高繼錄， 鄒天舒， 冷 杰， 吳景興， 劉學(xué)增

（遼寧省電力有限公司電力科學(xué)研究院，沈陽 110006）

隨著中國電力工業(yè)的迅速發(fā)展，火電機(jī)組裝機(jī)容量逐年增加，燃煤價(jià)格不斷上漲，發(fā)電成本逐年上升.鍋爐燃燒的優(yōu)劣和熱效率的高低對電廠運(yùn)行安全性和經(jīng)濟(jì)性均有很大的影響.節(jié)能減排、提高電廠運(yùn)行安全性和經(jīng)濟(jì)性已經(jīng)成為越來越重要的研究課題［1-4］.某電廠2×1000MW 超超臨界機(jī)組是東方鍋爐股份有限公司設(shè)計(jì)、制造的DG 3000／26.15－Ⅱ1型超超臨界直流鍋爐.為了提高鍋爐熱效率，進(jìn)一步挖掘鍋爐節(jié)能潛力，降低機(jī)組能耗和NOx排放量，筆者對該鍋爐進(jìn)行了燃燒優(yōu)化調(diào)整試驗(yàn).

1 設(shè)備概述

DG 3000／26.15－II1型鍋爐為超超臨界參數(shù)、對沖燃燒方式、固態(tài)排渣、單爐膛、一次再熱、平衡通風(fēng)、露天布置、全鋼構(gòu)架、全懸吊П型結(jié)構(gòu)的變壓直流鍋爐，設(shè)計(jì)煤種為準(zhǔn)葛爾2號煙煤.鍋爐設(shè)計(jì)和校核煤種的工業(yè)和元素分析見表1.制粉系統(tǒng)為中速磨煤機(jī)配動態(tài)分離器直吹式系統(tǒng)，磨煤機(jī)型號為ZGM113G.

表1 鍋爐設(shè)計(jì)和校核煤種的工業(yè)和元素分析Tab.1 Proximate and ultimate analysis of the design and check coal

爐膛由下部螺旋盤繞上升水冷壁和上部垂直上升水冷壁組成，鍋爐的寬、深和高分別為33973 mm、15558mm和77400mm.在鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量（BMCR）工況和鍋爐額定蒸發(fā)量（BRL）工況下鍋爐的主要設(shè)計(jì)參數(shù)見表2.整個(gè)過熱器系統(tǒng)布置了一次左右交叉，即屏過熱器出口至高溫過熱器進(jìn)口進(jìn)行一次左右交叉，有效減少了鍋爐寬度上的煙氣側(cè)吸熱偏差的影響.過熱器的蒸汽溫度采用煤水比和兩級噴水減溫加以控制.再熱汽溫則通過布置在低溫再熱器和省煤器后的煙氣擋板進(jìn)行調(diào)節(jié).在低溫再熱器出口管道上布置再熱器事故噴水減溫器，作為事故狀態(tài)下的調(diào)節(jié)手段.

表2 BMCR和BRL工況下鍋爐的主要設(shè)計(jì)參數(shù)Tab.2 Main design parameters of boiler under BMCR and BRL conditions

燃燒器為新型DHDB－NR3旋流煤粉燃燒器，采用前后墻對沖燃燒方式.圖1為燃燒器布置示意圖.在鍋爐前后墻各布置3層燃燒器，每層每面墻裝有8個(gè)燃燒器.每臺磨煤機(jī)給一層中的8個(gè)燃燒器提供煤粉.燃燒器結(jié)構(gòu)示意圖見圖2.燃燒器配風(fēng)分為中心風(fēng)、一次風(fēng)、內(nèi)二次風(fēng)和外二次風(fēng)，其中內(nèi)二次風(fēng)為直流風(fēng)，通過手柄調(diào)節(jié)套筒位置對風(fēng)量進(jìn)行調(diào)節(jié)；外二次風(fēng)為旋流風(fēng)，采用氣動執(zhí)行器對旋流強(qiáng)度進(jìn)行調(diào)節(jié).在鍋爐前后墻各布置一層燃盡風(fēng)噴口，其中每層每面墻布置2個(gè)側(cè)燃盡風(fēng)噴口和8個(gè)燃盡風(fēng)噴口.燃盡風(fēng)配風(fēng)分為中心風(fēng)、內(nèi)二次風(fēng)、外二次風(fēng)，中心風(fēng)為直流風(fēng)，內(nèi)、外二次風(fēng)為旋流風(fēng)，中心風(fēng)風(fēng)量通過手柄調(diào)節(jié)套筒位置進(jìn)行調(diào)節(jié)，內(nèi)、外二次風(fēng)風(fēng)量和旋流強(qiáng)度采用調(diào)節(jié)擋板、調(diào)風(fēng)器進(jìn)行調(diào)節(jié).

