角管式锅炉是20世纪80年代初上海四方锅炉厂从丹麦沃伦能源公司引进的高技术产品.在引进时根据中国工业锅炉常用燃煤煤样,经过在试验台上进行燃烧试验和煤样分析测定,以此为依据进行联合设计.但由于煤种数量有限,联合设计的锅炉炉膛对燃用中国煤种的适应能力不足,设计结构过多地强调了二次风的作用,而没有发挥前、后拱在链条炉燃烧组织中极其重要的作用^[1].

经过多年的消化吸收,在对联合设计产品进行了测试,并结合我国燃煤的特性、工业锅炉产品的特点和企业实际生产情况进行分析和深入研究后,认为二次风在搅动烟气、补给氧气、延长飞灰燃尽时间等方面起到了辅助作用,但不能完全代替拱的作用.设计改进后的产品根据我国煤种特性,强化了前、后拱的作用和相互间的配合,拓宽了煤种的适应范围,形成了自身的角管式蒸汽锅炉系列产品和角管式热水锅炉系列产品.

本文针对一台DHL20-1.25-WⅢ型角管式链条炉排燃煤锅炉,在燃用非设计煤种时所产生的锅炉出力降低、受热面积灰严重等状况,进行了研究和分析,通过采取调整锅炉的炉拱结构和炉排有效面积、增加二次风和炉内飞灰分离装置等改进措施,保证了锅炉的高效、稳定运行. 1 锅炉运行存在的问题

四川省宜宾五粮液集团有限公司从2001年开始,陆续投运了14台由上海四方锅炉厂设计制造的DHL20-1.25-WⅢ型角管式链条炉排燃煤蒸汽锅炉,设计燃料为Ⅲ类无烟煤(挥发分V_daf＜8%、灰分A_ar＞20%).截至2007年,实际使用的燃料符合设计要求.从七年多的运行情况来看,锅炉运行状态稳定,各项指标均能达到设计值.从2008年开始,锅炉实际使用的燃料发生了很大的变化,新的煤种挥发分V_daf＜6.5%、灰分A_ar＞35%,导致锅炉运行热效率大大降低,蒸发量无法满足生产需要,主要表现在:① 燃料着火困难,燃烧不充分,炉排跑红火,灰渣含碳量高(最高时达15%);② 锅炉经过一个月运行后,在后炉拱上方、旗式对流受热面、省煤器受热面等处都会出现严重的积灰现象,锅炉出力只能达到额定出力的60%左右,排烟温度超过250 ℃,锅炉热损失情况十分严重,影响到除尘器等系统设备的安全运行.

在这种情况下,只能在停炉后通过人工清灰的方式解决积灰问题,严重影响了锅炉的正常运行和供汽.该锅炉结构如图 1所示.

图 1

图 1 锅炉结构示意图 Fig. 1 Schematic diagram of the boiler

燃料能否及时着火,不仅取决于燃料本身的挥发分、水分、灰分、粒度等内在特性,还受到炉膛温度、氧量等外界因素的影响.在燃料基本特性无法改变的情况下,只能通过调整外界因素的方法实现燃料的及时着火;当燃料达到燃点温度开始着火燃烧后,适当过量的空气、足够大的接触面积、充足的燃烧时间将成为决定燃料能否充分燃烧和燃尽的关键因素,而这些关键因素与炉拱的结构形式以及炉排的长度、有效面积、配风方式、运转速度有着密不可分的关系.锅炉对流受热面的积灰受到锅炉受热面的布置方式、烟气的流速、烟气中灰分的含量、灰自身的粘结特性等多方面因素的影响.在无法改变灰自身的粘结特性的情况下,要避免由于锅炉对流受热面的大量积灰造成的锅炉性能下降,只能从其它几个方面入手,进行相应的技术改造工作.

针对锅炉运行存在的实际问题,结合锅炉原有的结构和受热面的布置形式,确定了围绕新燃料及时着火、充分燃烧和旗式对流受热面积灰等问题的技术改造方案,即:通过增加炉排有效面积及调整炉拱结构等措施优化着火、燃烧和燃尽;通过调整烟气走向、受热面结构等措施减少受热面的积灰. 2.1 调整炉拱结构,增大炉排长度和有效面积

锅炉采用鳞片式链条炉排,由于新燃料的挥

发分非常低,单靠燃料析出挥发分燃烧放出的热量不能使新煤得到有效的预热,无法达到燃料燃点温度及时着火,从而严重影响到燃料的充分燃烧和燃尽.

近三十多年来,有关科技人员就链条炉排和炉拱对不同燃料的适应性、炉拱对新煤的预热和着火所起的作用等进行了系统的理论分析和大量的实验,证实了炉拱的辐射并不是以镜面反射为主,而是一个漫反射过程^[2].炉拱的辐射与形状无关而与炉拱的投影面积有关,即炉拱覆盖率.同时除炉拱的辐射作用外,高温烟气的冲刷和辐射对新煤(特别是着火困难的燃料)的预热和着火也起着重要的作用.劣质无烟煤的特点是燃点较高不易点燃,反过来也影响炉膛温度的升高和辐射传热的进行^[3].因此,为了使燃料进入炉内后能及时着火和充分燃烧,并与炉内烟气有良好的混合,需要根据燃料的特性对现有的炉拱进行重新设计.

