切向燃烧摆动喷口附加进风诊断模型

刘福国， 崔福兴， 刘 科， 王海超

(国网山东省电力公司电力科学研究院，济南 250003)

切向燃烧摆动喷口附加进风诊断模型

刘福国， 崔福兴， 刘 科， 王海超

(国网山东省电力公司电力科学研究院，济南 250003)

利用二次风挡板和炉膛阻力特性的冷态测试结果，并根据实际运行时锅炉风箱与炉膛出口之间的差压、二次风挡板开度和风粉质量流量等参数，得到风箱与炉膛出口差压对烟风质量流量的跟随特性，采用多个负荷工况的测试数据，以炉膛出口过量空气系数计算值和测量值的偏差平方和最小为原则，建立了切向燃烧摆动喷口附加进风质量流量运行评估模型.在1台实际运行锅炉上的应用表明:利用该评估模型所得计算结果与设计数据相当，炉膛出口过量空气系数的计算结果与实测值吻合；该评估模型可用于燃烧器喷口状态诊断.

锅炉；切向燃烧；摆动喷口；附加进风；诊断模型

在煤粉不同燃烧阶段送入适量的空气是燃烧过程设计和控制的有效手段[1-2]，因此在切向燃煤锅炉炉膛不同高度布置功能各异的空气和燃料喷口，通常包括一次风、辅助二次风、周界风、紧凑燃尽风、分离燃尽风以及最底层的“火下风”等[3-4].通过这些喷口有组织地配风，使炉内保持合理的风粉分布，以提高煤粉燃尽度[5]，降低氮氧化物生成量[6-7]，并满足汽温调节需要[8].燃烧器喷口风质量流量分配是通过调节相应风道上的挡板开度并保持适当的风箱与炉膛出口之间的差压来实现的[9].

与有组织的燃烧配风相比，炉内还有一定数量的漏风和冷却风等附加进风，这些无组织进风只有控制在一定范围内，才能合理、有效地进行有组织配风.目前，切向燃煤锅炉运行中风箱与炉膛出口之间的差压普遍偏低，一些锅炉低负荷时甚至不能建立合理的风箱与炉膛出口之间的差压，炉内无组织进风质量流量较大是重要原因之一.

为调节再热汽温和消除炉膛出口气流残余旋转，切向燃烧喷口通常设计成垂直或水平摆动式[8,10]，风道和喷口之间有一定的缝隙，并随着磨损而加大，风箱中的热风通过这些缝隙进入炉内，形成附加进风.虽然客观上附加进风起到冷却喷口和风道的作用，但是缝隙过大会对喷口的有组织配风带来影响，在运行上表现为风箱与炉膛出口之间的差压偏低.切向燃烧摆动喷口附加进风质量流量的运行评估对于炉内燃烧诊断、优化以及喷口安装质量评价有一定意义，目前还未见对喷口附加进风质量流量进行测量或评估的报道.

1 风箱与炉膛出口之间差压偏低原因分析

在实际运行中，切向燃煤锅炉风箱与炉膛出口之间的差压普遍偏低的主要原因有：

(1) 测量方面的原因.风箱与炉膛出口的差压变送器两侧取压点在垂直方向上跨越的距离很大，取压管内空气柱产生的静差压与实际测量差压是相同的数量级，因此应对测量结果进行空气柱差压补偿[11]，而目前电厂的测量系统均未进行补偿，导致该差压的测量值偏低.

(2) 炉内燃烧用风质量流量偏少.如果炉膛出口过量空气系数偏小，表明锅炉燃烧用风质量流量偏小，会引起风箱与炉膛出口之间的差压运行值偏低.

(3) 一次风质量流量偏大.若输送煤粉的一次风质量流量过大，通过风箱配送的二次风质量流量会相应减小，风箱与炉膛出口之间的差压值会降低.

(4) 炉膛漏风和喷口附加进风质量流量过大.漏风和附加风等无组织风质量流量增大，则喷口有组织配风质量流量将减小，导致风箱与炉膛出口之间的差压降低.现代大容量锅炉炉膛严密性良好，炉膛漏风质量流量所占比例在5%以下，而摆动喷口附加进风质量流量与泄漏缝隙大小有关，受安装质量影响，并随着运行磨损而变大.