圖1 燃燒器布置示意圖（單位：mm）Fig.1 Arrangement diagram of burner（unit：mm）

圖2 燃燒器結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Structural diagram of burner

2 燃燒調(diào)整試驗(yàn)結(jié)果與分析

在燃燒調(diào)整前，鍋爐熱效率約為93.4%.試驗(yàn)期間煤的工業(yè)分析見表3.由表3可知，試驗(yàn)期間的燃料基本上采用設(shè)計(jì)煤種.

表3 試驗(yàn)期間煤的工業(yè)分析Tab.3 Proximate analysis of coal during the test

2.1 熱態(tài)一次風(fēng)速調(diào)整試驗(yàn)

在磨煤機(jī)出口處布置4根一次風(fēng)管.一次風(fēng)管在進(jìn)燃燒器前一分為二，形成8根一次風(fēng)管.調(diào)整前，在磨煤機(jī)出口處一次風(fēng)速的偏差較大，均在10%以上.一次風(fēng)速偏差過大對煤粉在爐內(nèi)的燃燒不利，造成爐內(nèi)熱負(fù)荷分布不均，導(dǎo)致爐膛結(jié)焦或水冷壁超溫.在試驗(yàn)過程中，磨煤機(jī)入口風(fēng)量保持在130t／h，分離器出口溫度保持在70℃，磨煤機(jī)出力保持在85t／h.表4為一次風(fēng)速調(diào)整的試驗(yàn)結(jié)果.由表4可知：在磨煤機(jī)出口處，各一次風(fēng)粉管道的風(fēng)速偏差均在5%以內(nèi).

2.2 煤粉細(xì)度調(diào)整的試驗(yàn)結(jié)果

磨煤機(jī)采用動靜態(tài)分離器，是雷蒙式分離器和動態(tài)分離器的優(yōu)化組合.來自磨煤機(jī)的風(fēng)粉混合物進(jìn)入分離器后，首先采取降低流速對風(fēng)粉進(jìn)行速度場的重力分離，然后通過靜態(tài)葉片對風(fēng)粉進(jìn)行慣性分離，最后進(jìn)入動態(tài)旋轉(zhuǎn)葉片（通過變頻調(diào)速電機(jī)驅(qū)動）對風(fēng)粉進(jìn)行強(qiáng)制分離，將合格的細(xì)煤粉輸往燃燒器.磨煤機(jī)分離器轉(zhuǎn)速對煤粉細(xì)度的影響見圖3.由圖3可知：隨著分離器轉(zhuǎn)速的加快，煤粉逐漸變細(xì)，煤粉均勻性指數(shù)逐漸增大.當(dāng)分離器轉(zhuǎn)速由20 r／min上升到50r／min時(shí)，磨煤機(jī)功率由617.9kW增加到703kW.可見，隨著分離器轉(zhuǎn)速的加快，磨煤機(jī)的電耗也逐漸增加.煤粉細(xì)度調(diào)整的試驗(yàn)結(jié)果見表5.由表5可知，調(diào)整后的煤粉細(xì)度R90均在設(shè)計(jì)值20%附近，此時(shí)分離器的轉(zhuǎn)速約為30r／min.

表4 一次風(fēng)速調(diào)整的試驗(yàn)結(jié)果Tab.4 Test results after adjustment of primary air speed

圖3 分離器轉(zhuǎn)速對煤粉細(xì)度的影響Fig.3 Effect of separator rotary speed on pulverized coal fineness

表5 煤粉細(xì)度調(diào)整的試驗(yàn)結(jié)果Tab.5 Test results of fineness adjustment of pulverized coal