改造后的后拱在原有基础上,降低后拱倾角和出口端高度,加大后拱长度,后拱覆盖率从0.631提高到0.776;前拱与之配合,增大前拱倾角和高度,适当降低前拱覆盖率.主燃烧区域燃烧产生的热量经前、后炉拱反射后,大大强化了炉拱对新煤的热辐射;为了增强高温烟气对新煤的冲刷和辐射,改造时后拱出口端高度从990 mm降低到900 mm,将后拱出口端的高温烟气速度提高10%左右(在额定负荷状态下,烟气流速可达到10 m·s^-1左右),烟气对新煤的冲刷和热量辐射明显强化,促使新煤在更短的时间内得到充分的预热,实现及时着火.炉拱改造前、后的结构分别如图 2、3所示, 其中:A、B、C分别为前拱倾角、前拱中端倾角和后拱倾角;a为炉排有效长度;b、c分别为前拱、后拱水平投影长度;d为前拱中段水平投影长度;e为前拱进口段水平投影长度;f为前拱中段高度;g为前拱高度;h为后拱出口端高度.

图 2

图 2 炉拱改造前结构示意图 Fig. 2 Schematic diagram before the reconstruction of furnace arch

图 3

图 3 炉拱改造前结构示意图 Fig. 3 Schematic diagram after the reconstruction of furnace arch

在燃料达到燃点温度开始及时着火燃烧后,燃料能否充分燃烧和燃尽将受到过量空气系数、炉排面积、燃烧时间等因素的影响.采用较长的炉排长度、较大的炉排有效面积和较慢的炉排运转速度将会延长燃料在炉内的停留和燃烧时间,保证燃料能够充分燃烧和燃尽.为节约改造成本,本次改造在保证燃料正常进料的情况下,依旧利 用原有的链条炉排,将分层煤斗及煤闸门 向锅炉前部移动200 mm,使炉排有效长度从原来的7 000 mm提高到7 200 mm,炉排有效面积从原来的26.60 m²提高到27.36 m².炉拱改造前、后主要技术数据如表 1所示.

表 1(Table 1)

表 1 炉拱改造前、后主要技术数据 Tab. 1 ActivatedMain technical data of furnace arch before and after the reconstruction 参数名称 数值 改造前 改造后 a/mm 7 000 7 200 b/mm 1 940 1 820 c/mm 4 420 5 590 d/mm 1 010 790 e/mm 480 280 f/mm 1 460 2 100 g/mm 2 350 3 010 h/mm 990 900 A/(°) 65 80 B/(°) 38 35 C/(°) 9 7 炉排宽度/mm 3 800 3 800 炉排有效面积/m2 26.60 27.36 前拱覆盖率 0.277 0.252 后拱覆盖率 0.631 0.776

表 1 炉拱改造前、后主要技术数据 Tab. 1 Main technical data of furnace arch before and after the reconstruction

角管式锅炉炉排采用统仓送风,炉排下方是一个等压风仓,沿炉排长度方向设置了多个小调风门,由外面的手柄通过连杆可同时调节一组调节门,使这些调节门沿炉排宽度方向的开度相同.改造后的锅炉运行时,在实现燃料及时着火的基础上,通过调整炉排各风门的一次配风比例,将燃料在炉排上的主燃区向炉前移动800 mm左右,这为燃料的充分燃烧和后续的完全燃尽提供了足够的空间和时间. 2.2 增加布置炉膛内二次风

二次风作为组织炉膛内燃料燃烧的主要措施之一,首先能够对燃料燃烧产生的上升气流进行 扰动,在炉膛内造成强烈的旋涡,增加烟气在炉膛路程,使可燃气体、细燃料颗粒得到较长时间的停留,与空气良好地混合,以便充分燃烧;最后,旋涡作用使烟气中所夹带的部分较大颗粒飞灰落到炉排上,从而减少了炉膛出口处烟气所含的飞灰量,减少后续烟气流程中受热面的堵灰和磨损.

为更有效地降低炉膛出口处的烟气含灰量,本次改造在炉膛前、后拱上方增加了二次风系统,前拱上方布置1排,后拱上方布置2排.二次风喷嘴直径40 mm,理论计算风速40 m·s^-1.改造后的二次风可在不破坏炉排面上燃料燃烧的前提下,通过对上升烟气产生强烈扰动,延长烟气在炉膛内的停留时间,这既能保证烟气中未燃尽的灰粒和气体充分燃烧,又能降低炉膛出口处烟气中的含灰量.为了严格控制锅炉的过量空气系数,在锅炉实际运行时将二次风风量控制在占锅炉总风量的10%～15%.此外,由于后拱拱背与改造前相比,长度更长,倾斜角度更小,非常容易在该区域产生积灰现象,而新增的后拱二次风具有很好的吹扫作用,可有效地防止该区域积灰现象的发生,保证该区域辐射受热面的换热效果.新增的二次风系统布置示意图如图 4所示.

