李 楠，趙鵬勃，施 斌，李昱喆，施起榮，鐘 毅，高洪培，孫獻斌

(1.中國華能集團清潔能源技術(shù)研究院有限公司，北京 102209;2.煤基清潔能源國家重點實驗室，北京 102209;3.國家電投集團江西電力有限公司分宜發(fā)電廠，江西 分宜 336607)

0 引 言

循環(huán)流化床(CFB)鍋爐可燃燒劣質(zhì)煤，且調(diào)峰性能比煤粉爐好，污染物原始排放低，近年來得到快速發(fā)展[1]。其中，帶外置床的CFB鍋爐很好地解決了CFB鍋爐大型化受熱面布置不足的問題，孫獻斌、張縵等[2-3]分別通過外置床內(nèi)高溫受熱面換熱系數(shù)研究和實爐試驗，發(fā)現(xiàn)帶外置床CFB鍋爐床溫更加穩(wěn)定。但是目前國內(nèi)多數(shù)火電廠存在著煤質(zhì)偏離設(shè)計煤種，導(dǎo)致運行參數(shù)不合理的問題。因此，有必要對鍋爐進行燃燒優(yōu)化調(diào)整，提高鍋爐運行的經(jīng)濟性[4]。

國內(nèi)學(xué)者對鍋爐的燃燒調(diào)整進行了大量的研究。索疆舜等[5]基于影響因子的分析方法，發(fā)現(xiàn)二次風(fēng)的穿透力和一二次風(fēng)配比對鍋爐效率的影響程度最大。胡玉等[6]從多角度分析了影響CFB鍋爐固體不完全燃燒損失的主要因素為入爐煤的揮發(fā)分、分離器飛灰切割粒徑等。洪喜生[7]通過采用低氧燃燒技術(shù)，有效降低了鍋爐總風(fēng)量和煙氣流速，在減輕壁面磨損的同時實現(xiàn)了經(jīng)濟運行。鐘犁等[8]通過調(diào)節(jié)一、二次風(fēng)配比，使鍋爐平均床溫降低20～30 ℃，鍋爐效率提高至92.15%。

隨著火電裝機容量的擴大和煤炭價格的上漲，經(jīng)濟性差的發(fā)電機組將被淘汰。節(jié)能減排、提高鍋爐效率顯得尤為重要。本文對某330 MW CFB鍋爐進行燃燒優(yōu)化調(diào)整，分析最佳運行參數(shù)[9]，為CFB鍋爐運行調(diào)整提供參考。

1 研究對象及存在的問題

1.1 設(shè)備介紹

研究對象為某330 MW帶外置床H型CFB鍋爐，鍋爐配置4臺旋風(fēng)分離器，分置于爐膛兩側(cè)，旋風(fēng)分離器下部為立管，4臺分離器立管下部各有1臺緊湊型氣動均流換熱床(CHE)，爐膛左側(cè)的2臺外置床內(nèi)布置高溫再熱器和低溫再熱器，主要用來調(diào)節(jié)再熱蒸汽溫度，爐膛右側(cè)2臺外置床內(nèi)布置中溫過熱器Ⅰ和中溫過熱器Ⅱ,主要用來調(diào)節(jié)床溫。來自分離器的循環(huán)灰一部分通過換熱床換熱后返回爐膛，另一部分直接返回爐膛。鍋爐總體布置如圖1所示。鍋爐主要設(shè)計參數(shù)見表1，煤質(zhì)分析見表2。

圖1 H型CFB鍋爐Fig.1 Model H CFB boiler

蒸發(fā)量(BMCR)D/(t·h-1)主蒸汽壓力Pgr/MPa主蒸汽溫度tgr/℃再熱蒸汽流量Dzr/(t·h-1)再熱蒸汽進口壓力Pzr1/MPa再熱蒸汽出口壓力Pzr2/MPa再熱蒸汽進口溫度tzr1/℃再熱蒸汽出口溫度tzr2/℃1 02518.6543928.94.494.26340543給水壓力Pgs/MPa給水溫度tgs/℃鍋爐熱效(BRL)ηgl/%排煙溫度θpy/℃一次風(fēng)溫trk1/℃二次風(fēng)溫trk2/℃連續(xù)排污率Dpw/%冷渣器排渣溫度Tlz/℃20.88258891352602601≤150

