一种锅炉低负荷运行时水冷壁壁温控制方法与流程

本发明涉及一种锅炉水冷壁壁温控制方法，具体涉及一种八角双切圆燃烧方式锅炉低负荷运行时水冷壁壁温控制方法。

背景技术：

低负荷下，电站锅炉水冷壁区域超温是燃煤发电厂普遍存在的问题，也是影响电力安全生产的主要因素之一。水冷壁超温受水动力、炉膛热负荷分布等影响较大，长期超温容易造成爆管、泄漏等事故，导致机组发生非计划停运，严重影响火电机组运行的安全性、经济性以及整个电网的安全生产和调度。

机组低负荷运行时，国内超超临界八角双切圆燃烧方式锅炉容易存在水冷壁局部区域超温现象。目前，国内对1000mw超超临界八角双切圆锅炉水冷壁局部超温试验调整研究较少，尤其是针对低负荷下(500mw)的水冷壁局部超温未有研究。

技术实现要素：

本发明的目的是为了解决现有技术中存在的缺陷，提供一种用于八角双切圆燃烧方式锅炉、且能有效控制水冷壁局部超温的低负荷下的运行方法。

为了达到上述目的，本发明提供了一种所述控制方法用于机组负荷为500mw对水冷壁进行壁温控制；所述机组投入启动abde四台磨煤机；所述控制方法通过对一次风速热态调平、二次风配风方式进行调整，包括：将一次风速偏差最大值调整至5％～14.75％；并对燃烧器二次风门开度设偏置，控制2#和3#角燃烧器的abde磨煤层周界风开度为40％～60％、二次风门开度为40％～100％。

本发明控制方法还通过对二次风箱风门开度进行调整：将后墙二次风箱风门开度调整为68％。

上述控制方法还通过对过热度进行调整：将过热度调整为10℃～15℃。

上述控制方法具体步骤如下：

(1)投入煤种，逐步启动abed四台磨煤机、2台一次风机、2台送风机、2台引风机、2台空气预热器和锅炉，机组逐步升负荷至500mw；

(2)在锅炉正常运行方式下，维持磨煤机运行台数、磨煤机出力、动态分离器转速、锅炉运行氧量、sofa风方式不变；

(3)控制调节以下参数

控制磨煤机粉管一次风速偏差最大值为5％～14.75％；

控制前后二次风箱风门开度为：后墙二次风箱风门开度为68％；前墙二次风箱风门开度为100％；

控制过热度为10℃～15℃；

控制燃烧器周界风开度：维持1#、4#、5#、6#、7#、8#角燃烧器煤层周界风开度不变，控制2#和3#角燃烧器煤层abde磨周界风开度为40％～60％；

控制燃烧器二次风门开度：维持1#、4#、5#、6#、7#、8#角开度不变，调整2#和3#角燃烧器二次风门开度为40％～100％。

其中，步骤(3)还包括对ofa风门开度的调节：控制1#、7#和8#角ofa风门开度50％，其余角开度80％。

步骤(3)中控制燃烧器周界风开度为：保持1#、4#、5#、6#、7#和8#角开度不变；控制2#、3#角的开度：b层对应开度分别为60％和40％，d层对应开度分别为60％和50％，e层对应开度分别为55％和55％。

进一步的，控制燃烧器周界风开度为：保持1#、4#、5#、6#、7#和8#角开度40％。

步骤(3)中控制燃烧器二次风门开度为：保持1#、4#、5#、6#、7#和8#角开度不变的基础上，增加2#、3#角的开度：a层ab-1开度分别是70％和70％，ab-2开度分别为50％和50％，b层bc-1开度分别为60％和40％，bc-2开度分别为50％和60％，c层cd-1开度分别为40％和60％，cd-2开度分别为70％和60％，d层de-1开度分别为50％和70％，de-2开度分别为50％和70％，e层ef-1开度分别为40％和40％，ef-2开度分别为50％和50％。

进一步的，控制燃烧器二次风门开度为：保持1#、4#、5#、6#、7#和8#角开度：a层ab-1开度是30％，ab-2开度为30％，b层bc-1开度为30％，bc-2开度为30％，c层cd-1开度为30％，cd-2开度为30％，d层de-1开度为30％，de-2开度为30％，e层ef-1开度为30％，ef-2开度为30％。

