某电厂600MW超临界机组直流锅炉汽温偏差分析及解决方案.doc
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1、【精品文档】如有侵权,请联系网站删除,仅供学习与交流某电厂600MW超临界机组直流锅炉汽温偏差分析及解决方案.精品文档.某电厂600MW超临界机组直流锅炉汽温偏差分析及解决方案对于四角切圆燃烧锅炉,在炉膛出口区域普遍存在烟温和汽温分布不对称的现象,锅炉容量越大,这种不对称情况越明显,其原因主要是由于炉膛出口处存在烟气流残余扭转,在上炉膛及水平烟道中产生烟气速度场、温度场、颗粒分布场偏差所致。如果这些偏差过大,将导致过热器、再热器超温爆管,加重高温腐蚀和汽温偏差,导致减温水大量投入和局部管材超温,严重影响锅炉的经济和安全运行。某电厂600 MW超临界直流四角切圆锅炉配用中速磨煤机的直吹式制粉系统
2、。由于气流在炉内逆时针旋转,一、二次风合适的配比和强烈扰动有利于煤粉的燃烧。锅炉的燃烧效率较高,略超过设计保证值。但是切圆燃烧所固有的特性将不可避免地在炉膛出口两侧产生烟气温度和流量偏差。因此,查找超临界四角切圆燃烧锅炉烟气温度和蒸汽温度偏差的形成原因,提出消除或减缓烟温偏差的措施,对提高超临界四角切圆燃烧方式锅炉机组运行的安全性和经济性有十分重要的意义。1. 汽温调节方法及温度偏差的基本特点1.1过热汽温控制策略超临界直流锅炉主汽温的调节采用喷水减温。喷水减温实质上是调整工质流量在水冷壁和过热器之间分配比例,减温水量的变化改变了进入省煤器和水冷壁的工质流量,这一区段的热量与水量比值随之改变,
3、因而区段内工质温度发生了相应变化。由于进入锅炉的总给水流量未改变,即煤水比未改变,无论减温水量有多大的变化,稳态时锅炉出口过热汽温也不会改变。因此,喷水减温控制只是在动态过程中采用的调节手段,只能改变瞬态的过热汽温。而在稳态,则必须使燃烧率与给水流量保持适当的比例,即保持一定的煤水比,这是控制汽温的根本手段。主蒸汽温度动态控制由一级、二级过热汽温控制组成,图1为两级减温的过热器热力系统图。末级过热器出口汽温控制分两个运行区间,即湿态运行区和直流运行区。湿态运行发生在机组启动期间,此时通过炉膛的水流量大于通过过热器的蒸汽流量,多余的水被收集在贮水箱中。当通过炉膛的工质全部进入过热器时,锅炉进入直
4、流运行区,此时除了要控制末级过热器出口汽温外,还要防止每个过热器管组入口工质温度低于饱和温度。在湿态运行期间,通过炉膛的工质流量是固定的,此时过热器减温器的作用类似于汽包炉的减温器,用以控制汽温;在直流运行区,过热器减温器仅用作瞬时的汽温控制,而最终的汽温控制是通过给水流量控制调节燃料/给水比来实现的。在直流运行区,每级减温器的温降都控制在一个目标值,这样当汽温在整定值时,就能使减温水量维持在设计值,使减温器能对每个方向的汽温偏差都做出响应。1.2再热汽温控制策略再热汽温用燃烧器摆角和喷水减温器来控制。改变摆动式燃烧器喷嘴倾角来调节再热汽温,实际是改变炉内火焰中心位置,从而改变炉膛出口烟温,即
5、改变炉内辐射传热量和烟道中对流传热量的分配比例,从而改变再热器的吸热量,达到调节再热汽温的目的。再热器减温喷水量采用单冲量控制回路控制,即仅根据再热器出口汽温的变化来调节减温水控制阀,只要再热器出口汽温超过整定值,减温水调节阀就打开。图2为再热汽温喷水减温的热力系统图。1.3汽温偏差和烟温偏差的基本特点表1为某600 MW锅炉不同负荷下汽温和烟温统计数据。统计结果表明,过热汽温在低温过热器(简称低过)出口、屏式过热器(简称屏过)出口、高温过热器(简称末过)出口存在明显偏差;屏式再热器(简称屏再)出口烟温偏差较大;锅炉前后墙螺旋水冷壁、锅炉左/右侧螺旋水冷壁壁温也存在一定的偏差,规律是右/后墙螺