图 4

图 4 二次风系统布置示意图 Fig. 4 Layout of the secondary air system

由于新燃料含灰量非常高,造成炉膛出口烟气中含有的灰粒浓度也非常高.实践证明,如果不经过预分离直接进入管束密集的旗式对流受热面和省煤器受热面,在很短的运行周期内便会产生大量的积灰现象,严重影响受热面的换热和锅炉的蒸发量.本次改造调整了锅炉的烟气走向,增加了沉降室,将锅炉由原来的三回程变为四回程.图 5为改造后锅炉结构示意图.烟气从炉膛出口进入沉降室,经过初步沉降分离后通过挡板式分离器,再进入旗式对流受热面.

图 5

图 5 改造后锅炉结构示意图 Fig. 5 Schematic diagram of the boiler after the reconstruction

具体改造措施有:

(1) 在炉膛出口凝渣管后布置一个深为1 100 mm的沉降室通道,实现烟气中的一部分灰粒在沉降作用下分离.通道内烟气流向为自上而下,流速对沉降效果影响不大,但当烟气从通道底部转向时,较高的流速可使烟气中的灰粒受到较大的离心力作用产生分离沉降,有效地实现烟气中灰粒的预分离.综合考虑改造成本、锅炉阻力等方面因素,将该段高温烟气流速设置为8 m·s^-1.

(2) 在旗式对流受热面前两排对流管束上布置不锈钢挡板式分离器,进一步降低烟气中灰粒的浓度.不锈钢挡板式分离器结构示意图如图 6所示.同时在沉降室底部增加一组排灰口,烟气中预先分离出的灰可从排灰口排出.排灰口外接螺旋式输送机,在连续出灰的同时,可实现锅炉的密封.

图 6

图 6 不锈钢挡板式分离器结构示意图 Fig. 6 Schematic diagram of the stainless steel baffle separator

(3) 将布置旗式受热面的通道深度从原来的1 300 mm调整到1 100 mm,通道内横向冲刷受热面的烟气流速从6.0 m·s^-1提高到7.1 m·s^-1,以在确保受热面不发生磨损的情况下,减少旗式受热面管子的积灰.

(4) 将旗式受热面管子的纵向节距由原来的90 mm调整到120 mm,可避免管子间的积灰从而发生搭桥现象.

通过上述改造,虽然烟气流动的方向发生变化,但对旗式对流受热面的换热没有影响;对省煤器受热面来说,由原来的顺流换热改变为逆流换热,换热效果增强. 3 技术改造实施效果

首期改造的两台锅炉在完工后3个多月试运行期间,通过合理调整锅炉的一、二次配风以及燃料层厚度和炉排转速,当燃料进入炉排后,在距离前拱根部200 mm处开始迅速着火,在主燃烧区域燃烧工况稳定,在燃尽区域实现燃料完全燃烧和燃尽.锅炉能够连续满负荷正常稳定运行,排烟温度始终能稳定在140 ℃左右.锅炉改造后热工能效测试结果如表 2所示.由表 2可知,锅炉实际蒸发量达到20.8 t·h^-1,超过额定蒸发量;炉渣可燃物含碳量为8.3%,排烟温度140.7 ℃和热效率81.12%等指标均满足相关法规和标准的要求.

表 2(Table 2)

表 2 锅炉改造后热工能效测试结果 Tab. 2 Summary of the thermal test results after the reconstruction 参数名称 实测值 蒸发量/(t·h-1) 20.8 排烟温度/℃ 140.7 排烟处过量空气系数 1.41 炉渣可燃物含碳量/% 8.3 锅炉热效率/% 81.12

表 2 锅炉改造后热工能效测试结果 Tab. 2 Summary of the thermal test results after the reconstruction

在锅炉运行过程中,旗式对流受热面下方新增的排灰口处有大量的灰排出,平均灰量约为60 kg·h^-1,证明增加沉降室通道和挡板式分离器的措施非常有效.经过12个月连续运行后,进行了常规停炉检查,在原来容易积灰的后炉拱上方、旗式对流受热面、省煤器受热面等处,均未发现严重的积灰情况,旗式对流受热面也未发现由于烟速提高而带来的磨损现象.据此,对其余12台锅炉按同样的技术方案实施了改造,取得了十分可观的经济效益和社会效益. 4 结 语

锅炉作为主要的动力提供设备,高效、节能和安全、稳定的运行直接决定了使用单位的经济效益和正常工作的开展.锅炉改造工作应从现有锅炉的实际情况出发,综合考虑锅炉结构、燃料特性,以及系统工艺、运行管理需求等多种因素,针对性地探索适合工程实际的最佳方案,从而达到最优的技术改造目标.