有空氣預(yù)熱器，而空氣預(yù)熱器漏風(fēng)導(dǎo)致煙氣量的增加，因此，不同方案對應(yīng)的煙氣量不同。不同工況下方案一和方案二再循環(huán)煙氣量如表2所示。

表2 兩種方案下不同工況再循環(huán)煙氣量(kg/s)

為了更加準確的計算再循環(huán)煙氣量，定義總煙氣量的邊界不同，方案一和方案二分別以省煤器出口邊界和引風(fēng)機出口邊界的煙氣質(zhì)量為總煙氣量，煙氣循環(huán)率為再循環(huán)煙氣質(zhì)量流量占總煙氣量的比率。從表2可知，不同負荷下，再循環(huán)煙氣量隨著再循環(huán)率的增加而增加，方案二的煙氣量大于方案一，主要是由于方案二增加了空預(yù)器本體的漏風(fēng)量。因此，相同再循環(huán)率時，方案二對應(yīng)的煙氣量大。

3.1.2 最大磨損厚度計算

隨著省煤器入口煙氣溫度的降低，飛灰顆粒冷卻硬化，飛灰顆粒硬度較高，省煤器受熱面受到硬化飛灰顆粒的撞擊，容易發(fā)生切削磨損。煙氣再循環(huán)使得流經(jīng)省煤器區(qū)域的煙氣流速、煙氣密度以及飛灰濃度等發(fā)生變化，飛灰顆粒的磨損程度也隨之變化。計算對比煙氣再循環(huán)前后省煤器受熱面磨損的情況。省煤器磨損量用管壁最大磨損厚度Emax表示：

(1)

由于省煤器管屏間存在通流間隙，飛灰顆粒與管壁撞擊具有一定概率，在實際運行中只有部分灰粒會撞擊管壁，所以碰撞頻率因子η<1，η值與斯托克斯準則數(shù)st有關(guān)：

(2)

式中：ρh、ρ分別為灰粒和煙氣的密度，kg/m3；dh、d為灰粒和管子的直徑，m；ω為煙氣流速，m/s；ν為煙氣的運動黏度系數(shù)，m2/s。

3.1.3 省煤器最大磨損厚度Emax變化率

由于最大磨損厚度Emax的計算公式中有些系數(shù)難以確定，使得公式求解困難，為了便于求解，對公式中與煙氣特性相關(guān)的系數(shù)計算煙氣再循環(huán)前后的變化比例，最終得到最大磨損厚度隨煙氣再循環(huán)的變化率，用于說明省煤器的磨損狀況，省煤器管壁最大磨損厚度增加比例是煙氣再循環(huán)前后省煤器磨損量的比值。Emax的計算公式中與煙氣特性相關(guān)的系數(shù)為：η、μ、kμ、kω、ω。其中，kμ和kω的變化情況μ與ω和的變化基本一致，所以只對η、μ、ω三個量進行計算比較，得出Emax的變化情況。

從計算公式中可以看出，Emax與η和μ的1次方成正比，與ω的3.3次方成正比，因此煙氣流速ω是影響管壁最大磨損厚度的主要因素[35]。

3.1.3.1st準則數(shù)的求解

通過st準則數(shù)的計算公式可以得到η值，公式中灰粒的密度ρh取值1800kg/m3；灰粒的直徑dh取值16μm；管子直徑d取值0.042m。

煙氣密度、煙氣流速和煙氣運動黏度系數(shù)是根據(jù)各工況計算得到。

3.1.3.2 管壁最大磨損厚度的求解

結(jié)合煙氣流速的計算結(jié)果，得到再循環(huán)前后Emax的變化情況。假設(shè)再循環(huán)前磨損厚度為1，根據(jù)上述計算公式得到管壁的最大磨損厚度Emax隨煙氣再循環(huán)的變化情況如圖2所示。