步骤(3)中过热度控制为10℃。

本发明相比现有技术具有以下优点：

采用本发明控制方法能有效地改善八角双切圆燃烧方式锅炉炉膛燃烧热负荷分布、降低水冷壁局部超温壁温，提高锅炉安全性和经济性。本发明控制方法准确度高、操作简单、结果可靠，可一定程度上提高锅炉安全性和经济性，为八角双切圆燃烧方式锅炉的运行调整提供依据。

附图说明

图1为实施例1中炉膛水冷壁壁温分布情况；

图2-1、图2-2为实施例1中机组锅炉燃烧器布置平面示意图；

图3-1为实施例1中机组锅炉燃烧器双切圆形成示意图；

图3-2为实施例1中炉膛高温腐蚀与斜椭圆流场之间的关系示意图；

图4为实施例1中a磨各角粉管动量分布；

图5为实施例1中b磨各角粉管动量分布；

图6为实施例1中d磨各角粉管动量分布；

图7为实施例1中e磨各角粉管动量分布；

图8为实施例1中各角粉管总动量分布；

图9为实施例1中锅炉二次风管道布置示意图；

图10-1为实施例1中锅炉前墙二次风管道气流流线图；图10-2为实施例1中锅炉后墙二次风管道气流流线图；

图11为实施例1中锅炉二次风管道沿程截面全压图；

图12为实施例2中500mw负荷下优化调整前后炉膛水冷壁壁温分布曲线图；

具体实施方式

下面结合具体实施例对本发明进行详细说明。

本发明实施例采用哈尔滨锅炉厂有限责任公司与日本三菱公司联合设计制造的超超临界变压运行、带中间混合集箱垂直管圈水冷壁、中间一次再热、单炉膛八角双切圆燃烧、平衡通风、固态排渣、全钢悬吊结构π型、露天布置直流锅炉，型号为hg-2980/26.15-ym2。调温方式除煤/水比外，还采用烟气分配挡板、燃烧器摆动、喷水等方式。锅炉制粉系统采用中速磨冷一次风机直吹式制粉系统，每台锅炉配置abcdef六台中速磨煤机。燃烧器采用无分隔墙的八角双火球切圆燃烧方式，全摆动燃烧器。共设六层一次风口，三层油风室，十层辅助风室。整个燃烧器与水冷壁固定连接，并随水冷壁一起向下膨胀，燃烧器共48只，布置于前后墙上，形成二个反向双切园，以获得沿炉膛水平断面较为均匀的空气动力场。燃烧器共6层煤粉喷口，每层与1台磨煤机相配，主燃烧器采用低nox的pm型煤粉燃烧器，每只煤粉喷嘴中间设有隔板，以增强煤粉射流刚性，在主燃燃烧器的上方为ofa喷嘴，在距上层煤粉喷嘴上方7.2m处布置有6层sofa风喷嘴，它的作用是补充燃料后期燃烧所需要的空气，同时实现分级燃烧达到降低炉内温度水平，抑制nox的生成。锅炉主要设计参数见表1，燃烧器布置示意图见图2。

锅炉主要设计参数见下表1。

表1锅炉主要参数表(设计煤种)

本发明八角双切圆燃烧方式锅炉降低水冷壁局部超温控制方法的调整试验中，煤种为电厂实际运行煤种，煤种见表2。

表2锅炉调整试验煤种数据

实施例1低负荷下水冷壁壁温分布及超温原因分析

本实施例具体投运的磨煤机为abde4台磨煤机：

(1)投入煤种，逐步启动4台磨煤机、2台一次风机、2台送风机、2台引风机、2台空气预热器和锅炉，机组逐步升负荷至500mw；

(2)在锅炉正常运行方式下，维持磨煤机运行台数、磨煤机出力、动态分离器转速、锅炉运行氧量、sofa风方式等不变(如工况1，具体参数设置如下表3所示)，开展锅炉摸底试验，实际分析锅炉水冷壁壁温分布情况，分析水冷壁局部超温的原因。

表3锅炉习惯运行参数设置

1.1低负荷下水冷壁壁温分布情况

机组锅炉在低负荷时(500mw以下)存在水冷壁局部超温现象。500mw负荷时，炉膛中部入口管前侧水冷壁壁温分布见图1-1，251#-487#壁温偏高区域壁温分布见图1-2。