表2煤質(zhì)分析
Table2analysisofcoalproperities

煤種工業(yè)分析/%MarAarVdaf元素分析/%CarHarOarNarSarQnet,ar/(MJ·kg-1)設(shè)計煤6.0045.0316.0840.682.664.320.690.6214.95試驗煤5.9741.3513.5248.891.760.592.30.8216.48

1.2 存在的問題

鍋爐運行經(jīng)濟性較差，鍋爐效率偏低。且分離器立管溫度易超溫，限制了鍋爐帶負荷能力。如圖2所示，在負荷310 MW情況下，1、2號立管溫度985 ℃，3號立管溫度989 ℃，4號立管溫度998 ℃，立管溫度過高還會增加鍋爐外置床結(jié)焦的風(fēng)險。

圖2 分離器立管溫度Fig.2 Temperature of standpipes

2 試驗內(nèi)容和方法

根據(jù)《循環(huán)流化床鍋爐冷態(tài)與燃燒調(diào)整試驗技術(shù)導(dǎo)則》和《300 MW循環(huán)流化床鍋爐運行導(dǎo)則》，本試驗分為2部分。首先進行冷態(tài)部分的風(fēng)量標(biāo)定、布風(fēng)板阻力、最小臨界流化風(fēng)量試驗；其次，在熱態(tài)條件下標(biāo)定空預(yù)器出口的溫度場和氧含量場，并選擇對鍋爐效率影響最為明顯的氧含量、一次風(fēng)率、床壓、返料風(fēng)量等參數(shù)在不同負荷下進行了優(yōu)化調(diào)整[10]。主要測試方法如下:

1)溫度場、氧含量場標(biāo)定。采用網(wǎng)格法，在空預(yù)器出口截面劃分設(shè)置98個煙氣取樣點，通過乳膠管連接煙氣前處理箱和ROSEMOUNT煙氣分析儀，每10 min讀取1次數(shù)據(jù)，測量煙氣中的O2含量和溫度。

2)氧含量調(diào)整試驗。在負荷300 MW氧含量3.71%的條件下，同時增大或減小一、二次風(fēng)量，維持一次風(fēng)率40%不變，分別進行3.3%、5.8%兩個工況變氧含量試驗；在250 MW負荷下分別進行8.47%、4.75%、4.44%三個變氧含量試驗，分別確定出2種負荷的最佳氧含量范圍。

3)一次風(fēng)率調(diào)整試驗。維持最佳氧含量運行范圍，通過改變一、二次風(fēng)機出力改變一次風(fēng)率。分別進行300 MW負荷下的38%、44%、46%的變一次風(fēng)率試驗和250 MW負荷下的40%、50%變一次風(fēng)率試驗。

4)床壓調(diào)整試驗。300 MW試驗工況維持鍋爐氧含量3.3%左右，床壓分別為10.3、9.1、8.2 kPa；250 MW試驗工況維持氧含量4.75%左右，床壓分別為9.4、8.5、7.7 kPa。

5)外置床調(diào)整試驗。維持1、2號外置床均流風(fēng)量不變，調(diào)節(jié)3、4號外置床均流風(fēng)開度，同時維持氧含量、一次風(fēng)率不變。

3 試驗結(jié)果及分析

3.1 入爐煤粒徑分析

經(jīng)過對入爐煤取樣分析，發(fā)現(xiàn)入爐煤粒徑偏細，如圖3所示。鍋爐設(shè)計入爐煤d50=1 100 μm，實際入爐煤粒徑d50=607 μm。入爐煤細組分較多，參加外循環(huán)的飛灰量也將增加，造成分離器立管處物料循環(huán)不暢，外置床內(nèi)物料流化不良。

圖3 燃料粒徑分布Fig.3 Particle size distribution of coal

當(dāng)鍋爐負荷增加后，循環(huán)灰量隨之增加，物料中未燃盡的碳也將大大增加，在分離器立管內(nèi)含碳物料會繼續(xù)燃燒放熱，加之物料增加后立管灰流動性變差，立管溫度隨之升高，從而增加結(jié)焦風(fēng)險。文獻[11]報道了某300 MW CFB鍋爐由于物料細組分過多而導(dǎo)致高溫灰流動性差，進而造成分離器立管及外置床異常的事件。

