W火焰锅炉水冷壁壁温偏差分析及处理

黄鉴，黄显生，刘忠轩

（1.中电华创电力技术研究有限公司，江苏 苏州 215123；2.四川中电福溪电力开发有限公司，四川 宜宾 645152）

0 引言

相比普通的四角切向燃烧锅炉，W 火焰锅炉因其着火区风量小，火焰根部温度水平高，煤粉着火后向下自由伸展，火焰行程长，炉内充满度好，具备着火条件好、稳定性好、燃烧效率高等优点，在我国被广泛用以燃用劣质煤，特别是低挥发分的无烟煤［1-2］。而随着W火焰锅炉运行时间的增长和投运台数的增多，以水冷壁壁温偏差大为代表的安全问题逐渐暴露，对于膜式水冷壁，壁温偏差会产生较大的温差热应力，严重时会引起水冷壁薄弱处的泄漏拉裂，而局部壁温峰值可能造成水冷壁管超温爆管，严重影响发电企业运行安全性［3-6］。

本文针对某600 MW 超临界W 火焰锅炉运行中存在的水冷壁壁温偏差问题，以水冷壁测点实测壁温为依据，分析炉膛热负荷分布特征，并据此开展针对性的燃烧优化调整。

1 设备简介

某600 MW 超临界燃煤汽轮机发电机组，锅炉为超临界参数、W 型火焰燃烧、垂直管圈水冷壁、单炉膛露天岛式布置、燃用无烟煤、一次再热、平衡通风、固态排渣、全钢架结构变压直流锅炉，型号为DG1932.7/25.4-Ⅱ8。

1.1 锅炉主要参数

BMCR（锅炉最大连续出力）工况下该锅炉主要设计参数如表1所示。

表1 锅炉设计热力参数Table 1 Design thermal parameters of boiler

1.2 水冷壁汽水系统

水冷壁汽水流程如图1所示。

图1 水冷壁汽水流程Fig.1 Steam-water flow of water wall

锅炉给水出省煤器后，进入水冷壁下水分配头，经分配头支管进入前、后、左、右四墙下水冷壁进口集箱，再垂直上升至中间混合集箱，混合后进入上部水冷壁，其中中间集箱采用半混合型式，四面墙中间集箱端部通过压力平衡管连接，起平衡压力作用。前墙及两侧墙工质进入上水冷壁后，经上水冷壁出口集箱汇集至水冷壁出口混合集箱；后墙上部水冷壁蒸汽进水平烟道底部出口集箱后，分两路分别进入凝渣管及水平烟道侧墙水冷壁，最后汇集到水冷壁出口混合集箱。

1.3 制粉与燃烧系统

锅炉采用双进双出钢球磨煤机正压直吹式制粉系统，每台炉配6 台双进双出钢球磨煤机，24只双旋风煤粉燃烧器，每台磨煤机带4只煤粉燃烧器。燃烧器与磨煤机连接关系如图2所示。

图2 磨煤机与燃烧器匹配关系Fig.2 Matching between coal mills and burner

双旋风煤粉燃烧器由煤粉进口管、双旋风筒壳体、煤粉喷口、乏气管等组成，顺列布置在炉膛前后拱上，前后各12 只。燃烧器大风箱对应划分为24 个独立单元，每个配风单元由上部风箱和下部风箱组成，并配置5个风门挡板实现对每个燃烧器拱上及拱下配风的独立控制。

2 水冷壁壁温情况分析

因燃用煤质偏离设计煤种，该锅炉炉膛发生多次严重结焦，为此进行过下炉膛卫燃带优化改造，减少了翼墙、侧墙、前后墙拱下二次风口卫燃带总面积约23.2%。改造后，前墙上水冷壁壁温偏差情况恶化，在满负荷工况下，前墙上水冷壁壁温差最大超过120 ℃，最大出口壁温频繁超过报警值502 ℃，锅炉被迫降参数运行，主汽温度低于设计温度15 ℃以上。

2.1 水冷壁壁温分布

根据炉膛水动力设计计算结果，BMCR 工况下，前后墙下水冷壁出口壁温近似，两侧温度最低约390 ℃，中间位置温度最高约412 ℃；侧墙下水冷壁出口设计壁温，两侧墙靠边管最低壁温约392 ℃，中间管最高温度约408 ℃。

如图3、图4所示，水冷壁壁温实际运行情况与设计值存在较大差异，某月在满负荷运行工况下，前墙下水冷壁出口平均温度最低381 ℃，最高407 ℃；后墙最低377 ℃，最高399 ℃，后墙较前墙平均低7 ℃；左侧墙最低388 ℃，最高399 ℃，右侧墙最低379 ℃，最高392 ℃。