6、旋水冷壁高于左/前墙螺旋水冷壁,壁温变化趋势见图3。偏差大小由负荷、运行操作方式等因素影响。2. 产生偏差的理论分析2.1假想切圆直径对于单层燃烧器而言,实际切圆直径DS一般是假想切圆直径D0的3倍。对于多层燃烧器,由试验得知存在如下关系:DS=K(n)0.5 b+D0(1)式中:n为燃烧器层数;b为燃烧器宽度;K为试验常数,它与n的关系见表2。由式(1)可知,对于多层燃烧器,由于上层气流不断被卷吸到下层,流量增大,使得旋涡直径相应增大,由于射流间的挤压和离心力的作用,实际切圆直径是假想切圆直径的8倍左右。假想切圆直径越大,气流的旋转动量就越大,在炉内同样的衰减速率下,到达炉出口断面时烟气的残
7、余旋转动量就越大。同时,假想切圆直径越大,烟气稀薄区的面积就越大,中间区域的烟气流量就越小。2.2燃烧器布置、数量以及出口风速的设计燃烧器整组布置和分组布置时对旋转动量的衰减过程是不同的;燃烧器切圆方式(如反切布置、水平分级等)对旋转气流的动量也有很大的影响。从各个角喷入炉内的气流动量、燃烧器的数量以及燃烧器出口风速设计都会影响到各个角的喷射动量,从而影响到炉膛中央区域烟气稀薄区的切圆当量直径大小,以及旋转气流的边界层形状。角喷射动量越大,旋转气流的旋转动量就越大,烟气在进入到水平烟道时的残余旋转动量也就越大,反之亦然。2.3燃烧器的摆角在不同燃烧器喷口摆角下,炉膛出口处的旋转残余变化如图4所
8、示。由图4可知,当燃烧器喷口处在下摆和水平时,炉膛出口残余旋转较大。从燃烧器下摆的最低位置,随着不断上摆,炉膛出口处的残余旋转逐渐减小。燃烧器向上摆动时,射流与水平面成一夹角,水平分速度与切向旋转动量矩小,使外推力减小,实际切圆和气流残余扭矩减小。3. 汽、烟温偏差实验及燃烧整定实验3.1不同磨煤机投运组合时的汽温偏差试验在额定负荷下进行,改变不同的磨煤机投运方式,观察过热汽温和再热汽温的偏差情况。试验结果表明,过热汽温和再热汽温都是B侧高于A侧,且磨煤机运行组合方式对汽温偏差有较大影响,其中7台磨煤机运行时,再热汽温偏差最大的是A、B、C、D、E、F、H组合,汽温偏差为12.8 K,过热汽温
9、偏差最小,二级减温器前汽温偏差为16.1 K,末级过热器汽温偏差为19.4 K。当组合为B、C、D、E、F、G、H时再热汽温偏差最小,为6.8 K,过热汽温偏差最大,二级减温器前汽温偏差为21.8 K,末级过热器汽温偏差为25.1 K。试验结果还表明,7台磨煤机运行时的再热汽温偏差平均值要高于6台磨煤机运行时的情况。3.2负荷变化时的汽温偏差试验中改变锅炉负荷,观察过热汽温和再热汽温的偏差情况。由试验结果可知,负荷变化对汽温偏差有一定的影响,低负荷下再热汽温偏差要高于额定负荷下的汽温偏差值,而过热汽温偏差要低于额定负荷时的对应值。低负荷时再热汽温的平均偏差为11.2 K,而高负荷再热汽温的平均
10、值为9.7 K,相差1.5 K;低负荷时末级过热器汽温偏差的平均值为19.8 K,而高负荷时末级过热器汽温偏差的平均值为22.2 K,相差2.4 K。3.3额定负荷下的烟温偏差在额定负荷下,在13个不同的高度,对后屏过热器后、屏式再热器前A、B两侧的烟气温度进行测定,比较烟气在进入水平烟道前的A、B两侧温度的偏差情况。测量结果表明,A、B两侧烟气温度存在严重的偏差,且偏差值随高度的不同而变化,在中、上层A侧烟温要高于B侧烟温,而在底层B侧烟温要高于A侧烟温。3.4各一次风管一次风速由于在试验之前,对部分磨煤机(A、B、E、F、H)中最长的一次风管加装了扰流风,故试验时选择了2台加装扰流风的磨煤