由图1可以看出，500mw负荷时水冷壁超温点主要在前墙2#和3#角区域炉膛中部入口管前侧的203#、399#、407#、411#、519#和527#管，该些区域壁温经常大于壁温报警值(450℃)。251#、259#、263#、271#、311#、387#、399#、403#、407#、467#、471#、487#点壁温比其相邻附近区域壁温测点温度高达50℃-80℃，如图1-2所示。

1.2锅炉水动力特性较差

大型锅炉炉膛水冷壁采用内螺纹垂直管圈水冷壁布置，相比于螺旋管圈水冷壁，具有安装、支吊结构简单，水冷壁系统阻力小的优点，虽然内螺纹管壁起到强化换热作用，但因其质量流速较低(约为螺旋管圈水冷壁的一半)，对热负荷的敏感性大，且易产生流动不稳定性。水冷壁入口节流孔圈按满负荷设计，低负荷运行时，节流孔圈阻力在回路总阻力中的比例显著下降，导致各水冷壁间的流量偏差和温度偏差增大。流量少的管路容易出现壁温超温现象。

1.3锅炉燃烧形成热角区域

锅炉制粉系统采用中速磨冷一次风机直吹式制粉系统，每台锅炉配置abcdef六台中速磨煤机。燃烧器采用无分隔墙的八角双火球切圆燃烧方式，全摆动燃烧器。共设六层一次风口，三层油风室，十层辅助风室。整个燃烧器与水冷壁固定连接，并随水冷壁一起向下膨胀，燃烧器共48只，布置于前后墙上，形成二个反向双切园，以获得沿炉膛水平断面较为均匀的空气动力场。燃烧器共6层煤粉喷口，每层与1台磨煤机相配，主燃烧器采用低nox的pm型煤粉燃烧器，每只煤粉喷嘴中间设有隔板，以增强煤粉射流刚性，在主燃燃烧器的上方为ofa喷嘴，在距上层煤粉喷嘴上方7.2m处布置有6层sofa风喷嘴，它的作用是补充燃料后期燃烧所需要的空气，同时实现分级燃烧达到降低炉内温度水平，抑制nox的生成。燃烧器平面布置示意图见图2-1、2-2。

机组锅炉采用单炉膛双切圆燃烧方式。该种燃烧方式的炉膛为长方形，八只燃烧器分别布置在炉膛前、后墙上，高速喷入的射流在炉内形成两个旋向相反的独立燃烧旋转气流。国内投运的八角双切圆燃烧方式锅炉基本上都存在热角和冷角区域，由于形成单个切圆的四组燃烧器喷口连线呈矩形布置(宽深比约为1：1.55)，则在各股射流撞击之前，1#、4#、6#、7#四角的射流行程要大于2#、3#、5#、8#四角的射流形成。假设同层的8只燃烧器射流出口速度一样，由于1#、4#、6#、7#四角燃烧器射流形成长，到达前、后墙附近时，射流速度已衰减较低，对2#、3#、5#、8#角射流的冲击作用较弱，故2#、3#、5#、8#角射流的偏转较小。由于2#、3#、5#、8#角燃烧器射流形成较短，在到达1#、4#、6#、7#角附近时，射流刚度仍较大，因此1#、4#、6#、7#角射流受到冲击比较强烈，偏转程度比较大。这样就导致主燃区气流旋转形成两个斜椭圆形，长轴分别指向2#、8#角和3#、5#角。单炉膛双椭圆形切圆的形成原理见图3-1所示。

由于炉膛是对称的，本文仅以右半炉膛为例，分析炉内高温腐蚀与斜椭圆切圆流场之间的关系，如图3-2所示。由切圆流场的特点可知，在4#、6#角背火侧各存在一个低压区，并席卷烟气形成图b中的回流区。由于4#、6#角靠前后墙部位席卷的主要是未参与燃烧温度较低的热空气，因此，4#、6#角燃烧器煤粉着火相对延后，烟气温度较低，形成所谓的“冷角”。受3#角燃烧器射流的冲击，4#角燃烧器射流向右侧墙水冷壁偏斜，在到达后墙之前煤粉气流会冲刷水冷壁，导致该位置氧量较低，co浓度和温度偏高，形成所谓的“热角”。受5#角燃烧器射流的冲击，6#角射流亦发生偏斜。高温火焰射流直接冲向3#角燃烧器喷口，从而使得3#角附近区域温度升高，煤粉着火也相应提前，形成所谓的“热角”。同理，在左半炉膛也形成1#、7#“冷角”和2#、8#“热角”。