图3 下水冷壁出口壁温Fig.3 Outlet temperature of lower water wall

图4 上水冷壁出口壁温Fig.4 Outlet temperature of upper water wall

前墙上水冷壁设计最高壁温434 ℃，最低412 ℃；两侧墙出口壁温非对称分布，靠前墙侧最低温度411 ℃，靠后墙侧最低壁温418.5 ℃，最高壁温437 ℃。

实测前墙出口平均壁温最低377 ℃，最高接近460 ℃，远高于设计的434 ℃。左侧墙上水冷壁出口最高壁温410 ℃，与设计值437 ℃有较大差距，右墙壁温分布与左侧情况近似。同时，左右侧墙靠边管与前墙靠边管存在同样问题，对于同一根管，下水冷壁出口壁温高于上水冷壁出口壁温。如左墙4号管，下水冷壁出口平均壁温391 ℃，上水冷壁出口381 ℃，温降10 ℃；右侧墙4号管，下水冷壁出口389 ℃，上水冷壁出口380 ℃，温降9 ℃。

从实测壁温分布看，除前墙上水冷壁外，其余水冷壁出口壁温均明显低于设计值。对于左右侧墙上、下水冷壁，靠前墙区域的水冷壁管出口温度高于靠后墙位置水冷壁管，与设计的壁温分布趋势相反。

表2所示为根据前、后、左、右四墙水冷壁出口壁温、给水温度及水冷壁工质侧压力，根据式（1）计算获得的水冷壁热偏差ϕ［7］：

表2 炉膛水冷壁热偏差情况Table 2 Thermal deviations of furnace water wall

式中：Δi0为四面墙的平均焓增；Δid为具体某面墙水冷壁焓增，其中进、出口焓值分别根据进、出口平均壁温计算。

根据热偏差计算结果，炉膛下水冷壁相对较好，四墙热偏差较小，整体焓增量与设计值也较为接近，热偏差系数最高为前墙的1.16，最低为后墙的0.87。炉膛上水冷壁的侧墙焓增严重低于设计值，热量集中至前墙，前墙热偏差达到1.41，右侧墙低至0.78。

根据水冷壁出口平均壁温情况分析，下炉膛整体热偏差情况良好，前墙下水冷壁最大壁温差26 ℃，与设计值22 ℃基本相当。前、后、左、右四面墙焓增情况与设计值也基本一致，出口壁温明显低于设计值，主要与当前控制水冷壁壁温偏差的锅炉降参数运行工况有关，给水温度也较设计值偏低。至上炉膛，水冷壁热偏差情况明显增大，前墙上水冷壁最大壁温差升高至83 ℃，同时前墙焓增显著高于左、右侧墙，两侧墙焓增不足设计值一半，整体壁温偏差情况明显恶化。由此判断前墙水冷壁出口壁温偏差主要在上炉膛产生。

根据现场运行经验，在燃用煤质接近设计煤种时，前墙壁温偏差显著减小，主再热汽温均能达到设计值。但受煤价等因素影响，大部分时间不得不燃用严重偏离设计煤种的经济煤种，特别是在掺烧烟煤时，前墙中部水冷壁管极易发生超温，这与掺烧烟煤、煤粉着火快、火焰下冲行程缩短、火焰中心上移相关。同时，该炉存在严重的中部缺风问题，下炉膛大量未燃烬煤粉在燃烬风区域发生二次燃烧，炉膛出口温度被进一步提升，烟气向上流动过程中，经过折焰角，烟气发生折向冲向前墙上水冷壁，导致前墙上水冷壁热负荷增大，进而产生大的壁温偏差。

2.2 水冷壁流量分配

对于图1所示的水冷壁汽水系统，并联管排流量分配计算可基于质量守恒、动量守恒、能量守恒方程，构建复流动网络系统内各回路流量及节点压力的数学模型进行求解计算［8-9］。本文为便于分析，对水冷壁流量分配计算作简化处理，忽略了水冷壁管长度、内径、材料、弯头等结构设计因素对流量分配的影响，主要考虑因炉膛热负荷分布不均，造成水冷壁管内工质吸热不同引起并联管流量分配不均现象，即热效流动偏差［10］，其计算如下：