11、机(E、H)和2台没有加装扰流风的磨煤机(D、G)进行测量,了解四角一次风速的均匀性及扰流风对一次风的影响。测试结果表明,对于没有加装扰流风的磨煤机,4根风管中的一次风速比较均匀;而对于加装扰流风的磨煤机,4根风管中的一次风速存在较大差异。造成以上现象的原因可能是相对高速、低流量的扰流风混入一次风时起到了一定的节流作用,从而增加了单根管的阻力,使其流量降低。3.5 SOFA反切角度改变对汽温偏差的影响燃烧器区域上部有5层SOFA风喷口,SOFA设计风量占二次风量的30%。SOFA喷口可水平摆动角度。分别将SOFA风水平摆角反切15及反切5,其他主要运行参数保持不变,对比不同的SOFA水平摆角对
12、后屏出口烟温及其偏差、分隔屏出口汽温及其偏差、高再壁温偏差及末过壁温偏差的影响。试验结果见图6图8。反切角度由15减小到5后,烟温偏差增加约70(图9),说明SOFA反切角度减小时,炉膛出口烟气的残余旋转趋于强烈,烟温偏差随之增加。SOFA水平摆角具有改变炉膛出口烟气残余旋转,调节烟温偏差的作用。反切角度减小到5后,分隔屏出口汽温略有上升,其偏差没有明显变化;高再出口壁温偏差有所增加,末过出口壁温偏差增加明显。5.2 SOFA风反切动量改变的影响为了减小炉膛出口烟温偏差,在额定负荷下,保持SOFA反切角度15不变,对燃烧器区域二次风的配风方式进行改变,增大了燃烧区域风门开度,而SOFA风门开度
13、基本不变,从而减小SOFA风量,减小了反切动量。对改变前后的两种配风方式进行对比试验,将SOFA风量改变前的工况称为工况1,减小SOFA风量后的工况称为工况2。两工况的二次风门开度见图10。两工况下对比见图11图16。减小反切风量后,高再出口烟温偏差升高了约50(图11),分隔屏出口汽温偏差没有明显变化(图12),但是I、II级过热减温水流量偏差有明显减小的趋势(图13、14),说明分隔屏出口汽温偏差有减小的趋势。减小反切风量后高再出口壁温偏差、末过出口壁温偏差升高(图15、16)。试验说明减小反切风量,烟温偏差增大,高再、末过(对流受热面)的汽温偏差增大,而分隔屏、后屏的汽温偏差反而有减小的
14、趋势。5.3掺烧贫煤与纯烧烟煤运行情况的对比选取燃烧贫煤的工况1与燃烧烟煤工况2的工况进行对比,了解不同煤质对汽温偏差和烟温偏差的影响情况。两工况运行方式类似,且稳定运行在额定工况下。在运行调整方式相近的情况下,燃烧贫煤烟温偏差较小。在分隔屏出口观察孔用红外测温仪实测数据表明,燃烧贫煤时烟温偏差为60左右,而同样运行条件下,燃烧烟煤时的烟温偏差可达到110(图17)。分隔屏出口汽温偏差燃烧贫煤时比烟煤要小(图18)。分析认为燃烧贫煤时,炉膛火焰中心上移,分隔屏接受炉膛火焰辐射份额增加,而对流换热份额相对减小,两侧吸热的偏差减小了,因而汽温偏差减小了。4. 试验结果分析4.1蒸汽温度产生偏差的主
