李德波， 沈躍良

（廣東電網(wǎng)公司電力科學(xué)研究院，廣州510060）

隨著我國火力發(fā)電事業(yè)的發(fā)展，國內(nèi)投產(chǎn)了一大批超臨界和超超臨界燃煤發(fā)電機組．四角切圓鍋爐殘余旋轉(zhuǎn)給過熱器和再熱器受熱面溫度偏差的控制帶來非常大的困難和挑戰(zhàn)，尤其是超臨界和超超臨界機組，這種偏差對溫度的影響更明顯，因此采用旋流燃燒器組織爐內(nèi)空氣動力場逐漸成為超臨界和超超臨界機組首選的燃燒方式［1－3］．

經(jīng)過近幾年的運行實踐，部分超臨界對沖燃煤鍋爐存在尾部煙氣中CO排放質(zhì)量濃度較高的問題，即鍋爐的燃燒效率有待提高，如某A電廠的1號和2號鍋爐的CO排放質(zhì)量濃度有時高達(dá)3 000 mg／m3，化學(xué)不完全燃燒損失達(dá)到1%，從而使這部分煤耗高達(dá)3g／（kW·h）；某B電廠1號和2號鍋爐也存在CO排放質(zhì)量濃度較高的問題，使得鍋爐熱效率無法達(dá)到設(shè)計值［3－5］．

為了找出超臨界或超超臨界前后對沖燃煤鍋爐CO排放量大的原因，筆者對某電廠前后對沖旋流燃煤鍋爐的CO和NOx排放進(jìn)行試驗究，初步得到了CO排放質(zhì)量濃度高的原因，為前后對沖旋流燃煤鍋爐的設(shè)計和運行提供理論指導(dǎo)．

1 前后對沖燃煤鍋爐

筆者所研究的某電廠3號鍋爐為東方鍋爐股份有限公司與日本日立－巴布科克公司聯(lián)合設(shè)計的600MW超臨界機組前后對沖旋流燃煤鍋爐，有關(guān)設(shè)計參數(shù)見表1，其中BMCR為鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量，BRL為鍋爐額定出力．該鍋爐設(shè)計煤種為神木煤，校核煤種為晉北煙煤，煤種的煤質(zhì)分析見表2．

表1 鍋爐的主要性能參數(shù)Tab．1 Main performance parameters of the boiler

2 燃燒器的結(jié)構(gòu)及配風(fēng)情況

2．1 燃燒器的結(jié)構(gòu)

鍋爐燃燒器為東方日立鍋爐有限公司的HTNR3低NOx旋流燃燒器，其結(jié)構(gòu)見圖1，燃燒器布置見圖2．其中，第1層燃燒器對應(yīng)A磨和F磨，第2層燃燒器對應(yīng)B磨和D磨，第3層燃燒器對應(yīng)E磨和C磨．

表2 煤種的煤質(zhì)分析Tab．2 Proximate and ultimate analysis of the coal

圖1 燃燒器結(jié)構(gòu)示意圖Fig．1 Structural diagram of the burner

煤粉和一次風(fēng)經(jīng)煤粉管道、燃燒器一次風(fēng)風(fēng)管、文丘里管、煤粉濃縮器和燃燒器噴嘴后進(jìn)入爐膛．二次風(fēng)經(jīng)二次風(fēng)大風(fēng)箱及燃燒器內(nèi)、外二次風(fēng)通道進(jìn)入爐膛，其中內(nèi)二次風(fēng)（二次風(fēng)）為直流，外二次風(fēng)（三次風(fēng)）為旋流．單只燃燒器內(nèi)、外二次風(fēng)的風(fēng)量分配通過調(diào)節(jié)內(nèi)二次風(fēng)擋板開度和外二次風(fēng)調(diào)風(fēng)器開度來實現(xiàn)．各層燃燒器總風(fēng)量的調(diào)節(jié)通過風(fēng)箱入口擋板開度來實現(xiàn)．燃盡風(fēng)主要由中心風(fēng)、內(nèi)二次風(fēng)和外二次風(fēng)組成，其中中心風(fēng)為直流風(fēng)，內(nèi)、外二次風(fēng)為旋流風(fēng)．側(cè)燃盡風(fēng)主要由中心風(fēng)和外二次風(fēng)組成，其中中心風(fēng)為直流風(fēng)，外二次風(fēng)為旋流風(fēng)．燃盡風(fēng)總風(fēng)量的調(diào)節(jié)通過風(fēng)箱入口擋板開度來實現(xiàn)．