圖2 煙氣再循環(huán)率對省煤器管壁最大磨損厚度增加 比例的影響

從圖2可知，省煤器管壁的最大磨損厚度增加比例與煙氣再循環(huán)率無定量的變化規(guī)律，但隨著煙氣再循環(huán)率的增加總體呈增大的趨勢。分析原因是省煤器磨損量與煙氣流速、煙氣密度、煙氣黏度、碰撞頻率因子、飛灰濃度等因素有關(guān)，這些因素受負荷和再循環(huán)率的變化規(guī)律各不相同，因此，省煤器管壁磨損量和最大磨損厚度增加比例并無固定的規(guī)律。當(dāng)煙氣再循環(huán)率為10%時，省煤器管壁最大磨損厚度增加約50%，且方案二中省煤器管壁最大磨損厚度比方案一大，是由于煙氣再循環(huán)增加煙氣流速，管壁表面受到飛灰粒子的撞擊加劇，且管壁最大磨損厚度Emax的變化與煙氣流速ω、灰粒碰撞管壁頻率因子η和飛灰濃度μ有關(guān)，Emax與η和μ的1次方成正比，與ω的3.3次方成正比，所以煙氣流速的增加會導(dǎo)致管壁磨損厚度3.3次方速度增加，且隨著煙氣再循環(huán)率的增加，煙氣流速增幅隨之增大，煙再循環(huán)率為15%時，管壁最大磨損厚度較無再循環(huán)增加約90%。方案二中煙氣量和煙氣流速增幅大于方案一，雖然方案二煙氣經(jīng)過除塵器，飛灰濃度降低，但影響管壁最大磨損厚度的主要因素是煙氣流速，所以方案二中管壁磨損厚度增幅大于方案一。BMCR、THA和75%THA工況下，THA工況省煤器管壁最大磨損厚度增幅最大。在實施煙氣再循環(huán)時，應(yīng)該充分考慮對省煤器受熱面磨損的影響。

3.2 煙氣再循環(huán)對省煤器換熱的影響

煙氣再循環(huán)率對省煤器中介質(zhì)溫升的影響如圖3所示。

圖3 煙氣再循環(huán)率對省煤器中介質(zhì)溫升的影響

從圖3可知，不同負荷、不同再循環(huán)方案對應(yīng)省煤器中介質(zhì)溫升均隨著煙氣再循環(huán)率的增加而增加；相同負荷下，方案一和方案二省煤器中介質(zhì)溫升基本一致。不同負荷下，煙氣再循環(huán)率每增加5%，省煤器中介質(zhì)溫升增加2℃～3℃，負荷越高溫升越高，BMCR工況比THA工況介質(zhì)溫升偏高約1.5℃，THA工況比75%THA工況介質(zhì)溫升偏高約1.5℃。

4 結(jié)論

(1)不同負荷下，煙氣再循環(huán)量隨著再循環(huán)率的增加而增加，由于空預(yù)器漏風(fēng)使得相同再循環(huán)率時方案二的煙氣量大于方案一。

(2)省煤器管壁的最大磨損厚度增加比例與煙氣再循環(huán)率無定量的變化規(guī)律，但隨著煙氣再循環(huán)率的增加總體呈增大趨勢。當(dāng)煙氣再循環(huán)率為10%時，省煤器管壁最大磨損厚度增加約50%，且方案二中省煤器管壁最大磨損厚度比大于方案一，主要是由于方案二的再循環(huán)煙氣量大于方案一，而煙氣流速是影響管壁最大磨損厚度的主要因素，煙氣再循環(huán)率為15%時，管壁最大磨損厚度較無再循環(huán)增加約90%。

(3)BMCR、THA和75%THA工況下，煙氣再循環(huán)率為15%時，THA工況省煤器管壁最大磨損厚度增幅最大。在實施煙氣再循環(huán)時，應(yīng)該充分考慮到省煤器受熱面磨損的影響。

(4)不同負荷、不同再循環(huán)方案對應(yīng)省煤器中介質(zhì)溫升均隨著煙氣再循環(huán)率的增加而增加；相同負荷下，方案一和方案二省煤器中介質(zhì)溫升基本一致。不同負荷下，煙氣再循環(huán)率每增加5%，省煤器中介質(zhì)溫升增加2℃～3℃，負荷越高溫升越高。