2.3 燃燒器風(fēng)門調(diào)整的試驗(yàn)結(jié)果

鍋爐的進(jìn)風(fēng)方式采用分層大風(fēng)箱兩側(cè)進(jìn)風(fēng).由于爐膛較寬，在擋板開度相同的工況下并不能保證同層8個(gè)燃燒器進(jìn)風(fēng)量相同，因此出現(xiàn)沿爐膛寬度方向的氧氣體積分?jǐn)?shù)偏差和熱偏差.煤粉燃燒器外二次風(fēng)量占燃燒器區(qū)域總風(fēng)量的60%以上，通過調(diào)整其旋流器開度能夠有效調(diào)節(jié)燃燒器配風(fēng)，改善氧氣體積分?jǐn)?shù)分布的不均勻性.筆者在燃燒器冷態(tài)空氣動力場試驗(yàn)期間發(fā)現(xiàn)：內(nèi)二次風(fēng)擋板全開工況為最佳工況，此時(shí)回流區(qū)大小、形態(tài)和起始點(diǎn)均最佳.因此，在熱態(tài)燃燒器風(fēng)門調(diào)整試驗(yàn)期間，應(yīng)保持燃燒器內(nèi)二次風(fēng)、中心風(fēng)擋板全開，對外二次風(fēng)旋流器開度進(jìn)行4個(gè)工況的試驗(yàn)，工況1為燃燒器風(fēng)門調(diào)整前的試驗(yàn)工況.表6為各工況下燃燒器外二次風(fēng)旋流器的開度.各工況下省煤器出口O2、CO體積分?jǐn)?shù)分布和鍋爐的熱效率分別見圖4、圖5和圖6.從圖4～圖6可知：調(diào)整前O2體積分?jǐn)?shù)沿爐膛氣寬度方向呈“M”形分布，此時(shí)爐膛中心與兩側(cè)局部缺氧，局部燃燒不完全，造成上述位置CO體積分?jǐn)?shù)和鍋爐熱效率下降，同時(shí)還會增大沿爐膛寬度方向的煙溫偏差和受熱面管壁的超溫風(fēng)險(xiǎn).燃燒器區(qū)域局部缺氧產(chǎn)生的還原性氣氛和管壁超溫均會導(dǎo)致該區(qū)域兩側(cè)墻水冷壁產(chǎn)生高溫腐蝕.在工況4時(shí)，煙氣中O2體積分?jǐn)?shù)分布比較均勻，且CO體積分?jǐn)?shù)分布也比較均勻，沒有出現(xiàn)高峰值.可見，工況4為最佳工況，與燃燒器風(fēng)門調(diào)整前的工況相比，鍋爐熱效率提高了0.26%.

2.4 氧氣體積分?jǐn)?shù)調(diào)整的試驗(yàn)結(jié)果

試驗(yàn)期間，機(jī)組負(fù)荷維持在1000MW，鍋爐的O2體積分?jǐn)?shù)分別控制在2.5%、3.0%和3.5%，O2體積分?jǐn)?shù)對鍋爐熱效率的影響見圖7.由圖7可知：隨著O2體積分?jǐn)?shù)的增加，鍋爐熱效率先提高后降低，在O2體積分?jǐn)?shù)為3.0%左右時(shí)鍋爐熱效率達(dá)到最高.當(dāng)O2體積分?jǐn)?shù)由2.55%增加到3.01%時(shí)，干煙氣熱損失由4.585%增加到4.704%，而未燃盡碳熱損失則由0.896%減少到0.710%，未燃盡碳熱損失減小的幅度大于干煙氣熱損失增加的幅度，因此當(dāng)O2體積分?jǐn)?shù)由2.55%增加到3.01%時(shí)，鍋爐熱效率提高0.07%.當(dāng)O2體積分?jǐn)?shù)由3.01%增加到3.48%時(shí)，干煙氣熱損失由4.704%增加到4.844%，而未燃盡碳熱損失則由0.71%減少到0.664%，干煙氣熱損失增加的幅度大于未燃盡碳熱損失減小的幅度，因此當(dāng)O2體積分?jǐn)?shù)由3.01%增加到3.48%時(shí)，鍋爐熱效率降低0.1%.

表6 各工況下燃燒器外二次風(fēng)旋流器的開度Tab.6 Swirler opening for external secondary air of burner under different conditions %

圖4 各工況下煙氣中O2體積分?jǐn)?shù)分布Fig.4 Oxygen volumetric fraction distribution in flue gas under different conditions

圖5 各工況下煙氣中CO體積分?jǐn)?shù)分布Fig.5 CO volumetric fraction distribution in flue gas under different conditions

圖6 各試驗(yàn)工況下鍋爐的熱效率Fig.6 Boiler heat efficiency under different test conditions

圖7 O2體積分?jǐn)?shù)對鍋爐熱效率的影響Fig.7 Effect of oxygen volumetric fraction on boiler heat efficiency

2.5 燃盡風(fēng)率調(diào)整的試驗(yàn)結(jié)果

圖8為燃盡風(fēng)率對鍋爐熱效率和NOx排放質(zhì)量濃度的影響.由圖8可知：在O2體積分?jǐn)?shù)不變的工況下，隨著燃盡風(fēng)率的增大，鍋爐省煤器出口煙氣中NOx排放質(zhì)量濃度逐漸降低，鍋爐的熱效率也逐漸降低.當(dāng)燃盡風(fēng)率由20.7%增加到28.7%時(shí)，省煤器出口煙氣中NOx排放質(zhì)量濃度由320.1mg／m3下降到289.7mg／m3，鍋爐熱效率也由93.96%下降到93.80%.