圖2 燃燒器的布置Fig．2 Arrangement of burners

2．2 燃燒器的配風(fēng)情況

針對實際運行中CO排放質(zhì)量濃度高的問題，電廠技術(shù)人員對燃燒器配風(fēng)進(jìn)行了調(diào)整．將每層中間2個燃燒器的外二次風(fēng)調(diào)風(fēng)器開度調(diào)整為50%，兩側(cè)的外二次風(fēng)調(diào)風(fēng)器開度調(diào)整為100%（其中E1和E2燃燒器因調(diào)風(fēng)器故障，處于全關(guān)狀態(tài)）．中間2個燃盡風(fēng)的三次風(fēng)擋板全關(guān)，二次風(fēng)和三次風(fēng)的調(diào)風(fēng)器則全開．該電廠3號鍋爐燃燒器的配風(fēng)情況見表3．

3 試驗方法及結(jié)果分析

3．1 試驗方法

空氣預(yù)熱器進(jìn)、出口截面的數(shù)據(jù)采用網(wǎng)格法進(jìn)行測量，在負(fù)荷穩(wěn)定3h后，每10～15min測量一次數(shù)據(jù)．試驗測量儀器為西門子公司的U23煙氣分析儀和PMA10順磁氧體積分?jǐn)?shù)計．

3．2 試驗結(jié)果及分析

3．2．1 O2體積分?jǐn)?shù)對CO和NOx排放質(zhì)量濃度的影響

當(dāng)入爐煤（其煤質(zhì)參數(shù)見表4）為m（澳洲煤）∶m（印尼煤）≈1∶5，3號鍋爐6臺磨煤機滿負(fù)荷下運行時不同O2體積分?jǐn)?shù)下空氣預(yù)熱器進(jìn)口的CO和NOx排放質(zhì)量濃度分布見圖3，其中測試條件見表5，A磨和F磨的各煤種質(zhì)量比為m（澳洲煤）∶m（印尼煤1）∶m（印尼煤2）＝2∶1∶1，B磨、D磨、E磨和C磨各煤種質(zhì)量比為m（印尼煤1）∶m（印尼煤2）∶m（印尼煤3）＝1∶1∶2．

表3 3號鍋爐燃燒器的配風(fēng)Tab．3 Air distribution for burners of No．3boiler%

表4 入爐煤種的煤質(zhì)參數(shù)Tab．4 Quality parameters of the coal as fired

由圖3（a）可見，當(dāng)運行 O2體積分?jǐn)?shù)φ（O2）＝3．0%時，空氣預(yù)熱器進(jìn)口CO平均排放質(zhì)量濃度僅為219mg／m3，NOx平均排放質(zhì)量濃度為261mg／m3（折算為O2體積分?jǐn)?shù)為6．0%時，下同）．脫硫系統(tǒng)出口凈煙氣在線測量得到的CO平均排放質(zhì)量濃度為176mg／m3（波動范圍為26～466mg／m3），CO排放質(zhì)量濃度不穩(wěn)定，且隨著運行時間的延長，CO排放質(zhì)量濃度呈下降趨勢，總體排放質(zhì)量濃度不高．