3.2 氧含量的調(diào)整

氧含量的變化通過調(diào)節(jié)二次風(fēng)機出力來控制總風(fēng)量，CFB 鍋爐的總風(fēng)量要保證爐內(nèi)物料正常流化的同時也要保證燃料的充分燃燒。隨著總風(fēng)量的提高，爐膛氧含量相應(yīng)提高，O2的傳質(zhì)速率和氣固反應(yīng)速度加快。燃料顆粒在爐內(nèi)停留時間、反應(yīng)時間一定時，燃燒反應(yīng)程度和燃料燃盡程度相對提高，表現(xiàn)為灰渣含碳量降低，鍋爐效率提高。

氧含量與鍋爐效率的關(guān)系如圖4所示。負荷300 MW、一次風(fēng)率40%條件下，氧含量3%～4%、5%～6%的鍋爐效率高達90.77%、89.98%。250 MW負荷下，氧含量4.44%、4.75%的鍋爐效率分別為88.93%、89.67%，氧含量5.0%～5.5%的鍋爐效率為89.53%，氧含量超過8%以后鍋爐效率大幅降低，為87.33%。這是因為250 MW氧含量在8%左右會導(dǎo)致排煙損失的增加量大大超過固體不完全燃燒損失的減小量。250 MW負荷下，鍋爐氧含量保持4.75%為最佳。

圖4 氧含量與鍋爐效率的關(guān)系Fig.4 Relationship between oxygen content and boiler efficiency

3.3 一次風(fēng)率的調(diào)整

一次風(fēng)最主要的作用是保證物料的正常流化，避免結(jié)焦，同時為爐膛密相區(qū)提供氧含量[12]。通常，隨著一次風(fēng)率的增加，密相區(qū)的燃燒份額相應(yīng)增加，稀相區(qū)的燃燒份額相對減少。試驗入爐煤為貧煤，由于其揮發(fā)分較低、燃燒放熱慢，在進入爐膛后需先吸熱再放熱，爐膛會被過高的一次風(fēng)率冷卻，對保持床溫不利。因此，一、二次風(fēng)的合理分配有利于控制床溫和污染物生成。

一次風(fēng)率與鍋爐效率的關(guān)系如圖5所示，300 MW負荷下，氧含量3.3%左右，一次風(fēng)率在44%、46%的鍋爐效率最高89.42%，一次風(fēng)率為38%鍋爐效率最高達到90.7%。250 MW負荷下，氧含量4.5%～5.0%,一次風(fēng)率40%的工況鍋爐效率均在89%以上，50%一次風(fēng)率的鍋爐效率低至88.93%。因此，對于試驗鍋爐，在250 MW負荷以上時，建議一次風(fēng)率維持40%。

圖5 一次風(fēng)率與鍋爐效率的關(guān)系Fig.5 Relationship between primary air rate and boiler efficiency

3.4 床壓的調(diào)整

300 MW和250 MW負荷下鍋爐變床壓運行特性如圖6所示。調(diào)節(jié)一、二次風(fēng)配比，適當(dāng)減小一次風(fēng)，增大二次風(fēng)。由于床壓降低，二次風(fēng)穿透力增強，使?fàn)t內(nèi)貧氧區(qū)域減小，飛灰可燃物含量降低。300 MW負荷下鍋爐效率由89.64%提高至91.36%，鍋爐六大風(fēng)機功率從17 800 kW降低為13 440 kW；250 MW負荷下鍋爐效率由89.97%提高至90.22%，鍋爐六大風(fēng)機功率從10 115 kW降低為9 719 kW。結(jié)果表明，在一定范圍內(nèi)適當(dāng)降低鍋爐床壓，不僅可以提高鍋爐燃盡性，還可以節(jié)省廠用電。如果繼續(xù)降低床壓，鍋爐效率反而會降低，這是由于爐內(nèi)物料濃度與內(nèi)循環(huán)量的減少，爐膛下部熱量向上傳遞困難，導(dǎo)致燃料燃盡困難，固體不完全燃燒損失增加。孫獻斌[13]研究發(fā)現(xiàn)，低床壓僅適用于燃用高揮發(fā)分煤種的鍋爐，對于大中型CFB鍋爐，為追求節(jié)省廠用電而維持過低的床壓還可能會導(dǎo)致密相區(qū)結(jié)焦的問題。

圖6 鍋爐變床壓運行特性Fig.6 Operating characteristics of boiler under different bed pressure