15、要原因一般情况下,产生汽温偏差的原因有两种:一是烟气侧偏差,二是工质侧偏差。烟气侧偏差主要指烟气流量、温度等存在差异,从而使传热量不同,使工质的吸热量发生变化,最终影响受热面出口的工质温度,导致偏差的产生。工质侧偏差主要是在受热面的不同位置(例如A侧或B侧),由于通过的工质流量不同,造成工质温升不一样,即使在传热量相同的前提下,工质流量小的一侧工质温度要高于流量大的一侧,最终导致受热面出口汽温不同。在某些情况下,烟气侧偏差与工质侧偏差相互叠加,导致汽温偏差的程度加剧,严重影响锅炉的安全经济运行。对于采用四角切圆燃烧方式的锅炉来说,烟气流在炉膛内的强烈旋转,使煤粉在炉内与空气充分混合,炉膛充满度
16、好,热负荷均匀,且增加了煤粉粒子在炉内的停留时间,使煤粉能充分燃烧。另外由于烟气流在炉膛内的强烈旋转,其旋转特性在到达炉膛出口时不能完全消失,存在一定的残余旋转,使烟气在进入水平烟道后产生了流量及温度的偏差,从而造成过热汽温和再热汽温的偏差,这是四角燃烧方式最大的弊端。图1为某厂3号锅炉俯视简图,由图可以看出,由于炉内烟气流是逆时针旋转,这必然造成进入水平烟道时B侧烟气流量大于A侧的烟气流量,从而使得水平烟道内B侧的各对流受热面吸热强度高于A侧,最终导致B侧汽温高于A侧汽温。这与试验结果中再热汽温和末级过热汽温都是B侧高于A侧的事实相吻合。同样,由于A、B两侧存在汽温和烟气流量的偏差,使得水平
17、烟道内各受热面的管壁温度也呈现由A侧向B侧逐步升高的趋势。图2、图3分别是末级再热器和末级过热器在额定负荷下的壁温分布曲线(屏式再热器没有壁温测点),其曲线的趋势就体现了这一点。而从数值统计结果可知,屏式再热器和末级过热器B侧管壁温度的平均值要高于A侧10 K以上。从以上分析可以看出,炉膛出口烟气的残余旋转是造成汽温偏差的主要原因,所以要减小汽温偏差就得从减轻炉膛出口烟气的残余旋转入手。4.2水平烟道入口烟气温度偏差规律由1.3节烟温偏差的测试结果可以看出,在烟道顶部,A侧烟温高于B侧烟温;而随着高度的降低,两侧偏差逐渐降低,并逐渐向B侧烟温高于A侧烟温过渡;到接近烟道底部时,变成B侧烟温高于
18、A侧烟温。烟气温度随距烟道底部距离变化的曲线见图4。产生上述现象的原因主要是烟气的残余旋转使炉膛上部A、B两侧流场不同和末级再热器底部的烟气走廊的共同作用。前面的分析已经说明了末级再热器和末级过热器的管壁温度沿烟道宽度的变化,且都是B侧的壁温高于A侧的壁温;但对于分隔屏过热器和后屏过热器来说,统计数据却表明是A侧的壁温高于B侧的壁温,与末级再热器和末级过热器壁温恰恰相反。表1为壁温的统计结果,从其数值来看,分隔屏过热器和后屏过热器壁温A侧的平均值高出B侧的平均值1025 K,差值比水平烟道内各受热面B侧与A侧壁温偏差值(见图2、图3及2.1节)还要高。以上现象是炉膛上方烟气流场存在差异及分隔屏
19、过热器和后屏过热器传热特性共同作用的结果,A侧炉膛上方的烟气充满度要高于B侧,这直接影响到分隔屏过热器和后屏过热器的辐射传热量,进而使得A侧壁温要高于B侧。虽然A侧壁温高于B侧,但从试验期间二级减温器前(后屏过热器出口)的汽温情况看,A侧的汽温却低于B侧的汽温。这个现象是反常的,建议对该处的汽温测点进行检查。由上述分析可以看出,炉膛上方辐射式受热面的汽温、壁温特性与水平烟道内对流受热面的汽温、壁温特性是截然不同的。4.3磨煤机组合对汽温偏差的影响烟气在炉膛里旋转上升的过程中,其旋流强度是随高度增加而不断衰减的。随着炉膛火焰心的上移,烟气在炉内停留时间缩短,旋流衰减程度降低,炉膛出口的残余旋转将