由圖3（a）還可以看出，空氣預(yù)熱器進(jìn)口O2體積分?jǐn)?shù)和NOx排放質(zhì)量濃度基本呈兩側(cè)低、中間高的分布趨勢，與O2體積分?jǐn)?shù)的變化一致，而CO排放質(zhì)量濃度則相反，呈兩側(cè)高、中間低的分布趨勢．

對于前后對沖旋流燃煤鍋爐，可以認(rèn)為煙氣流線整體上并不會發(fā)生顯著的扭轉(zhuǎn)、拐彎或偏斜等，尾部煙道兩側(cè)煙氣中CO排放質(zhì)量濃度的升高基本表明爐膛兩側(cè)水冷壁區(qū)域的還原性氣氛相對增強［6］．

圖3 3號鍋爐空氣預(yù)熱器進(jìn)口的煙氣成分分布Fig．3 Gas composition distribution at inlet of No．3boiler＇s air pre－h(huán)eater

表5 3號鍋爐的測試條件Tab．5 Experimental conditions of No．3boiler

由圖3（b）可知，當(dāng)φ（O2）減小為2．6%時，空氣預(yù)熱器進(jìn)口處的O2體積分?jǐn)?shù)分布相對均勻，A側(cè)靠邊位置處的O2體積分?jǐn)?shù)相對偏小，CO排放質(zhì)量濃度較高，CO平均排放質(zhì)量濃度升高為373．75 mg／m3，NOx平均排放質(zhì)量濃度為265mg／m3，略有升高．脫硫系統(tǒng)出口凈煙氣在線測得的CO平均排放質(zhì)量濃度為499mg／m3（其波動范圍為186～1 029mg／m3），CO排放質(zhì)量濃度也不穩(wěn)定，隨著運行時間的延長，CO排放質(zhì)量濃度呈升高趨勢．

由圖3（b）還可以看出，A側(cè)靠邊位置處CO的排放質(zhì)量濃度較高，分析認(rèn)為主要原因是E1和E2燃燒器外二次風(fēng)調(diào)風(fēng)器發(fā)生故障及F層A側(cè)二次風(fēng)箱擋板開度相對偏?。疇t膛總O2體積分?jǐn)?shù)相對較小時，A側(cè)O2體積分?jǐn)?shù)的減小趨勢增大，貼壁處的還原氣氛增強，CO排放質(zhì)量濃度升高．

由圖3（c）可知，當(dāng)φ（O2）增大至3．8%時，空氣預(yù)熱器進(jìn)口A側(cè)的O2體積分?jǐn)?shù)相對較低，CO排放質(zhì)量濃度相對較高，CO平均排放質(zhì)量濃度升高為373．75mg／m3．NOx排放質(zhì)量濃度相對B側(cè)偏低，NOx平均排放質(zhì)量濃度為308mg／m3，與φ（O2）＝2．6%時相比，約升高了16%．脫硫系統(tǒng)出口凈煙氣在線測得的CO平均排放質(zhì)量濃度為174mg／m3（波動范圍為54～507mg／m3），CO排放質(zhì)量濃度也不穩(wěn)定，隨著運行時間的延長，CO排放質(zhì)量濃度變化趨勢較平穩(wěn)．

φ（O2）增大至3．8%與減小至2．6%相比，隨著O2體積分?jǐn)?shù)的增大，CO平均排放質(zhì)量濃度降低，NOx平均排放質(zhì)量濃度升高．當(dāng)φ（O2）增大為3．8%時，爐膛總體O2體積分?jǐn)?shù)變化相對較平穩(wěn)．由于受煤粉細(xì)度和煤粉質(zhì)量濃度偏差的影響較大，爐內(nèi)局部區(qū)域存在不完全燃燒現(xiàn)象，煙氣中CO的排放質(zhì)量濃度在空氣預(yù)熱器進(jìn)口中部出現(xiàn)峰值．

