孫培波

（中國能源建設(shè)集團華北電力試驗研究院有限公司，天津 300162）

0 引言

目前電站鍋爐NOx排放控制技術(shù)可分為燃燒控制和煙氣凈化兩類措施，其中，后一種措施可使煙氣中NOx排放量顯著降低，但投資巨大，運行費用昂貴［1］。而為達到國家排放標(biāo)準(zhǔn)，火電廠脫硝改造勢在必行［2-8］。出于技術(shù)和經(jīng)濟方面的衡量，在保證脫硝效率和節(jié)省運行成本的前提下，低氮燃燒器的配套改造成為首要選擇。對于旋流對沖燃燒鍋爐，低氮燃燒器改造的技術(shù)核心是將燃燒器改為新型低氮燃燒器及采用爐內(nèi)整體縱向分級燃燒技術(shù)。但是，旋流對沖燃燒鍋爐由于其燃燒器結(jié)構(gòu)和布置方式的局限性導(dǎo)致燃燒器之間的混合及燃燒后期擾動差，尤其針對貧煤鍋爐，若設(shè)計不合理或者燃燒優(yōu)化調(diào)整不當(dāng)，易導(dǎo)致燃燒效率差、CO及NOx排放高、水冷壁高溫腐蝕、燃燒器燒損、屏式過熱器結(jié)渣及減溫水量大等一系列問題［3-7］。

1 鍋爐低氮燃燒系統(tǒng)改造

1.1 鍋爐設(shè)備情況

電廠鍋爐為東鍋DG2028/17.35-II2型鍋爐，亞臨界自然循環(huán)、前后墻對沖方式、一次中間再熱、平衡通風(fēng)、固態(tài)排渣、全鋼構(gòu)架、全懸吊結(jié)構(gòu)、“Ⅱ”型汽包爐。鍋爐采用前后墻對沖燃燒方式，前后墻各布置3層三井巴布科克公司的低軸向旋流煤粉燃燒器，每層5只，共30只。圖1為改造前燃燒器結(jié)構(gòu)。燃燒器主要由一次風(fēng)道、二次風(fēng)道、三次風(fēng)道、四次風(fēng)道、旋流控制機構(gòu)、中心風(fēng)筒、喉口等組成。燃燒器的中心是中心風(fēng)筒，中心風(fēng)的作用是提供油燃燒器用風(fēng)，同時在油燃燒器停運時防止灰渣在此部位集聚；中心風(fēng)的外側(cè)是一次風(fēng)筒，一次風(fēng)沿切向進入一次風(fēng)筒，經(jīng)導(dǎo)流板整流后，通過一次風(fēng)口前端的穩(wěn)焰器進入爐膛；一次風(fēng)筒外側(cè)依次為二次風(fēng)、四次風(fēng)和三次風(fēng)風(fēng)道，二次風(fēng)、三次風(fēng)、四次風(fēng)通過燃燒器內(nèi)同心的風(fēng)環(huán)形通道在燃燒的不同階段分別送入爐膛。三次風(fēng)位于二、四次風(fēng)中間環(huán)，以較小的風(fēng)環(huán)和旋流強度控制三次風(fēng)的混合時間。二次風(fēng)和三次風(fēng)道中裝有旋流調(diào)節(jié)葉片，可控制燃燒器出口氣流的旋流強度。在最上排燃燒器上方前后墻各布置一層燃盡風(fēng)口（OFA）以減少NOx的生成，每層布置5只。主燃燒器與OFA噴口標(biāo)高分別為21 904 mm、27 054 mm、32 204 mm、37 354 mm。圖2為改造后燃燒器結(jié)構(gòu)。鍋爐設(shè)計煤質(zhì)為盤縣貧煤，改造前，滿負(fù)荷工況下，鍋爐燃燒盤縣貧煤時，NOx排放約為 1 100～1 200 mg／m3。

1.2 改造概況

1.2.1 燃燒器改造

原燃燒系統(tǒng)配置30臺B&W渦流式低氮燃燒器，所有燃燒器具有管道分離的三次風(fēng)、四次風(fēng)，本次改造對原系統(tǒng)30臺B&W渦流式低氮燃燒器進行了改造，對三、四次風(fēng)之間的風(fēng)筒進行裁割，裁割點位于三次風(fēng)由徑向轉(zhuǎn)向軸向的位置。在三次風(fēng)由軸向轉(zhuǎn)為徑向的位置處安裝一個斜坡型喇叭口節(jié)流圈以減小三、四次風(fēng)流通截面。改造后，三、四次風(fēng)流通面積為改造前50%。

