盧 熠，王西慎，陳獻春，蔣孝科，劉周揚，李建南

(1．福建省電力科學研究院，福建 福州 350007;2．國電福州發(fā)電有限公司，福建 福州 350309)

0 引言

為了控制電站鍋爐排放的氮氧化物對大氣環(huán)境的污染，國內多數燃煤電廠都對各自鍋爐進行了低NOx 技術改造，主要包括鍋爐煙道尾部加裝脫硝裝置和鍋爐低NOx 燃燒控制技術［1－2］。從低氮技術改造效果來看，盡管對降低NOx 排放起到了一定的作用，但許多電廠同時也出現了在高負荷下鍋爐排煙CO 濃度高、燃燒效率降低、水冷壁高溫腐蝕嚴重等問題。本文針對某電廠在低氮改造后出現的鍋爐安全經濟性問題進行燃燒調整分析，以期為出現類似狀況的電廠提供參考。

1 設備概況

某電廠一期工程2 ×600 MW 機組鍋爐為哈爾濱鍋爐廠有限責任公司引進三井巴布科克能源公司(Mitsui Babcock Energy Limited)技術設計制造的超臨界參數變壓運行本生直流鍋爐，采用π 型布置，單爐膛、一次中間再熱、平衡通風、露天布置、固態(tài)排渣、全鋼構架、全懸吊結構，爐后尾部布置兩臺三分倉容克式空預器，并配有煙氣脫硝及電除塵裝置。設計煤種為神華煙煤，校核煤種為晉北煙煤(見表1)。鍋爐采用對沖燃燒方式，前后墻各布置3 層燃燒器，每層設有5 只煤粉燃燒器。在燃燒器上方布置1 層燃盡風噴口，前后墻各布置5 只，兩側墻各3只，共16 只燃盡風噴口。2012 年底，電廠進行低氮改造，將燃燒器更換為低NOx 軸向旋流燃燒器(LNASB)，改造后要求爐膛出口NOx 濃度小于300 mg/m3。

表1 設計煤種和校核煤種特性

LNASB 燃燒器中的空氣分為一次風、內二次風和外二次風。燃燒器內設有內、外二次風量調節(jié)套筒，通過套筒上的拉桿調整套筒開度進而控制進入燃燒器的內、外二次風量。燃燒器內還設有二次風旋流調節(jié)拉桿，通過調節(jié)拉桿行程控制二次風旋流強度。內、外二次風通過燃燒器內同心的內、外二次風環(huán)形通道在燃燒的不同階段分別送入爐膛。各層燃燒器總風量由風箱兩側的風門擋板調節(jié)。

鍋爐低氮改造正常運行1 個月后，高負荷下兩臺鍋爐效率分別降低約0．7%和0．3%，供電煤耗較改造前增加2．1 g/(kW·h)和0．9g/(kW·h)。

2 原因分析

該電廠采取的低NOx 燃燒控制技術主要是在低氮燃燒器改造的基礎上，提高燃盡風噴口高度位置，結合空氣分級燃燒技術，降低燃燒器區(qū)域的二次風量，通過減少燃燒初期供氧量的方式抑制NOx 生成。表2 中所列是該電廠2 臺鍋爐低氮燃燒改造前后鍋爐性能試驗數據，通過對比改造前后各項運行數據表明改造后鍋爐NOx 排放濃度明顯降低，但在日常運行過程中，高負荷階段鍋爐排煙CO 濃度普遍出現較大幅度的升高，化學不完全燃燒損失和機械不完全燃燒損失較改造前明顯增加，鍋爐燃燒效率降低。不僅如此，燃燒器區(qū)域過低的氧量還會導致水冷壁高溫腐蝕、爐膛結渣等現象，嚴重影響鍋爐安全經濟性［3－4］。

由于電廠投用煤種揮發(fā)分較高，在低氮燃燒改造之前，鍋爐高負荷正常運行時的煤粉燃燒較為充分，CO 排放濃度很低，化學不完全燃燒損失基本可以忽略，因此鍋爐系統(tǒng)也沒有設計排煙CO 的監(jiān)測。在低氮燃燒改造之后，燃燒初期提供的氧量減少，煤粉燃燒不充分，加上實際運行過程中，為保證污染物達標排放，運行人員常常降低爐膛總氧量和加大燃盡風比例以進一步降低燃燒器區(qū)域氧量，最終導致排煙CO 濃度提高，化學不完全燃燒損失增加，鍋爐效率降低。

表2 某電廠低氮燃燒改造前后鍋爐效率對比

3 燃燒優(yōu)化調整與分析

選取2#鍋爐作為分析研究對象，對鍋爐進行燃燒優(yōu)化調整，試驗期間機組維持在600 MW 滿負荷工況，其它運行參數穩(wěn)定不變，調整鍋爐運行氧量，通過比對空預器出口氧量與排煙CO 濃度及鍋爐效率的變化規(guī)律，確定最佳的運行氧量。

圖1 所示為低氮燃燒改造前后排煙CO 濃度及鍋爐效率隨運行氧量的變化趨勢圖?？梢钥闯?，無論在改造前后，鍋爐效率隨運行氧量的增加都呈先增加后減小的趨勢。這主要是由于氧量的增加使得爐內燃燒更加充分，機械不完全燃燒損失和化學不完全燃燒損失減小。另一方面，氧量的增加使得鍋爐煙氣量增加，排煙熱損失增加。綜合兩方面的因素，存在最佳運行氧量點對應鍋爐效率最高——當不完全燃燒損失影響大于排煙熱損失時，鍋爐效率隨氧量增加而增加;當不完全燃燒損失影響小于排煙熱損失時，鍋爐效率隨氧量增加而減小。

