摘 要： 從工程實踐的角度出發，針對高灰分劣質無煙煤的特點，對一臺角管式鏈條爐排鍋爐在燃用非設計煤種時，所產生的鍋爐出力降低、受熱面積灰嚴重的狀況進行了研究和分析.通過對鍋爐爐拱和爐內煙氣流道的改造，以及二次風的運用，提高鍋爐在燃用高灰分劣質無煙煤時的出力和執行效率，改善了爐內的嚴重積灰現象.改造突出了鍋爐前、後拱在鏈條爐燃燒組織中極其重要的作用，可為其它在燃用非設計煤種時出力降低的鍋爐技術改造提供借鑑.
關鍵詞： 高灰分劣質無煙煤； 角管式鏈條爐排鍋爐； 改造
中圖分類號： TK 229.6+1 文獻標誌碼： A
Abstract： From the perspective of engineering practice，the capacity reduction and severe fouling on the heating surface in a cornertube traveling grate boiler was studied when the low quality anthracite with high ash was r the reconstruction of the furnace arches and the flue gas duct，as well as the adoption of the secondary air，the boiler capacity and thermal efficiency was fouling on heating surfaces also front and rear arches played an important role of combustion organization in the can provide a reference for the technical reconstruction of other boilers when the nondesign coal is burned and the capacity reduction is caused.
Key words： high ash anthracite； cornertube traveling grate boiler； technical reconstruction
角管式鍋爐是20世紀80年代初上海四方鍋爐廠從丹麥沃倫能源公司引進的高技術產品.在引進時根據中國工業鍋爐常用燃煤煤樣，經過在試驗檯上進行燃燒試驗和煤樣分析測定，以此為依據進行聯合設計.但由於煤種數量有限，聯合設計的鍋爐爐膛對燃用中國煤種的適應能力不足，設計結構過多地強調了二次風的作用，而沒有發揮前、後拱在鏈條爐燃燒組織中極其重要的作用[1].
經過多年的消化吸收，在對聯合設計產品進行了測試，並結合我國燃煤的特性、工業鍋爐產品的特點和企業實際生產情況進行分析和深入研究後，認為二次風在攪動煙氣、補給氧氣、延長飛灰燃盡時間等方面起到了輔助作用，但不能完全代替拱的作用.設計改進後的產品根據我國煤種特性，強化了前、後拱的作用和相互間的配合，拓寬了煤種的適應範圍，形成了自身的角管式蒸汽鍋爐系列產品和角管式熱水鍋爐系列產品.
本文針對一臺DHL20-1.25 WⅢ型角管式鏈條爐排燃煤鍋爐，在燃用非設計煤種時所產生的鍋爐出力降低、受熱面積灰嚴重等狀況，進行了研究和分析，通過採取調整鍋爐的爐拱結構和爐排有效面積、增加二次風和爐內飛灰分離裝置等改進措施，保證了鍋爐的高效、穩定執行.
1 鍋爐執行存在的問題
四川省宜賓五糧液集團有限公司從2001年開始，陸續投運了14臺由上海四方鍋爐廠設計製造的DHL20- 1.25 WⅢ型角管式鏈條爐排燃煤蒸汽鍋爐，設計燃料為Ⅲ類無煙煤（揮發分Vdaf<8%、灰分aar>20%）.截至2007年，實際使用的燃料符合設計要求.從七年多的執行情況來看，鍋爐執行狀態穩定，各項指標均能達到設計值.從2008年開始，鍋爐實際使用的燃料發生了很大的變化，新的煤種揮發分Vdaf<6.5%、灰分aar>35%，導致鍋爐執行熱效率大大降低，蒸發量無法滿足生產需要，主要表現在：① 燃料著火困難，燃燒不充分，爐排跑紅火，灰渣含碳量高（最高時達15%）；② 鍋爐經過一個月執行後，在後爐拱上方、旗式對流受熱面、省煤器受熱面等處都會出現嚴重的積灰現象，鍋爐出力只能達到額定出力的60%左右，排煙溫度超過250 ℃，鍋爐熱損失情況十分嚴重，影響到除塵器等系統裝置的安全執行.
在這種情況下，只能在停爐後通過人工清灰的方式解決積灰問題，嚴重影響了鍋爐的正常執行和供汽.該鍋爐結構如圖1所示.
2 技術改造方案和措施
燃料能否及時著火，不僅取決於燃料本身的揮發分、水分、灰分、粒度等內在特性，還受到爐膛溫度、氧量等外界因素的影響.在燃料基本特性無法改變的情況下，只能通過調整外界因素的方法實現燃料的及時著火；當燃料達到燃點溫度開始著火燃燒後，適當過量的空氣、足夠大的接觸面積、充足的燃燒時間將成為決定燃料能否充分燃燒和燃盡的關鍵因素，而這些關鍵因素與爐拱的結構形式以及爐排的長度、有效面積、配風方式、運轉速度有著密不可分的關係.鍋爐對流受熱面的積灰受到鍋爐受熱面的佈置方式、煙氣的流速、煙氣中灰分的含量、灰自身的粘結特性等多方面因素的影響.在無法改變灰自身的粘結特性的情況下，要避免由於鍋爐對流受熱面的大量積灰造成的鍋爐效能下降，只能從其它幾個方面入手，進行相應的技術改造工作.