2 摆动喷口进风质量流量计算

从喷口进入炉内的二次风质量流量qm,2可通过对所有喷口质量流量求和得到：

(1)

式中：ρ2为二次风密度，根据二次风压力和温度计算，kg/m3；uj为第j只喷口风速，m/s；Aj为第j只喷口的面积，m2.

如前所述，摆动喷口除通过喷口向炉内送风外，喷口和风道之间的缝隙还会形成附加漏风.图1为某锅炉的一组分离燃尽风(SOFA)喷口和水平摆动机构示意图.将附加进风看作是差压驱动下的缝隙流动，根据文献[12]，通过缝隙的附加进风质量流量qm,fj可按下式进行计算：

(2)

式中：Afj为附加进风面积，m2；Δpb为风箱到炉膛入口的压降，Pa；Cd为排放系数，取Cd=0.8；Y为气体膨胀系数，取Y=1[12].

进入炉膛的总二次风质量流量qm,2为喷口二次风质量流量qm,2p和附加风质量流量qm,fj之和：

qm,2=qm,2p+qm,fj

(3)

图1 切向燃烧SOFA风摆动喷口

如图2所示，根据风箱到炉膛入口的压降Δpb、挡板及风道的阻力系数可计算出喷口风速uj：

(4)

式中：ζj为挡板阻力系数；ζ1为二次风箱到风道进口的局部阻力系数，ζ1=0.5[13]；ζ2为二次风道到炉膛入口的阻力系数，ζ2=1.0[14].

图2 风箱到炉膛出口的压降

Fig.2 Pressure drop between wind box and furnace outlet

挡板阻力系数ζj在冷态试验中测定[15]，ζj可拟合成挡板开度ηj=xj/100的指数函数：

ζj=aj+bje-ηj/cj

(5)

式中：aj、bj和cj为常数；xj为第j个挡板开度百分数.

如图2所示，风箱到炉膛入口的压降Δpb可通过风箱与炉膛出口差压Δp进行计算，该差压Δp是重要的运行监控参数，通过对测量变送器进行空气柱静差压补偿，可得到Δp的实际值[15].Δp由风箱到炉膛入口的压降Δpb和炉内的压降ΔpL组成，通过对炉内流动阻力进行分析，得到Δpb为[15]：

(6)

(7)

式中：qm,1为一次风质量流量，kg/s；ρ1、ρ2分别为一、二次风密度，kg/m3.

式(6)中的炉膛入口一、二次风平均风速u0按下式计算：

(8)

锅炉运行过程中，炉内烟气平均温度约在1 100～1 600 ℃[16-17]，式(6)中的ρL在0.21～0.27 kg/m3变化，式(4)中的ρL取0.24 kg/m3.

对于直吹式制粉系统，式(7)、式(8)中的qm,1为运行磨煤机的通风质量流量之和：

(9)

式中：qm,fi为第i台磨煤机的通风质量流量，kg/s.

通过冷态试验得到各二次风挡板的阻力特性曲线以及炉膛阻力系数.在锅炉热态运行中，测定风箱与炉膛出口之间的差压Δp、一二次风压力和温度、磨煤机通风质量流量qm,fi以及各个二次风挡板的开度ηi等参数，在已知各喷口面积及附加进风面积Afj的情况下，根据式(1)～式(9)计算进入炉内的总二次风质量流量qm,2以及附加进风质量流量qm,fi，但是附加进风面积Afj是未知的，因此如何确定Afj是计算附加进风质量流量的关键.

3 喷口附加进风质量流量试验

一般情况下，炉膛燃烧用风主要包括一次风、二次风以及少量的炉膛漏风，炉膛出口过量空气系数α可按下式计算：

(10)

式中：qm,c为入炉煤质量流量，kg/s；m0为1 kg入炉煤燃烧所需要的理论空气量，kg；Δα1为炉膛的漏风系数，可取为0.05.

式(10)中炉膛出口过量空气系数α也可通过测量烟气中含氧体积分数进行计算[18]：

(11)

式中：φO2为炉膛出口烟气含氧体积分数，%.