每個燃燒器設(shè)有一個風(fēng)量均衡擋板，以使進入各個燃燒器的分風(fēng)量保持平衡。二次風(fēng)、三次風(fēng)和四次風(fēng)通過燃燒器內(nèi)同心的各自環(huán)形通道在燃燒的不同階段分別送入爐膛。燃燒器內(nèi)設(shè)有套筒式擋板用來調(diào)節(jié)二次風(fēng)和三次風(fēng)、四次風(fēng)之間的分配比例。二次風(fēng)、三次風(fēng)和四次風(fēng)通道內(nèi)布置有各自獨立的旋流裝置。三次風(fēng)、四次風(fēng)旋流裝置為不可調(diào)節(jié)的型式，固定在燃燒器出口最前端位置。而二次風(fēng)旋流裝置為沿軸向可調(diào)節(jié)的型式，調(diào)整旋流裝置的軸向位置即可調(diào)節(jié)二次風(fēng)的旋流強度。風(fēng)量和旋流擋板的調(diào)節(jié)桿均穿過燃燒器面板，能夠在燃燒器和風(fēng)箱外對擋板的位置進行調(diào)整。

1.2.2 燃盡風(fēng)改造

取消現(xiàn)有的OFA系統(tǒng)，鍋爐標(biāo)高37 354 mm處的10個OFA噴口從鍋爐移除，OFA水冷壁讓管孔處用耐火材料封堵。在鍋爐標(biāo)高42 460 mm處的前、后墻水冷壁上各開設(shè)8個孔，安裝分離式燃盡風(fēng)SOFA噴口，各個噴口等間距布置，中心線間距2 600 mm，最外側(cè)的噴口中心線距水冷壁約1 250 mm。噴口使用共同的風(fēng)道互聯(lián)，但各自有平衡擋板門（全截面型擋板）。改造后，SOFA距最上層燃燒器中心線距離為10 256 mm，最大SOFA風(fēng)率可達32%。SOFA噴口結(jié)構(gòu)見圖3。SOFA風(fēng)為直流風(fēng)，剛度較強，利于直接穿透爐膛中心與上升煙氣進行混合，進而有利于控制飛灰可燃物與CO排放。

通過分離式燃盡風(fēng)SOFA改造后，在維持總空氣量不變的情況下，主燃燒區(qū)域的部分風(fēng)量分到上層燃盡風(fēng)風(fēng)箱，主燃燒區(qū)域富燃料環(huán)境得以加強，同時主燃燒區(qū)域的欠氧還原氣氛可促使已生成的NOx還原成 N2，減少燃料型 NOx的生成［8］。 另一方面，主燃燒區(qū)域燃燒推遲，有利于減少熱力型NOx的生成。燃盡風(fēng)從主燃燒區(qū)域上部噴入，以確保前期產(chǎn)生的還原性氣體和未燃盡燃料的燃盡。

圖1 改造前燃燒器結(jié)構(gòu)

圖2 改造后燃燒器結(jié)構(gòu)

圖3 SOFA噴口結(jié)構(gòu)

2 鍋爐低氮燃燒系統(tǒng)改造后運行狀態(tài)

鍋爐燃燒器改造后，燃燒器初始參數(shù)設(shè)置為二次風(fēng)調(diào)風(fēng)盤開度100%，四次風(fēng)調(diào)風(fēng)盤開度為100%，三次風(fēng)調(diào)風(fēng)盤開度50%，50°葉輪位置50%，SOFA擋板開度100%。600 MW負(fù)荷全燒盤縣貧煤，6臺磨煤機投運，總煤量290 t／h，實際運行氧量3.0%，SCR進口煙道沿爐膛寬度方向O2、CO、NOx濃度及煙氣分布曲線見圖4～5。其中，A1～B9分別為SCR進口煙道沿爐膛寬度方向從爐左至爐右布置的各個煙氣測點。