針對鍋爐執行存在的實際問題，結合鍋爐原有的結構和受熱面的佈置形式，確定了圍繞新燃料及時著火、充分燃燒和旗式對流受熱面積灰等問題的技術改造方案，即：通過增加爐排有效面積及調整爐拱結構等措施優化著火、燃燒和燃盡；通過調整煙氣走向、受熱面結構等措施減少受熱面的積灰.
2.1 調整爐拱結構，增大爐排長度和有效面積
鍋爐採用鱗片式鏈條爐排，由於新燃料的揮發分非常低，單靠燃料析出揮發分燃燒放出的熱量不能使新煤得到有效的預熱，無法達到燃料燃點溫度及時著火，從而嚴重影響到燃料的充分燃燒和燃盡.
近三十多年來，有關科技人員就鏈條爐排和爐拱對不同燃料的適應性、爐拱對新煤的預熱和著火所起的作用等進行了系統的理論分析和大量的實驗，證實了爐拱的輻射並不是以鏡面反射為主，而是一個漫反射過程[2].爐拱的輻射與形狀無關而與爐拱的投影面積有關，即爐拱覆蓋率.同時除爐拱的輻射作用外，高溫煙氣的沖刷和輻射對新煤（特別是著火困難的燃料）的預熱和著火也起著重要的作用.劣質無煙煤的特點是燃點較高不易點燃，反過來也影響爐膛溫度的升高和輻射傳熱的進行[3].因此，為了使燃料進入爐內後能及時著火和充分燃燒，並與爐內煙氣有良好的混合，需要根據燃料的特性對現有的爐拱進行重新設計.
改造後的後拱在原有基礎上，降低後拱傾角和出口端高度，加大後拱長度，後拱覆蓋率從0.631提高到0.776；前拱與之配合，增大前拱傾角和高度 ，適當降低前拱覆蓋率.主燃燒區域燃燒產生的熱量經前、後爐拱反射後，大大強化了爐拱對新煤的熱輻射；為了增強高溫煙氣對新煤的沖刷和輻射，改造時後拱出口端高度從990 mm降低到900 mm，將後拱出口端的高溫煙氣速度提高10%左右（在額定負荷狀態下，煙氣流速可達到10 m·s-1左右），煙氣對新煤的沖刷和熱量輻射明顯強化，促使新煤在更短的時間內得到充分的預熱，實現及時著火.爐拱改造前、後的結構分別如圖2、3所示，其中：A、B、C分別為前拱傾角、前拱中端傾角和後拱傾角；a為爐排有效長度；b、c分別為前拱、後拱水平投影長度；d為前拱中段水平投影長度；e為前拱進口段水平投影長度；f為前拱中段高度；g為前拱高度；h為後拱出口端高度.
在燃料達到燃點溫度開始及時著火燃燒後，燃料能否充分燃燒和燃盡將受到過量空氣係數、爐排面積、燃燒時間等因素的影響.採用較長的爐排長度、較大的爐排有效面積和較慢的爐排運轉速度將會延長燃料在爐內的'停留和燃燒時間，保證燃料能夠充分燃燒和燃盡.為節約改造成本，本次改造在保證燃料正常進料的情況下，依舊利用原有的鏈條爐排，將分層煤鬥及煤閘門向鍋爐前部移動200 mm，使爐排有效長度從原來的7 000 mm提高到7 200 mm，爐排有效面積從原來的26.60 m2提高到27.36 m2.爐拱改造前、後主要技術資料如表1所示.
角管式鍋爐爐排採用統倉送風，爐排下方是一個等壓風倉，沿爐排長度方向設定了多個小調風門，由外面的手柄通過連桿可同時調節一組調節門，使這些調節門沿爐排寬度方向的開度相同.改造後的鍋爐執行時，在實現燃料及時著火的基礎上，通過調整爐排各風門的一次配風比例，將燃料在爐排上的主燃區向爐前移動800 mm左右，這為燃料的充分燃燒和後續的完全燃盡提供了足夠的空間和時間.
2.2 增加布置爐膛內二次風
二次風作為組織爐膛內燃料燃燒的主要措施之一，首先能夠對燃料燃燒產生的上升氣流進行擾動，在爐膛內造成強烈的旋渦，增加煙氣在爐膛的充滿度；其次，可延長煙氣在爐膛內的流動路程，使可燃氣體、細燃料顆粒得到較長時間的停留，與空氣良好地混合，以便充分燃燒；最後，旋渦作用使煙氣中所夾帶的部分較大顆粒飛灰落到爐排上，從而減少了爐膛出口處煙氣所含的飛灰量，減少後續煙氣流程中受熱面的堵灰和磨損.