2#和3#角为炉膛热角区域，燃烧热负荷大，该区域水冷壁处于高温烟气区域，易造成超温现象的产生。

1.4一次风动量不均

通过实际测量各个粉管一次风速和风量，计算出每台磨煤机各个燃烧器的粉管动量和炉膛粉管动量分布。粉管动量分布的不均会造成切圆偏斜，也可以说明冷热角形成的原因。实际测量的粉管动量分布情况见表4。粉管动量分布见图4-图8。

表4粉管动量分布情况

由图4可以看出，对于a层燃烧器，右侧切圆的前墙(3#和4#角)动量为409.18kgm/s，大于后墙(5#和6#角)的动量270.58kgm/s，但1#、2#角的粉管动量高于7#、8#角，这样会造成左侧切圆形成一个椭圆形，一端偏向2#角，一端偏向8#角。3#、4#角(即前墙)的粉管总动量大于5#、6#角(即后墙)的粉管总动量之和为1637.54kgm/s，且3#和4#粉管总动量明显偏高，这样会造成右侧切圆形成一个椭圆形，一端偏向3#角，一端偏向5#角。从而形成2#、3#、5#和8#角为热角区域，1#、4#、6#和7#为冷角区域。

如图5所示，对于b层燃烧器，和a侧存在类似的情况。

如图6所示，对于d层燃烧器，4#、5#角动量明显高于3#和6#角，这样这样会造成右侧切圆形成一个椭圆形，一端偏向3#角，一端偏向5#角。

如图7所示，对于e层燃烧器，右侧切圆前墙动量为336.99kgm/s，后墙的动量为332.52kgm/s，前后动量相当，但3#角动量最小，将导致右侧切圆向前墙的中间偏斜。

如图8所示锅炉1#、2#角(即前墙)的粉管总动量之和为1324.85kg.m/s，7#、8#角(即后墙)的粉管总动量之和为1167.98kgm/s，但1#、2#和7#角的粉管总动量明显高于8#角，这样会造成左侧切圆形成一个椭圆形，一端偏向2#角，一端偏向8#角。3#、4#角(即前墙)的粉管总动量之和为1874.56kg.m/s，5#、6#角(即后墙)的粉管总动量之和为1110.64kgm/s，且4#和5#粉管总动量明显偏高，这样会造成右侧切圆形成一个椭圆形，一端偏向3#角，一端偏向5#角。从而形成2#、3#、5#和8#角为热角区域，1#、4#、6#和7#为冷角区域。

1.5粉管粉量偏差大

实际测量每台磨煤机粉管粉量情况，部分磨煤机粉管粉量偏差较大，测量结果见表5-表10。

表5a磨各粉管粉量偏差情况

表6b磨各粉管粉量偏差情况

表7d磨各粉管粉量偏差情况

表8e磨各粉管粉量偏差情况

由表5-表8可以看出，abde4台磨煤机粉管粉量偏差较大，a偏差最大值达到42.88％、b磨偏差最大达18.25％、d磨偏差最大达28.48％、e磨偏差最大达25.58％，且基本上是2#和3#粉管粉量偏多，2#和3#为热角区域，这样造成该区域燃烧强度大，烟气温度高，更容易造成该区域水冷壁局部超温。

1.6二次风风量分配不均

切圆分布除了与一次风速有关外，与各层二次风分布也有一定的关系。锅炉二次风管道布置示意图见图9。通过模拟研究分析前后墙二次风箱流场分布，结果见图10-图11。

由图9-图11可以看出，锅炉二次风道从后墙空预器出来以后分成两路，一路进后墙风箱，一路进后墙风箱，后墙风箱管道较前墙长且弯头多，阻力大。

空预器出来去后墙的二次风道里的空气流动较复杂，存在明显绕线现象，这样必然会加剧气体流动阻力。前墙二次风箱的入口全压和风速明显低于后墙，这样造成前后墙二次风量分配不均，前墙二次风量小于后墙，后墙二次风刚性大，将切圆更容易推向前墙，造成2#、3#角水冷壁局部超温。