圖4 SCR進口O2和CO分布曲線

圖5 SCR進口O2和 NOx分布曲線

從圖4～5可以看出，SCR進口煙道沿爐膛寬度方向，氧量呈“W”型分布，爐膛中心、兩側(cè)氧量大，其他區(qū)域氧量偏低；與之相對應(yīng)，CO呈“M”型分布，爐膛中心、兩側(cè)CO排放低，其他區(qū)域CO排放高，局部區(qū)域CO體積分?jǐn)?shù)高達4 000 μL／L；NOx排放濃度曲線同氧量分布曲線相一致，呈“W”型分布，爐膛中心、兩側(cè)NOx排放濃度大，其他區(qū)域NOx排放濃度相對偏低。另外，相對于爐右側(cè)燃燒器，爐左側(cè)燃燒器嚴(yán)重風(fēng)量不足。

600 MW負(fù)荷下，鍋爐實際運行氧量為3.1%，平均NOx排放濃度達813 mg／m3（修正到O2體積分?jǐn)?shù)為6%，干基，標(biāo)態(tài)），平均CO排放體積分?jǐn)?shù)高達1 213 μL／L，飛灰可燃物達 6%～7%。 此外，由于燃燒器參數(shù)設(shè)置不合理、配風(fēng)不均，導(dǎo)致燃燒器出口及水平煙道掛渣，再熱蒸汽減溫水量大且兩側(cè)偏差大，飛灰可燃物偏高，鍋爐效率偏低等一系列問題，低氮燃燒系統(tǒng)改造后，通過鍋爐燃燒優(yōu)化調(diào)整試驗優(yōu)化配置各個燃燒器運行參數(shù)顯得尤為重要。

3 低氮燃燒系統(tǒng)燃燒優(yōu)化調(diào)整試驗

為了便于分析燃燒器改造后的鍋爐性能，試驗在設(shè)計煤種盤縣貧煤下進行，煤質(zhì)化驗結(jié)果見表1。

表1 入爐煤工業(yè)分析和元素分析

3.1 主燃燒器二次風(fēng)、四次風(fēng)調(diào)風(fēng)盤調(diào)整

燃燒器內(nèi)設(shè)有套筒式擋板用來調(diào)節(jié)二次風(fēng)、四次風(fēng)風(fēng)量。二次風(fēng)調(diào)風(fēng)盤在四次風(fēng)調(diào)風(fēng)筒內(nèi)部，用于調(diào)節(jié)進入二次風(fēng)調(diào)風(fēng)筒的風(fēng)量。四次風(fēng)調(diào)風(fēng)盤用于調(diào)節(jié)進入四次風(fēng)調(diào)風(fēng)筒的風(fēng)量，即四次風(fēng)量。四次風(fēng)為直流風(fēng)，布置在二次風(fēng)、三次風(fēng)中間，通過調(diào)整四次風(fēng)風(fēng)量控制三次風(fēng)混入主燃燒器氣流的時間。此次低氮燃燒器改造后，取消了四次風(fēng)噴口。由于二次風(fēng)調(diào)風(fēng)筒布置在四次風(fēng)調(diào)風(fēng)筒內(nèi)部，低氮燃燒器改造后，四次風(fēng)調(diào)風(fēng)盤與二次風(fēng)盤共同用于調(diào)整進入二次風(fēng)調(diào)風(fēng)筒的二次風(fēng)量。

表2 主燃燒器二、四次風(fēng)調(diào)風(fēng)盤開度調(diào)整試驗結(jié)果

二次風(fēng)主要用于維持穩(wěn)定的火焰形狀及燃料揮發(fā)分析出燃燒所需要的空氣，本項目入爐煤為盤縣貧煤，揮發(fā)分較低，燃燒初始燃燒所需要的空氣較少。當(dāng)二次風(fēng)開度較小時，煤粉氣流的外部的回流很明顯，能夠很好地卷吸周圍的高溫?zé)煔?，有利于煤粉穩(wěn)燃；當(dāng)二次風(fēng)開度較大時，燃燒器整體旋流強度明顯增大，煤粉氣流的內(nèi)部中心回流較為明顯，而外部回流相對變?nèi)酰物L(fēng)過早強烈的混合將不利于煤粉的穩(wěn)燃。從表2中可以看到，在工況3中，隨著二次風(fēng)、四次風(fēng)的降低，鍋爐飛灰可燃物及NOx排放濃度呈明顯下降趨勢，飛灰可燃物由6.7%降低至5.4%；NOx排放濃度由 812.9 mg／m3降低至 651.0 mg／m3。另外，從工況4可以看出，由于二次風(fēng)、四次風(fēng)風(fēng)量較小，其對燃燒器均衡配風(fēng)影響效果較??；相反，由于二次風(fēng)、四次風(fēng)的平衡調(diào)節(jié)，增大了燃燒器煤粉氣流內(nèi)部中心回流區(qū)，二次風(fēng)過早的混入主燃燒器煤粉氣流中，導(dǎo)致NOx排放及飛灰可燃物偏高。