為更有效地降低爐膛出口處的煙氣含灰量，本次改造在爐膛前、後拱上方增加了二次風系統，前拱上方佈置1排，後拱上方佈置2排.二次風噴嘴直徑40 mm，理論計算風速40 m·s-1.改造後的二次風可在不破壞爐排面上燃料燃燒的前提下，通過對上升煙氣產生強烈擾動，延長煙氣在爐膛內的停留時間，這既能保證煙氣中未燃盡的灰粒和氣體充分燃燒，又能降低爐膛出口處煙氣中的含灰量.為了嚴格控制鍋爐的過量空氣係數，在鍋爐實際執行時將二次風風量控制在佔鍋爐總風量的10%～15%.此外，由於後拱拱背與改造前相比，長度更長，傾斜角度更小，非常容易在該區域產生積灰現象，而新增的後拱二次風具有很好的吹掃作用，可有效地防止該區域積灰現象的發生，保證該區域輻射受熱面的換熱效果.新增的二次風系統佈置示意圖如圖4所示.
2.3 調整鍋爐煙氣走向
由於新燃料含灰量非常高，造成爐膛出口煙氣中含有的灰粒濃度也非常高.實踐證明，如果不經過預分離直接進入管束密集的旗式對流受熱面和省煤器受熱面，在很短的執行週期內便會產生大量的積灰現象，嚴重影響受熱面的換熱和鍋爐的蒸發量.本次改造調整了鍋爐的煙氣走向，增加了沉降室，將鍋爐由原來的三回程變為四回程.圖5為改造後鍋爐結構示意圖.煙氣從爐膛出口進入沉降室，經過初步沉降分離後通過擋板式分離器，再進入旗式對流受熱面.
具體改造措施有：
（1） 在爐膛出口凝渣管後佈置一個深為1 100 mm的沉降室通道，實現煙氣中的一部分灰粒在沉降作用下分離.通道內煙氣流向為自上而下，流速對沉降效果影響不大，但當煙氣從通道底部轉向時，較高的流速可使煙氣中的灰粒受到較大的離心力作用產生分離沉降，有效地實現煙氣中灰粒的預分離.綜合考慮改造成本、鍋爐阻力等方面因素，將該段高溫煙氣流速設定為8 m·s-1.
（2） 在旗式對流受熱面前兩排對流管束上佈置不鏽鋼擋板式分離器，進一步降低煙氣中灰粒的濃度.不鏽鋼擋板式分離器結構示意圖如圖6所示.同時在沉降室底部增加一組排灰口，煙氣中預先分離出的灰可從排灰口排出.排灰口外接螺旋式輸送機，在連續出灰的同時，可實現鍋爐的密封.
（3） 將佈置旗式受熱面的通道深度從原來的1 300 mm調整到1 100 mm，通道內橫向沖刷受熱面的煙氣流速從6.0 m·s-1提高到7.1 m·s-1，以在確保受熱面不發生磨損的情況下，減少旗式受熱面管子的積灰.
（4） 將旗式受熱面管子的縱向節距由原來的90 mm調整到120 mm，可避免管子間的積灰從而發生搭橋現象.
通過上述改造，雖然煙氣流動的方向發生變化，但對旗式對流受熱面的換熱沒有影響；對省煤器受熱面來說，由原來的順流換熱改變為逆流換熱，換熱效果增強.
3 技術改造實施效果
首期改造的兩臺鍋爐在完工後3個多月試執行期間，通過合理調整鍋爐的一、二次配風以及燃料層厚度和爐排轉速，當燃料進入爐排後，在距離前拱根部200 mm處開始迅速著火，在主燃燒區域燃燒工況穩定，在燃盡區域實現燃料完全燃燒和燃盡.鍋爐能夠連續滿負荷正常穩定執行，排煙溫度始終能穩定在140 ℃左右.鍋爐改造後熱工能效測試結果如表2所示.由表2可知，鍋爐實際蒸發量達到20.8 t·h-1，超過額定蒸發量；爐渣可燃物含碳量為8.3%，排煙溫度140.7 ℃和熱效率81.12%等指標均滿足相關法規和標準的要求.
在鍋爐執行過程中，旗式對流受熱面下方新增的排灰口處有大量的灰排出，平均灰量約為60 kg·h-1，證明增加沉降室通道和擋板式分離器的措施非常有效.經過12個月連續執行後，進行了常規停爐檢查，在原來容易積灰的後爐拱上方、旗式對流受熱面、省煤器受熱面等處，均未發現嚴重的積灰情況，旗式對流受熱面也未發現由於煙速提高而帶來的磨損現象.據此，對其餘12臺鍋爐按同樣的技術方案實施了改造，取得了十分可觀的經濟效益和社會效益.