從圖中還可以看出，低氮燃燒改造前，在達到最佳鍋爐效率前，排煙CO 濃度都基本能夠控制在一個較低水平，鍋爐效率隨CO 濃度減低而提高的幅度較小;而在改造之后，原最佳運行氧量(空預器出口氧量2．9%)條件下CO 濃度從199 ×10－4%提高到792 ×10－4%，不完全燃燒損失對鍋爐效率的影響程度大大增加，鍋爐效率明顯低于改造前。低氮燃燒改造后運行氧量對CO 濃度的影響幅度較大，在達到最佳鍋爐效率前，CO 濃度對運行氧量的變化十分敏感，隨著氧量的提高，CO 濃度出現大幅降低，并且能夠控制在較低的范圍內。此外，在燃燒優(yōu)化試驗氧量調整范圍內，NOx 排放濃度基本都能控制在300 mg/m3以下，滿足低氮燃燒改造要求。

通過燃燒優(yōu)化調整，鍋爐效率能夠達到改造前鍋爐最佳效率水平(見表1 兩臺爐燃燒優(yōu)化后運行工況)，并實現NOx 達標排放。

圖1 鍋爐效率排煙CO/NOx 濃度隨運行氧量的變化趨勢圖

4 CO 與O2綜合調整控制

4．1 CO 在線監(jiān)測系統(tǒng)

由于鍋爐燃燒受到煤種、負荷等因素的影響，僅僅依靠對爐膛出口氧量的監(jiān)測無法準確反映爐內各區(qū)域燃燒狀況的好壞，而通過測量CO 濃度則可顯示出煤粉不完全燃燒程度，且不受煤種、負荷等因素的影響。此外，從對鍋爐的燃燒優(yōu)化調整試驗可以看出，鍋爐煙氣成分中的CO 和O2有很強的關聯(lián)性，通過監(jiān)測CO 排放濃度數值及變化幅度，可以更加準確找出最佳運行氧量，更加準確地確定當前鍋爐燃燒效率的高低。因此，在爐膛尾部的適當位置加裝CO 連續(xù)在線監(jiān)測系統(tǒng)(CEMS 系統(tǒng))，實時監(jiān)測CO 排放情況，實現對CO 與O2的綜合控制對鍋爐經濟運行十分有利。

CO 在線監(jiān)測裝置需要選擇一個代表性好(煙氣混合充分且均勻)、安裝儀表數量少的位置。兩臺引風機出口混合后煙氣成分均勻性好，通過CO濃度標定試驗可以看出，如表3 所示，該位置煙氣CO 實測濃度與在線監(jiān)測系統(tǒng)測得數據基本一致，且濃度分布也較均勻，同時該位置也是排煙NOx、SO2濃度測量點的合適位置，只需安裝一套CO 測量元件。因此，CO 在線監(jiān)測系統(tǒng)的最佳安裝位置選擇在兩臺引風機出口與增壓風機進口煙道的中間位置。

表3 CO 在線監(jiān)測系統(tǒng)測量數據標定

4．2 鍋爐燃燒損失實時監(jiān)測

鍋爐效率通常采用反平衡法計算，計算公式可以寫成

式中，q2、q3、q4、q5、q6分別代表排煙熱損失率、化學不完全燃燒損失率、機械不完全燃燒損失率、散熱損失率、灰渣顯熱損失率，其中q2和q3是對鍋爐效率影響最大的兩項損失，約占鍋爐總熱損失的90%［5－6］。

鍋爐排煙熱損失q2主要受排煙溫度和總煙氣量的影響，其計算公式為

式中

Vgy——燃燒生成的干煙氣量/m3·kg－1;

VH2O——煙氣中水蒸氣含量/m3·kg－1;

cpgy——干煙氣平均定壓比熱/kJ·m－3·℃－1;

cH2O——濕 煙 氣 平 均 定 壓 比 熱/kJ·m－3·℃－1;

TPY——排煙溫度/℃;

T0——大氣溫度/℃;

Qr——鍋爐輸入熱量/kJ·kg－1。

化學不完全燃燒損失q3主要受煤中揮發(fā)分、爐內過量空氣系數、燃燒器結構、爐內氧氣分布等因素影響，其計算公式可表示為

其中CO、CH4、H2、CmHn分別表示不同氣體的體積濃度，×10－4%。實際運行中一般只考慮CO 濃度。

圖2 鍋爐熱損失與O2/CO 變化曲線圖

圖2 所示為600 MW 負荷下，投用常用煤種時q2、q3隨O2和CO 的變化曲線。根據實時監(jiān)測的O2和CO 數據，能夠實時計算得出q2和q3的損失之和，通過調整運行氧量等手段找到q2+q3最低時的工況，在滿足NOx 排放濃度控制在300 mg/m3的條件下，即為最佳運行工況。

5 結論

(1)鍋爐低氮燃燒改造后高負荷階段排煙CO濃度較之前有較大幅度升高，進而對鍋爐效率造成一定影響。

(2)低氮燃燒改造后排煙CO 濃度對爐膛氧量的變化比較敏感，合理調整爐膛氧量能夠在降低排煙NOx 的同時保證鍋爐效率。

(3)建議進行低氮燃燒改造的電廠在尾部煙道合適位置加裝CO 在線監(jiān)測系統(tǒng)。根據在線監(jiān)測的O2和CO 數據，實時計算q2和q3的損失之和，為確定最優(yōu)工況提供參考依據。

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