圖4給出了3號鍋爐CO和NOx排放質(zhì)量濃度隨φ（O2）的變化，其中CO和NOx排放質(zhì)量濃度均采用脫硫系統(tǒng)出口凈煙氣的在線數(shù)據(jù)．由圖4可知，當(dāng)φ（O2）＞3．0%時，φ（O2）的增大對降低CO排放質(zhì)量濃度的效果并不明顯，反而使NOx排放質(zhì)量濃度略有升高．綜合考慮CO和NOx排放質(zhì)量濃度變化趨勢，該鍋爐φ（O2）維持在3．0%較為合適．

圖4 3號鍋爐CO和NOx排放質(zhì)量濃度隨φ（O2）的變化Fig．4 Variation of CO and NOxmass concentration with the change of oxygen for No．3boiler

3．2．2 燃盡風(fēng)風(fēng)量對CO和NOx排放質(zhì)量濃度的影響

表6給出了600MW負(fù)荷下燃盡風(fēng)風(fēng)量對CO排放質(zhì)量濃度的影響．由表6可知，在維持鍋爐總氧量不變的前提下，當(dāng)主燃燒器二次風(fēng)門適當(dāng)關(guān)小且燃盡風(fēng)門適當(dāng)開大時，CO和NOx的排放質(zhì)量濃度均呈下降趨勢．主燃燒器區(qū)域風(fēng)量減少，尾部煙氣中CO的排放質(zhì)量濃度降低，說明鍋爐的燃盡風(fēng)穿透力不足，使得主燃燒器區(qū)生成的CO無法在燃盡區(qū)完全被氧化．

表6 調(diào)整燃盡風(fēng)對CO和NOx排放質(zhì)量濃度的影響Tab．6 Effects of overfire air adjustment on CO and NOx mass concentration

4 CO排放質(zhì)量濃度的控制措施

針對前后對沖旋流燃煤鍋爐中由于配風(fēng)不均而造成的CO排放質(zhì)量濃度較高的現(xiàn)象，可采取以下主要控制措施來有效降低CO的排放質(zhì)量濃度：

（1）消除E1和E2燃燒器二次風(fēng)調(diào)風(fēng)器故障缺陷，保證風(fēng)門開關(guān)好用．重新調(diào)整各燃燒器外二次風(fēng)的開度，加大兩側(cè)二次風(fēng)風(fēng)量，以改善側(cè)墻水冷壁管附近的還原性氣氛．將同層1號和6號燃燒器的外二次風(fēng)調(diào)風(fēng)器開度調(diào)為100%，中間2號～5號燃燒器的外二次風(fēng)調(diào)風(fēng)器開度調(diào)為80%．

（2）關(guān)小側(cè)燃盡風(fēng)二次風(fēng)擋板和燃盡風(fēng)二次風(fēng)、三次風(fēng)擋板開度，使直流風(fēng)量增加，直流風(fēng)的剛性增強，從而增強直流風(fēng)穿透到爐膛中心的能力；增大爐膛風(fēng)箱間壓差和提高燃盡風(fēng)穿透能力可使主燃燒器區(qū)域生成的CO在燃盡區(qū)被完全氧化．

（3）減小爐膛漏風(fēng)量和備用燃燒器的冷卻風(fēng)量．在一定的φ（O2）下，當(dāng)鍋爐在低負(fù)荷下運行時，勢必會使燃燒區(qū)域的風(fēng)量減少或利用率降低，進(jìn)而造成燃燒區(qū)域整體或局部缺氧現(xiàn)象加重，加劇風(fēng)粉配比的不均衡性和不及時性，導(dǎo)致CO排放質(zhì)量濃度升高．

（4）旋流燃燒器要求給粉盡可能均勻，實際運行中由于分離器特性所限，各個燃燒器的給粉并不均勻，其煤粉量偏差一般在10%左右，差別大時可達(dá)30%以上，而二次風(fēng)一般采取均勻配風(fēng)方式．因此，這種運行方式勢必使部分燃燒器附近處于缺氧燃燒狀態(tài)．由于燃燒氣流后期混合較差，部分區(qū)域水冷壁處于還原性氣氛中，從而使鍋爐CO的排放質(zhì)量濃度升高［7］．因此，要調(diào)整和維持合適的煤粉細(xì)度，削弱煤粉濃度偏差，盡可能使投運的一次風(fēng)粉管出粉量分配均勻，保持爐內(nèi)著火充分．