式中：G为质量流速；v为管内工质平均比容；脚标0表示整个管组的平均值；脚标d表示管组中某一偏差管。

随管内工质温度升高，比容上升，相同质量流速下，体积膨胀，管内工质流速上升，摩擦阻力增大，沿程阻力损失增大，最终造成同压力节点间并列管排及出口壁温高的管屏内部工质流量减小，而流量减小会导致出口温度的进一步上升，造成热偏差情况的恶化。根据水冷壁进、出口压力及壁温，计算各墙热效流动偏差如图5所示，由图5可知，下炉膛前墙水冷壁热效流动偏差0.917，受并联管间水冷壁管内工质平均比容偏差影响，前墙总体流量减少约8.3%，至前墙上水冷壁，随着前墙出口平均壁温与侧墙出口壁温差进一步拉大，前墙热效流动偏差降低至0.867，相当于总流量减少13.3%；而左右侧墙因吸热不足，出口壁温相对前墙偏低，两侧流量分别增加4.8%及7.2%，导致出口壁温的进一步降低。

图5 水冷壁热效流动偏差Fig.5 Deviations of thermal efficiency flow of water wall

各墙并列各管间，前墙流量总体呈中间低、两边高的U 型分布。实际运行中因热负荷向前墙中部集中，中部壁温与两侧壁温差增大，导致中间区域的流量减小，叠加前墙水冷壁总流量减小影响，造成前墙中部水冷壁超温严重。

3 优化调整措施

根据水冷壁壁温情况分析，前墙上水冷壁出口壁温偏差主要在前墙上部产生，且上炉膛烟气侧热负荷集中在前墙中部，两侧墙水冷壁吸热量较设计值偏小，因此燃烧调整的总体目标即通过优化配煤、配风等手段［11］，减小炉膛中部烟气侧热负荷，提高两侧水冷壁吸热量。

3.1 配煤优化

为减小炉膛中部热负荷，首先根据当前煤仓存煤情况对各给煤机加仓方式进行优化。根据图2所示燃烧器布置，A2、A3、F1、F4等4个燃烧器位于炉膛正中央，根据炉膛截面温度场分布规律［12］，炉膛中部烟温最高，烟气侧热负荷最大，实测也是前墙中部水冷壁易超温，因此对A、F磨加仓3 700 kcal/kg 低热值煤；C1、C4、D2、D3 4 个燃烧器位于靠翼墙、侧墙位置，为强化两侧墙水冷壁吸热，C磨加仓5 800 kcal/kg、5 100 kcal/kg高热值煤，D磨加仓5 100 kcal/kg高热值煤；对于B、E 磨，则采用3 700 kcal/kg、5 100 kcal/kg 煤高低掺配方式，掺配比例均为1∶1，最终配煤方式如表3所示。

表3 优化的配煤方式Table 3 Optimized coal distribution methods

A、F磨加仓低热值煤后，炉膛中部入炉热量减小，烟气热负荷降低，前墙中部位置水冷壁管出口壁温下降。但前墙中间偏右区域水冷壁管出现壁温升高情况，水冷壁最大温差达到100 ℃以上，超过了设计允许值，主汽温度546.3 ℃，低于设计值近25 ℃。

对应该时刻各台磨给煤机煤量无明显差异，均值约20 t/h。对照图6所示壁温分布情况，配煤优化后，前墙壁温最大管集中在469—515管区域，而处于对称位置的142—234 管区域壁温偏低，仍有一定提升裕量。据此采用“削峰填谷”的调整策略，在保证总入炉热量一定的情况下，减小前墙右侧水冷壁高温区域入炉热量，以降低高壁温区域烟气热负荷，同时增加前墙左侧对称位置入炉热量，以提高左侧区域出口壁温。根据相关区域与图2 所示燃烧器布置对应关系，采用增加B、E磨给煤机煤量偏置的措施进行调节，为降低前墙右侧水冷壁壁温，需减小B3、B4 燃烧器入炉热量，根据B 磨加仓方式，增大B1 给煤机3 700 kcal/kg 热值煤掺配比例；对应的，为提高左侧对称位置水冷壁壁温，需提高对应的燃烧器E3、E4入炉热量，因此增大E1 给煤机煤量，提高5 100 kcal/kg煤掺配比例，调整效果如表4所示。

表4 煤量偏置调整前后主要参数对比Table 4 Comparison of main parameters before and after coal bias adjustment

图6 煤量偏置调整前后前墙出口壁温分布Fig 6 Temperature distribution at the outlet of the front wall before and after coal bias adjustment

调整前，水冷壁最大壁温偏差基本维持在100 ℃以上，主汽温度均在550 ℃以下，最低接近530 ℃。通过大幅提高B、E 磨给煤机偏置，调整后主汽温度升高至555 ℃，水冷壁壁温差维持在95 ℃左右，机组效率得到一定程度提升。“削峰填谷”的高低热值煤掺配优化调整方式在一定程度上减小了局部热负荷，降低水冷壁壁温差，但因水冷壁吸热集中在前墙，左、右侧墙吸热严重不足的总体热量分配格局未发生改变，该调整方式对汽壁温的调整空间也相对有限。