对于直吹式制粉系统，式(10)中的入炉煤质量流量qm,c为运行磨煤机给煤质量流量之和：

(12)

式中：qm,ci为第i台磨煤机的给煤质量流量，kg/s.

式(10)中1 kg煤燃烧所需要的理论空气质量m0按下式[19]计算：

m0=0.115 1wCb+0.343 0wH+

0.043 1wS-0.043 2wO

(13)

式中：wCb为实际烧掉的碳质量分数，%；wH、wS、wO分别为收到基氢、收到基硫和收到基氧质量分数，%.

根据文献[18]，实际烧掉的碳质量分数wCb按下式计算：

(14)

为评估喷口附加进风质量流量，需要测试或采集的数据包括：在锅炉冷态条件下，测定二次风挡板的阻力特性以及炉膛阻力系数，得到式(5)和式(6)中的ζL值；在锅炉稳定的热态运行工况下，测定风箱与炉膛出口之间的差压Δp、一二次风压力和温度、磨煤机给煤质量流量和通风质量流量、各二次风挡板的开度ηi、炉膛出口烟气含氧体积分数；采集入炉煤样和灰渣样，分别进行元素成分和未燃尽碳质量分数化验，方法见文献[18].

测定上述运行参数后，式(1)～式(14)中仅含有一个未知变量Afj，求解方程得到Afj，再利用式(2)得到喷口附加进风质量流量qm,fj.

为提高测试和计算的准确性，可进行多个负荷工况的试验.设共进行m个工况的测试，对于第k次测试，式(10)中的炉膛出口过量空气系数记为αk(Afj)，它是喷口附加进风面积Afj的函数，式(11)中测定的过量空气系数记为α0，满足m个工况的过量空气系数偏差平方和最小的Afj值即为最终所求的Afj：

约束条件 0

(15)

4 应用实例分析

某电厂锅炉是亚临界、一次再热、控制循环锅炉，型号为SG-1025.7/18.3-M840，采用正压直吹式制粉系统，配有5台RP923磨煤机.设计煤种为烟煤，燃烧系统采用四角布置的切向燃烧摆动喷口，每台磨煤机向同层4只一次风喷口供粉.2013年该锅炉进行了低NOx燃烧系统改造，改造后共有24层喷口，喷口的面积和配置的挡板如图3所示，式(6)中燃烧器中心线到炉膛出口的高度H为34.3 m.

4.1 附加进风质量流量计算

根据文献[15]提供的方法，在冷态条件下测试挡板阻力系数随风门开度的变化，结果如图4所示，式(6)中炉膛阻力系数ζL为0.78.热态运行时，共进行6个负荷工况的试验，采集的数据如表1所示.

附加风面积在Matlab 7.6平台上进行计算，采用fmincon函数求解上述有约束的非线性多元函数最小值[20].编写式(10)描述的函数αk，该函数的哑元参数为附加进风面积Afj以及表1中的前43个变量；编写式(15)描述的目标函数fun(x)，利用表1中的前43项数据，采用哑实结合调用子函数αk，计算6个负荷工况下过量空气系数的偏差平方和，αk函数的哑元参数Afj作为目标函数fun(x)的自变量x，在命令窗口输入如下命令：

图3 某锅炉燃烧喷口及挡板配置

图4 挡板阻力系数随风门开度的变化

lb=[0]; ub=[5]; x0=[1.0];

表1 不同负荷下的试验数据

[x,fval]=fmincon(@fun,x0,[],[],[],[],lb,ub, [],[])，进行求解，得到Afj为1.285 m2.

利用Afj的求解结果，根据式(1)～式(3)可计算不同负荷下喷口风质量流量和附加进风质量流量，结果见表2.

表2 附加风及各种风质量流量

4.2 结果分析及验证

由表2可知，机组负荷为180～300 MW时，锅炉燃烧器喷口附加进风质量流量在91.0～126.7 t/h，占总风质量流量的11.6%～13.7%，该锅炉设计的附加进风质量流量占总风质量流量的15%，这部分设计风质量流量还包括火焰检测器的冷却用风，上述附加进风质量流量计算值不包括这部分用风.因此，考虑火焰检测器的冷却用风后，附加进风质量流量计算结果与设计值相当.