20、增加,对流传热产生的汽温偏差应加剧;相反,如果火焰中心降低,烟气在炉内停留的时间增加,旋流衰减较充分,炉膛出口烟气的残余旋转降低,对流传热产生的汽温偏差应有所减少。为研究火焰中心的高度与汽温偏差的关系,假设一个表示燃烧器高度的参数m,最下层的燃烧器(A层)设为1,其他燃烧器随高度的增加而依次加1,则最上层燃烧器(H层)为8。把同时运行的各燃烧器的m值相加,得到其和M即可表示火焰中心的相对高度。M值越大,火焰中心就越高,反之亦然。把磨煤机组合试验的数据进行整理可得到汽温偏差与M的曲线,见图5。由图5可以看出,汽温偏差与火焰中心高度并不存在上述分析的规律,这可能是由于火焰中心偏移的结果。如果由同一
21、台磨煤机供粉的4台燃烧器中有一台或几台火焰偏离原设计位置,那么它们形成的火焰就会偏离中心位置,当偏向A侧时将减轻汽温偏差,当偏向B侧时将加剧汽温偏差。由于各层燃烧器的情况各不相同,形成的火焰偏移也有所差异,故在不同的磨煤机组合下,炉膛内火焰中心的偏斜是不同的,对汽温偏差的影响也不一样,所以产生了对汽温偏差的非规律性影响。当同时运行的磨煤机数量少时,单只燃烧器内通过的风粉量要高于同时运行更多台磨煤机时的风粉量,故这时对火焰中心偏移的影响要大于同时运行更多台磨煤机时的影响。考核试验期间,6台磨煤机运行时的汽温偏差大于针对性试验期间7台磨煤机运行时的汽温偏差就证明了这一点。造成火焰偏移的因素还有各喷
22、口风速的差异。如果各喷口的风速存在差异,形成的火焰中心同样会偏离中心位置,从而对汽温造成一定的影响。从一次风的测试结果可以看出,对于部分磨煤机对应的4根一次风管,各管的一次风速存在较大差异,这势必造成火焰中心的偏移,对汽温产生影响。5.4燃烧器反切角及风反切动量改变对汽温的影响对于炉内气流顺时针旋转的锅炉,炉膛出口的烟温偏差为左高右低,而分隔屏出口汽温偏差规律是右高左低,与烟气侧偏差趋势相反。炉膛出口之后的对流受热面汽温偏差与烟温偏差趋于一致。改变反切风角度或风量时,烟温偏差减小,对流受热面汽温偏差减小,而分隔屏汽温偏差却有所增加。分析认为:分隔屏吸热包括炉膛辐射、屏间烟气辐射、烟气对流3种热
23、量,其汽温特性是这3种吸热的综合结果。由于炉膛出口烟气存在残余扭转,左侧烟气直接通过折焰角上部的烟气走廊向后进入水平烟道,阻力小、流量大。但是屏间的混合不强烈、充满程度及紊流程度小,对流换热不强烈,汽温升高小、吸热量低,烟温下降少;而右侧烟气则首先有流向前墙的趋势,然后折返向后流入水平烟道,右侧烟气阻力大、流量小,但是由于有折向流动,存在强烈混合、扰动,对流换热也因此非常强烈,汽温升高大、吸热量大,烟温下降多。因此,经过分隔屏后,汽温右高左低,烟温左高右低。在分隔屏后的对流受热面基本以对流换热为主导,由于左侧烟气流量大,烟温高,汽温呈左高右低,与烟温偏差逐步趋于一致。当炉膛残余扭转增强时,左侧
24、烟气量、烟温均更加高于右侧,屏间烟气辐射吸热影响增强,左侧吸热量增加;同时右侧因烟气量减小、“折返”作用减弱,对流换热量减小,对流吸热量减小。综合结果是分隔屏出口偏差有所减小,而分隔屏后的对流受热面由于烟温、烟气流量的偏差增大,汽温偏差增加。对于反切风量和角度的调整,应兼顾分隔屏和末级受热面的汽温偏差情况。如果一味地减小烟温偏差,过大地增加反切动量,虽然降低了末级受热面的汽温偏差,但有可能增大分隔屏处的汽温偏差。5.5不同煤质燃烧对汽温偏差的影响分隔屏出口汽温偏差燃烧贫煤时比烟煤要小。分析认为燃烧贫煤时,炉膛火焰中心上移,分隔屏接受炉膛火焰辐射份额增加,而对流换热份额相对减小,两侧吸热的偏差减
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