3.2 配风优化

对于本文锅炉采用的双旋风煤粉燃烧器，研究表明F 风起到控制下炉膛主燃烧区域火焰形状的作用，前、后墙F 风配风不一致会引起火焰偏斜，偏斜一侧水冷壁易出现显著壁温尖峰［13］。为控制前墙上水冷壁壁温，采用如图7 所示的“前墙压后墙”F风配风方式［14］，前墙中部二次风门接近全开，后墙关小，同时为了预防侧墙水冷壁结焦，后墙靠边F 风门开大，依据阀门挡板开度特性，后墙靠边F风均近似全开。

图7 “前墙压后墙”F风配风方式Fig.7 F-layer secondary air distribution of "front wall pressing back wall"

根据风箱结构布置，后墙大风箱靠近风机侧受二次风沿程流动阻力等影响，前墙风压低于后墙，在前、后墙相同风门开度下，后墙风量大于前墙。对于当前采用的配风方式，在后墙尤其后墙靠两侧墙的二次风量偏大，而中部风量不足［15］。如图8所示的历史运行数据显示，靠右墙水冷壁的E2 F 风门开度减小，右墙上水冷壁最高壁温相应增长，说明侧墙二次风量会影响侧墙水冷壁吸热，两侧墙过大的二次风量增大了炉膛热负荷分布不均，致使左、右侧墙吸热不足。

图8 最高壁温随E2F风门开度变化趋势Fig.8 Variation trend of the maximum wall temperature with the E2F damper opening

为验证侧墙二次风量对侧墙水冷壁壁温的影响，进行靠侧墙的F 风门调整试验。试验前期，后墙靠左侧墙的F 风门C1 与后墙靠右侧墙的F 风门D2长期保持70%开度，对应的左、右侧墙上水冷壁最高壁温维持在约380 ℃，前墙上水冷壁壁温差最高达到110 ℃，主汽温度在540～555 ℃振荡。试验中将C1、D2 风门由70%开度关至50%，调整后的主要运行参数变化如图9、图10所示。

图10 水冷壁最大壁温差及主汽温度Fig.10 Maximum temperature differences and main steam temperatures of water wall

靠两侧F 风门关小后，左墙上水冷壁最高壁温逐渐升高至423 ℃，右墙最高升至413 ℃，随后稍有回落，但较调整前均明显提高。前墙上水冷壁最大温差逐步减小至约70 ℃，主汽温度则升高至565 ℃，锅炉经济性、安全性均得到显著提升。

卫燃带改造后，水冷壁吸热量增加，烟温下降，翼墙侧墙水冷壁结焦情况得到改善。加大两侧F 风门虽能预防侧墙翼墙发生结焦，但加剧了炉膛热负荷分布不均情况，侧墙风量有减少空间。运行中应加强对翼墙侧墙结焦情况的观测，将侧墙风量控制在合理范围内，在确保翼墙侧墙不发生严重结焦情况下，改善水冷壁壁温偏差。

4 结语

W 火焰锅炉上、下水冷壁出口壁温是分析锅炉壁温偏差情况的重要依据。对比前、后、左、右四墙水冷壁出口壁温与设计参数，除前墙上水冷壁外，其余水冷壁出口壁温均大幅低于设计参数，上炉膛存在严重热偏差，烟气侧热负荷集中在前墙，左、右侧墙吸热严重不足，叠加水冷壁热效流动偏差影响，前墙水冷壁流量减少，致使前墙壁温超温问题突出。

针对炉膛中部热负荷高，两侧墙吸热不足的特点，对磨煤机配煤进行优化，炉膛中部燃烧器对应给煤机加仓低热值煤，靠左、右侧墙给煤机加仓高热值煤，其余采用高、低热值煤掺配。优化后，前墙中部壁温下降，但导致前墙中部靠右区域壁温偏差增大。对此，采用“削峰填谷”配煤方式，增加高低掺配磨给煤机煤量偏置，以调节局部热负荷，对降低水冷壁壁温偏差有一定效果。

为减小前墙壁温差，同时预防侧墙、翼墙结焦，运行中采用“前墙压后墙”F风配风方式。但后墙靠两侧墙F 风门接近全开，导致后墙靠两侧墙区域二次风量过大，对侧墙水冷壁吸热产生了负面影响。通过减小靠两侧墙二次风门开度，左右侧墙壁温、主汽温度均得到提升，前墙水冷壁壁温偏差回落至安全范围。

目前F 风沿炉膛宽度存在严重的配风不均问题，建议进行大风箱改造［16］，以提高二次风量分配均匀性，增加配风调节手段。