3.5 外置床調(diào)整試驗

物料平衡是CFB鍋爐正常運行的基礎(chǔ)[14]，外置床必須能夠適應(yīng)鍋爐參數(shù)及負荷的變化，使物料保持正常的外循環(huán)，將分離下來的飛灰送入爐內(nèi)，同時防止?fàn)t內(nèi)熱煙氣反竄進入旋風(fēng)分離器。

250 MW負荷下外置床均流風(fēng)開度試驗結(jié)果如圖7所示。由于本鍋爐1、2號外置床調(diào)節(jié)再熱汽溫，3、4號外置床調(diào)整床溫，為保證主蒸汽溫度、壓力正常，保持1、2號外置床均流風(fēng)開度不變，開大3、4號外置床均流風(fēng)。結(jié)果表明，將均流風(fēng)開度從50%開大至100%，鍋爐床溫降低20～30 ℃，分離器立管溫度最高點降低15 ℃，同時減溫水用量減少20 t/h。

圖7 均流風(fēng)開度對鍋爐的影響Fig.7 Influence of material-returning air flow on boiler

在床溫較高的情況下，首先應(yīng)使用外置床來調(diào)節(jié)床溫，檢查3、4號外置床均流風(fēng)開度是否還有裕量，在均流風(fēng)全開的情況下再考慮其他調(diào)整手段。

4 技術(shù)改造方案

4.1 增加潤滑風(fēng)系統(tǒng)

針對分離器立管返料不暢，常樂等[15]提出了一種基于運行參數(shù)調(diào)整的處理方法。這種方法需將風(fēng)室壓力、床壓、一次風(fēng)量、爐膛負壓、返料風(fēng)量以及稀相區(qū)差壓等參數(shù)同時調(diào)到某給定值，在實際操作中比較難以實現(xiàn)；其次，給定值僅適用某一特定負荷，無法應(yīng)對負荷的變動。

該爐型鍋爐外置床由5個風(fēng)室組成，分配室、高溫回料室、均流室為高溫區(qū)域，溫度在800～1 000 ℃，換熱室、低溫回料室溫度在400～600 ℃。外置床僅在風(fēng)室底部設(shè)置布風(fēng)板風(fēng)帽，其他再無進風(fēng)。因此，可在分離器立管及外置床增設(shè)潤滑風(fēng)系統(tǒng)，使外循環(huán)物料快速移動返回爐膛，降低立管溫度；快速移動的物料同時將立管內(nèi)熱量及時帶入爐膛密相區(qū)，從而使整個循環(huán)回路溫度場分布均勻，潤滑風(fēng)系統(tǒng)如圖8所示。

圖8 分離器立管潤滑風(fēng)系統(tǒng)Fig.8 Lubricating air system of standpipe

4.2 播煤風(fēng)風(fēng)源移位改造

通過一、二風(fēng)配比試驗發(fā)現(xiàn)，在高負荷下鍋爐二次風(fēng)系統(tǒng)出力不足，一次風(fēng)系統(tǒng)裕度較大。建議更改播煤風(fēng)母管接口位置，將播煤風(fēng)母管接入位置由二次熱風(fēng)改為一次熱風(fēng)。更改后二次風(fēng)調(diào)節(jié)范圍變寬，利于燃料的燃盡。且播煤風(fēng)母管壓力提高，可有效防止?fàn)t內(nèi)熱風(fēng)反竄入給煤系統(tǒng)，提高給煤系統(tǒng)運行可靠性。

5 結(jié) 論

1)入爐煤粒徑分布曲線偏離設(shè)計煤種嚴(yán)重且細組分較多時，會導(dǎo)致含碳物料在分離器立管堆積，造成立管超溫，可以通過增加潤滑風(fēng)系統(tǒng)，加速物料循環(huán)來降低分離器立管溫度。

2)通過優(yōu)化燃燒調(diào)整，確定了鍋爐常用負荷下的最佳運行參數(shù):300 MW負荷下氧含量3.3%、床壓8.2 kPa、一次風(fēng)率38%，鍋爐負荷91.36%；250 MW負荷下氧含量4.75%，床壓7.7 kPa，一次風(fēng)率40%，鍋爐負荷90.22%。

3)在鍋爐的300 MW和250 MW運行工況下，適當(dāng)降低床壓和一次風(fēng)率，可以提高鍋爐效率并減小鍋爐側(cè)風(fēng)機出力，節(jié)省用電。

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