1.7低负荷下水冷壁壁温分布结论

由以上分析可以看出，当机组锅炉在低负荷运行时，2#、3#角区域水冷壁易形成超高温现象，需要通过调整工况运行参数对此部分区域进行壁温调整。

实施例2、500mw低负荷下水冷壁局部超温调整

根据水冷壁超温的原因分析，在机组500mw负荷下针对性的开展燃烧优化调整试验，通过试验调整最大程度降低热角区域水冷壁超温，获得锅炉最佳运行方式。燃烧优化调整主要从一次风调整、二次风配风方式、过热度等改善炉膛燃烧热负荷分配，降低热角区域热负荷，改善2#和3#角水冷壁局部超温问题。

2.1一次风热态调平

进行abde4台磨一次风热态调平，调平试验结果见表11-表14。

表11a磨一次风调平试验结果

表12b磨一次风调平试验结果

表13d磨一次风调平试验结果

表14e磨一次风调平试验结果

从表11-表14可以看出，ab磨在调整前粉管风速偏差较大，最大偏差分别达到19.68％和12.59％，调整后最大偏差分别降低至14.75％和6％左右，a磨可调锁孔布置在各自母管上，无法进一步调整。d磨可调锁孔在母管行限制了风速调平工作。

2.2前后墙二次风箱风门开度偏置

根据前文分析得知，前后墙二次风量偏差大，后墙二次风量大于前墙，这样造成后墙二次风刚性整体高于前墙，左右侧两个切圆容易整体向后墙偏斜，火焰中心向后墙偏移，这样容易加剧2#和3#热角区域水冷壁局部超温。通过调整前后墙二次风量，尽量平衡前后墙二次风量，是的火焰中心处于炉膛中心，将有利于减轻水冷壁局部超温。

机组500mw负荷时，将前后墙二次风箱风门开度设偏置，逐渐降低后墙二次风箱风门开度(调整之前前后墙二次风箱风门开度均是100％)。

首先将后墙二次风箱风门开度调整至90％，前墙保持100％开度不变，观察前墙水冷超温区域壁温变化情况，超温区域壁温略有降低，大部分点壁温降低1℃-1.5℃。

其次，在继续降低后墙二次风箱风门开度至80％，前墙开度保持不变，观察前墙水冷超温区域壁温变化情况，超温区域壁温继续略有降低，大部分点壁温降低1℃-1.2℃。

再次继续降低后墙二次风箱风门开度至68％，前墙开度保持不变，观察前墙水冷超温区域壁温变化情况，超温区域壁温继续略有降低，大部分点壁温降低1℃左右。

继续降低后墙二次风箱风门开度至58％，前墙开度保持不变，观察前墙水冷超温区域壁温变化情况，超温区域壁温继续略有降低，大部分点壁温降低1℃左右。但此时锅炉飞灰含碳量增加了0.8个百分点，大渣含碳量增加了0.5个百分点，主要由于后墙二次风量降低量偏大后对燃烧造成一定影响，不建议后墙二次风箱风门开度继续关小。

优选调整方式：前墙二次风箱风门开度100％，后墙二次风箱风门开度68％，调整后，机组500mw负荷时1#-8#角二次风箱与炉膛差压分别为-0.034kpa、-0.030kpa、-0.033kpa、-0.028kpa、-0.034kpa、-0.033kpa、-0.023kpa、-0.025kpa。调整前后墙二次风箱风门开度偏置后，各个角的二次风箱与炉膛差压改善较好，有利于改善前后墙的二次风量分配。

2.3过热度调整

过热度的改变对水冷壁壁温影响较大，机组低负荷运行时，在保证过热汽温的基础上，可以适当降低过热度运行。500mw负荷时，过热度由18℃依次降低至14℃和10℃，水冷壁壁温最高点温度分别下降3℃和5℃，对水冷壁局部超温改善有较好的影响。为了保证汽温有一定的安全性，壁面蒸汽带水进入过热器，过热度控制在10℃左右较好。