3.2 主燃燒器二次風(fēng)旋流強度調(diào)整

每一燃燒器均配置一臺旋流調(diào)節(jié)器，旋流調(diào)節(jié)器為50°葉輪，調(diào)節(jié)50°葉輪的軸向位置即可改變進入燃燒器的直流二次風(fēng)與旋流二次風(fēng)的比例，進而調(diào)節(jié)二次風(fēng)的旋流強度。主燃燒器二次風(fēng)旋流強度的調(diào)整結(jié)果見表3。

表3 主燃燒器旋流強度調(diào)整試驗結(jié)果

通過表3來看，雖然二次風(fēng)量占總二次風(fēng)的比例較小，但是因為其離一次風(fēng)煤粉氣流最近，二次風(fēng)旋流強度對鍋爐飛灰含碳量、CO排放、NOx排放影響比較大。隨著主燃燒器50°葉輪的推進，通過燃燒器的直流二次風(fēng)減少，旋流二次風(fēng)增大，燃燒器二次風(fēng)整體旋流強度增加，二次風(fēng)卷吸能力增強，燃料著火提前，飛灰含碳量、CO排放、NOx排放均呈降低趨勢。試驗中，當(dāng)50°葉輪由氣流最前端1／2處推進至氣流最前端時（旋流強度最大），CO排放體積分?jǐn)?shù)由1 032 μL／L 降 低 至 778.2 μL／L，NOx排 放 濃 度 由645.8 mg／m3降低至 584.0 mg／m3，飛 灰可 燃物由5.2%降低至4.55%。試驗過程中，燃燒器50°葉輪推進至氣流最前端時，燃燒器最高金屬壁溫在570℃左右，能夠保證燃燒器的穩(wěn)定安全運行。

3.3 主燃燒器三次風(fēng)調(diào)風(fēng)盤調(diào)整

鍋爐采用大風(fēng)箱兩側(cè)進風(fēng)，在同一層5只燃燒器參數(shù)設(shè)置一致的情況下，各燃燒器的進風(fēng)量并不相同，這導(dǎo)致了沿爐膛寬度上的氧量偏差，爐膛出口氧量沿爐膛寬度方向呈“W”型分布，并且總體呈鍋爐A側(cè)氧量高、B側(cè)氧量低的趨勢。燃燒器三次風(fēng)葉片為固定不可調(diào)式葉片，運行調(diào)整中，通過調(diào)整各個燃燒器的三次風(fēng)調(diào)風(fēng)盤開度調(diào)節(jié)各個燃燒器的三次風(fēng)量，進而有效的均衡各個燃燒器的風(fēng)量分布，降低飛灰可燃物及CO、NOx排放。

表4 主燃燒器三次風(fēng)調(diào)風(fēng)盤調(diào)整試驗結(jié)果

根據(jù)省煤器出煙道O2及CO的分布曲線，優(yōu)化各個燃燒器三次風(fēng)調(diào)風(fēng)盤的開度?？紤]到爐膛出口氧量沿爐膛寬度方向呈“W”型分布，并且總體呈鍋爐A側(cè)氧量高、B側(cè)氧量低的趨勢，工況10采用了全關(guān)中間3號燃燒器三次風(fēng)調(diào)風(fēng)盤，關(guān)小兩側(cè)1、5號燃燒器三次風(fēng)調(diào)風(fēng)盤，開大2，4號燃燒器三次風(fēng)調(diào)風(fēng)盤的配風(fēng)方式。氧量分布均勻后，改善了燃燒器局部缺氧和富氧的問題，煤粉燃盡度增加，CO排放體積分?jǐn)?shù)由調(diào)整初期的 1 212.7 μL／L降低至78.2 μL／L，NOx質(zhì)量濃度由調(diào)整初期的 812.91 mg／m3降低至508.8 mg／m3，飛灰可燃物由調(diào)整初期的6.7%降低至3.65%。