根据附加进风面积Afj以及表1前43项的数据，利用式(1)～式(10)、式(12)～式(14)可得到炉膛出口过量空气系数的计算值，将式(11)得到的过量空气系数作为测量值，计算值与测量值的对比见图5，可见二者吻合较好.

图5 过量空气系数的计算值与测量值的比较

实际附加进风面积Afj为1.285 m2时，保持表1中300 MW负荷下喷口挡板开度不变，根据式(1)～式(10)、式(12)～式(14)计算不同风箱与炉膛出口之间差压下的过量空气系数.如图6所示，当喷口和风道之间的缝隙因磨损或安装不当而增大时，风箱与炉膛出口之间差压和过量空气系数之间的关系会发生变化.图6还给出了Afj为1.8 m2时风箱与炉膛出口之间差压和过量空气系数的变化特性.由图6可知，相同的过量空气系数下附加进风面积增大，风箱与炉膛出口之间的差压明显降低，喷口风速减小；过量空气系数为1.15时，当Afj从1.285 m2增大到1.800 m2时，风箱与炉膛出口之间的差压从1 125 Pa降低到969 Pa，SOFA风喷口风速从42.0 m/s减小到38.8 m/s，二次风的穿透能力减弱，从而会影响炉内混合和燃烧.

图6 不同附加进风面积时风箱与炉膛出口之间的差压和过量空气系数的关系

Fig.6 Pressure drop between wind box and furnace outlet vs. excess air coefficient for different leakage areas of additional air

5 结 论

(1) 对于燃煤锅炉切向燃烧摆动喷口，风箱二次风通过风道和喷口之间的缝隙进入炉内，形成喷口的附加进风，附加进风质量流量应控制在合理的范围内.

(2) 利用冷态时测定的二次风阻力特性和炉膛阻力系数，并结合热态时风箱与炉膛出口之间的差压、二次风挡板开度、一次风质量流量、炉膛过量空气系数以及入炉煤量和元素成分等参数，对喷口附加进风质量流量进行评估，评估结果可用于喷口运行状态诊断.

(3) 对某台锅炉进行附加进风质量流量评估，附加进风质量流量在91.0～126.7 t/h，占总风质量流量的11.6%～13.7%，与该锅炉的设计附加进风质量流量相当.

(4) 喷口的附加进风面积增大，风箱与炉膛出口之间的差压降低，喷口风速减小.对于实例锅炉，保持过量空气系数的二次风挡板开度不变，当附加进风面积Afj从1.285 m2增大到1.800 m2后，风箱与炉膛出口之间的差压从1 125 Pa降低到969 Pa，SOFA风喷口风速从42.0 m/s减小到38.8 m/s，二次风穿透能力减弱.

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Diagnosis Model of Additional Air Flow Through Gaps of Tangential Firing Oscillating Nozzles

LIUFuguo,CUIFuxing,LIUKe,WANGHaichao

(State Grid Shandong Electric Power Research Institute, Jinan 250003, China)

Based on resistance characteristics of secondary air baffle and boiler furnace measured under cold state conditions, considering the following character of pressure differential between wind box and furnace outlet with air/gas flow rate obtained according to such parameters as the actual pressure differential, the opening of secondary air baffle and the flow rate of pulverized coal-air mixture at different loads, an evaluation model was established for the mass flow rate of additional air entering into boiler furnace through gaps of tangential firing oscillating nozzles, following the principle of least sum of squares of deviations between calculated and measured data of the excess air coefficient at furnace outlet. Actual applications in a boiler indicate that the results calculated with the evaluation model agree well with both the design values and actual measurements, which therefore may be used to diagnose the running state of relevant nozzles.

boiler; tangential firing; oscillating nozzle; additional air; diagnosis model

1674-7607(2017)08-0608-07

TK223.21

A

470.30

2016-08-17

2016-10-18

刘福国(1969-)，男，江苏徐州人，高级工程师，工学硕士，主要从事电厂锅炉运行监测、诊断和优化方面的研究. 电话(Tel．)：0531-67982860；E-mail：lephico@163.com．