2.4煤层周界风、燃烧器二次风门开度调整

根据前文分析得知，2#和3#为热角区域，该区域热负荷较高，通过改变二次小风门开度偏置，即开大2#和3#角的二次风门开度，二次风量增加，二次风刚性增加，可以将切圆向炉膛中心方向推，使得切圆偏离2#和3#热角区域，降低该区域燃烧热负荷，减缓水冷壁局部超温。

调整前各个角的二次风门开度基本相同，为均等配风方式。调整前二次风门配风方式及开度见表15。

表15调整前二次风门开度

首先调整ofa风门开度，主要是为了改善省煤器出口氧量偏差，同时可以一定程度上改善水冷壁局部超温，但影响较小。维持1#、7#和8#角ofa风门开度不变，将其余角开度由50％调整至65％，省煤器出口氧量偏差有所改善，氧量偏差最大值由0.9个百分点降低至0.7个百分点，前墙水冷壁局部超温壁温整体降低0.3℃。维持1#、7#和8#角ofa风门开度不变，将其余角开度由65％调整至80％，省煤器出口氧量偏差有所改善，氧量偏差最大值由0.7个百分点降低至0.5个百分点，前墙水冷壁局部超温壁温整体降低0.2℃。维持1#、7#和8#角ofa风门开度不变，将其余角开度由80％调整至100％，省煤器出口氧量偏差增加，氧量偏差最大值由0.5个百分点增加至0.8个百分点。综合考虑，1#、7#和8#角ofa风门开度50％，将其余角开度80％方式较好。

然后，进行周界风开度调整，周界风开度调整主要是为了增加前墙气流刚性，维持ofa风门开度上述最佳工况基础上，在原有运行的abde磨周界风开度均等设置的基础上，保持1#、4#、5#、6#、7#和8#角开度40％不变的基础上，增加2#、3#角的开度，b层对应开度分别为60％和40％，d层对应开度分别为60％和50％，e层对应开度分别为55％和55％。此时，前墙水冷壁局部超温区域壁温整体呈降低趋势，整体降低约5℃。继续保持1#、4#、5#、6#、7#和8#角开度40％不变的基础上，增加2#、3#角的开度，b层对应开度分别为70％和60％，d层对应开度分别为70％和60％，e层对应开度分别为65％和65％。此时，前墙水冷壁局部超温区域壁温整体呈降低趋势，整体降低约3℃，但是由于周界风开度的增加造成煤粉着火推迟，造成省煤器出口氮氧化物浓度增加了约20mg/nm³，脱硝系统喷氨量增加了15kg/h。综合分析，1#、4#、5#、6#、7#和8#角开度40％，2#、3#角的开度，b层对应开度分别为60％和40％，d层对应开度分别为60％和50％，e层对应开度分别为55％和55％工况较好。

再次，调整二次风门开度，二次风门开度调整主要是为了增加前墙气流刚性，维持ofa风门开度上述最佳工况基础上，在原有运行的abde磨周界风开度均等设置的基础上，保持1#、4#、5#、6#、7#和8#角开度不变的基础上，增加2#、3#角的开度，a层ab-1开度分别是70％和70％，ab-2开度分别为50％，b层bc-1开度分别为60％和40％，bc-2开度分别为50％和60％，c层cd-1开度分别为40％和60％，cd-2开度分别为70％和60％。d层de-1开度分别为50％和70％，de-2开度分别为50％和70％，e层ef-1开度分别为40％和40％，ef-2开度分别为50％和50％。此时，前墙水冷壁局部超温区域壁温整体呈降低趋势，整体降低约7℃-15℃。继续保持1#、4#、5#、6#、7#和8#角开度40％不变的基础上，增加2#、3#角的开度，增加造成煤粉着火推迟，造成省煤器出口氮氧化物浓度增加了约40mg/nm³，脱硝系统喷氨量增加了35kg/h。综合分析，二次风开度可以设偏置，但不能一直增加。

表16调整后二次风门开度

经过一次风调平、二次风箱风门开度偏置、二次风门开度偏置调整后，2#和3#角水冷壁局部超温得到改善，调整后水冷壁壁温图见图12。

由图12可以看出，经过优化调整后，水冷壁局部壁温超温的点温度均降低至450℃及以下，超温点壁温降低值在10℃-29℃，壁温未超过报警值(450℃)。