圖8 燃盡風(fēng)率對鍋爐熱效率和NOx排放質(zhì)量濃度的影響Fig.8 Effect of over－fire air rate on boiler heat efficiency and NOxmass concentration

在試驗(yàn)過程中發(fā)現(xiàn)，當(dāng)O2體積分?jǐn)?shù)不變時(shí)，燃盡風(fēng)率對屏式過熱器區(qū)域的超溫有較好的調(diào)整作用，迅速開大燃盡風(fēng)風(fēng)門，會很快降低屏式過熱器區(qū)域的煙溫，從而達(dá)到降低屏式過熱器壁溫的效果［5-6］.圖9為燃盡風(fēng)率對 NOx排放質(zhì)量濃度和屏式過熱器壁溫的影響.由圖9可知：在當(dāng)前燃燒調(diào)整方式下，燃盡風(fēng)率由20.7%增大到28.7%時(shí)，屏式過熱器出口平均壁溫降低了8.5K.當(dāng)燃盡風(fēng)率由20.7%增大到25.2%時(shí)，NOx排放質(zhì)量濃度降低了14mg／m3，最高壁溫降低了10.3K，而鍋爐熱效率僅降低了0.04%.當(dāng)燃盡風(fēng)率由25.2%增大到28.7%時(shí)，NOx排放質(zhì)量濃度降低了16.4mg／m3，最高壁溫僅降低了2.4℃，而鍋爐熱效率卻降低了0.12%.當(dāng)燃盡風(fēng)率為25.2%時(shí)，NOx排放質(zhì)量濃度已經(jīng)低于設(shè)計(jì)值315mg／m3.綜合考慮鍋爐熱效率、NOx排放質(zhì)量濃度和屏式過熱器壁溫，建議在鍋爐額定負(fù)荷下，燃盡風(fēng)率應(yīng)保持在25%左右，此時(shí)鍋爐的熱效率為93.92%，NOx排放質(zhì)量濃度為306.1mg／m3.

圖9 燃盡風(fēng)率對NOx排放質(zhì)量濃度和屏式過熱器壁溫的影響Fig.9 Effect of over－fire air rate on NOxmass concentration and platen superheater wall temperature

在進(jìn)行燃燒調(diào)整前，鍋爐熱效率約為93.4%，而在燃燒優(yōu)化調(diào)整后鍋爐熱效率超過93.9%.經(jīng)過燃燒優(yōu)化調(diào)整，鍋爐熱效率提高了0.5%，而且機(jī)組能耗明顯降低，鍋爐運(yùn)行穩(wěn)定.

3 結(jié) 論

（1）燃燒器外二次風(fēng)擋板采用兩端和中間開度大的配風(fēng)方式可以減小由于大風(fēng)箱兩端進(jìn)風(fēng)引起的沿爐膛寬度的O2體積分?jǐn)?shù)偏差，經(jīng)調(diào)整后鍋爐熱效率提高了0.26%.

（2）隨著O2體積分?jǐn)?shù)增加，鍋爐熱效率先提高后降低，當(dāng)O2體積分?jǐn)?shù)約為3.0%時(shí)，鍋爐熱效率達(dá)到最高.

（3）在O2體積分?jǐn)?shù)不變的工況下，隨著燃盡風(fēng)率的降低，鍋爐熱效率逐漸提高，NOx排放質(zhì)量濃度逐漸增大，屏式過熱器壁溫呈上升趨勢.綜合考慮鍋爐熱效率、NOx排放質(zhì)量濃度以及屏式過熱器壁溫，在額定負(fù)荷下燃盡風(fēng)率以保持在25%左右為宜，此時(shí)鍋爐熱效率可以達(dá)到93.9%，比燃燒優(yōu)化調(diào)整前提高了0.5%，NOx排放質(zhì)量濃度為306.1 mg／m3，而且機(jī)組能耗明顯降低，鍋爐運(yùn)行穩(wěn)定.

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