5 結(jié) 論

（1）該電廠前后對沖旋流燃煤鍋爐CO排放質(zhì)量濃度較高是由于配風(fēng)不均造成的．

（2）當(dāng)φ（O2）＞3．0%時，O2體積分?jǐn)?shù)的增大對降低CO排放質(zhì)量濃度的效果并不明顯，反而使NOx排放質(zhì)量濃度明顯升高．綜合考慮CO和NOx排放質(zhì)量濃度的變化趨勢，φ（O2）＝3．0%時較為合適．

（3）應(yīng)重新調(diào)整各燃燒器外二次風(fēng)的開度，加大兩側(cè)二次風(fēng)風(fēng)量，以改善側(cè)墻水冷壁管附近的還原性氣氛．

（4）在鍋爐總O2體積分?jǐn)?shù)不變的前提下，當(dāng)主燃燒器二次風(fēng)擋板開度適當(dāng)關(guān)小且燃盡風(fēng)擋板開度適當(dāng)開大時，CO和NOx排放質(zhì)量濃度均降低．

（5）關(guān)小側(cè)燃盡風(fēng)二次風(fēng)擋板及燃盡風(fēng)二次風(fēng)和三次風(fēng)擋板開度，有利于降低CO排放質(zhì)量濃度．

［1］樊泉桂．新型煤粉燃燒器的燃燒機理分析［J］．廣東電力，2010，23（4）：45－50．FAN Quangui．Combustion mechanism analysis of new type pulverized coal burner［J］．Guangdong Electric Power，2010，23（4）：45－50．

［2］樊泉桂．超臨界和超超臨界鍋爐煤粉燃燒新技術(shù)分析［J］．電力設(shè)備，2006，7（2）：23－25．FAN Quangui．Analysis of new pulverized coal combustion technology of supercritical pressure boiler［J］．Electrical Equipment，2006，7（2）：23－25．

［3］岑可法，周昊，池作和．大型電站鍋爐安全及優(yōu)化運行技術(shù)［M］．北京：中國電力出版社，2002．

［4］鄭民牛．超超臨界1000MW鍋爐選型的幾個關(guān)鍵要點［J］．動力工程，2006，26（2）：166－170．ZHENG Minniu． A few key－problems concerning typechoice of 1000MW ultra－supercritical boilers［J］．Journal of Power Engineering，2006，26（2）：166－170．

［5］楊震，莊恩如，曹子棟．600MW超臨界直流鍋爐的燃燒調(diào)整試驗［J］．動力工程，2007，27（4）：502－506，521．YANG Zhen，ZHUANG Enru，CAO Zidong．Combustion adjustment of a 600MW supercritical oncethrough boiler［J］．Journal of Power Engineering，2007，27（4）：502－506，521．

［6］張基標(biāo)．超超臨界對沖燃燒鍋爐高溫腐蝕研究［J］．浙江電力，2011（4）：4－6．ZHANG Jibiao．Research on high－temperature corrosion of ultra－supercritical opposed firing boiler［J］．Zhejiang Electric Power，2011（4）：4－6．

［7］牟春華，張義政，王春昌．某臺墻式燃燒鍋爐嚴(yán)重高溫腐蝕和低負(fù)荷飛灰可燃物含量高的原因分析［J］．熱力發(fā)電，2008，37（7）：39－41．MU Chunhua，ZHANG Yizheng，WANG Chunchang．Cause analysis of serious high temperature corrosion and high content of unburned combustion on fly ash under low load of one wall－firing boiler［J］．Power Generation，2008，37（7）：39－41．