3.4 分離式燃盡風(fēng)（SOFA）調(diào)整

新增加的SOFA燃燒器為直流燃燒器，可利用其剛性穿透火焰中心，充分與爐內(nèi)上升煙氣混合，使煙氣中的未燃盡碳和CO燃盡。SOFA風(fēng)能否與爐內(nèi)煙氣形成強烈的混合擾動，是有效降低CO排放及飛灰可燃物的關(guān)鍵因素。SOFA風(fēng)前后墻布置，每墻布置8個噴口。

表5 分離式燃盡風(fēng)（SOFA）調(diào)整試驗結(jié)果

當(dāng)燃盡風(fēng)量過少時，分級燃燒的作用不明顯，NOx降低程度有限；當(dāng)燃盡風(fēng)量足夠時，有大量的未燃盡煤粉顆粒進入燃盡區(qū)，如果燃盡風(fēng)與未燃盡煤粉顆粒無法充分混合并形成有效的混合擾動，則會造成飛灰可燃物及CO排放偏高，鍋爐效率偏低的問題。通過工況13可以看到，通過提高熱二次風(fēng)箱壓力，提高了SOFA風(fēng)量和出口動量，進而加強了燃盡風(fēng)與爐膛內(nèi)煙氣的混合和擾動，能夠?qū)Ox和飛灰可燃物有效的控制在較低的水平。

工況11，通過降低中間SOFA風(fēng)噴口擋板開度平衡爐膛截面O2分布，導(dǎo)致飛灰可燃物及CO排放顯著升高。當(dāng)個別燃盡風(fēng)噴口風(fēng)速過低時，無法使整個SOFA系統(tǒng)與爐內(nèi)形成有效的充分混合，導(dǎo)致鍋爐飛灰可燃物及CO排放偏高。

4 低氮燃燒系統(tǒng)燃燒優(yōu)化調(diào)整效果

圖6～8為鍋爐低氮燃燒系統(tǒng)燃燒優(yōu)化調(diào)整后SCR進口煙道沿水平方向O2—CO分布曲線、O2—NOx分布曲線，以及鍋爐低氮燃燒系統(tǒng)燃燒優(yōu)化調(diào)整前后高再管壁溫度分布曲線高再管壁溫度分布曲線。鍋爐低氮燃燒系統(tǒng)改造后，低氮燃燒系統(tǒng)通過燃燒優(yōu)化調(diào)整，SCR進口煙道沿水平方向O2、CO及NOx分布趨于均勻，同時，通過燃燒優(yōu)化調(diào)整，有效避免了高再管壁溫度超溫現(xiàn)象。

圖6 優(yōu)化后SCR進口O2—CO分布曲線

圖7 優(yōu)化后SCR進口O2—NOx分布曲線

圖8 優(yōu)化調(diào)整前后高再管壁溫度分布曲線

鍋爐低氮燃燒系統(tǒng)改造后，再熱器壁溫超溫嚴(yán)重，超溫測點主要集中在再熱器中心區(qū)域，主汽及再熱蒸汽減溫水量也較改造前增大一倍。這主要是由于低氮燃燒系統(tǒng)改造后，無論是在爐膛高度方向還是寬度方向，單個燃燒器一次風(fēng)與二次風(fēng)、燃盡風(fēng)的混合時間都發(fā)生推遲，主燃燒器火焰的射流長，各個燃燒器配風(fēng)不均，導(dǎo)致下爐膛主燃燒區(qū)個別區(qū)域未燃盡煤粉顆粒及CO過高，在燃盡區(qū)，燃盡風(fēng)不足以均衡氧化各個區(qū)域主燃燒區(qū)生成的未燃盡煤粉顆粒及CO，導(dǎo)致個別區(qū)域再熱器壁溫超溫。根據(jù)爐膛出口氧量及CO的分布情況，優(yōu)化調(diào)整各個燃燒器的風(fēng)量配比；同時，適當(dāng)提高熱風(fēng)風(fēng)箱壓力，提高SOFA噴口出口動量，加強燃盡風(fēng)與爐膛內(nèi)煙氣的混合和擾動，能夠有效控制再熱器壁溫及主、再熱蒸汽減溫水量。通過調(diào)整，再熱器金屬壁溫最高點由600℃降低至570～580℃，保證了鍋爐運行的安全性。

5 結(jié)論

對于配置B＆W渦流式低氮燃燒器的600 MW對沖燃燒貧煤鍋爐，通過對燃燒器三、四次風(fēng)之間的風(fēng)筒進行裁割，并增加喇叭口節(jié)流圈減小三、四次風(fēng)通流面積；取消低位燃盡風(fēng)OFA系統(tǒng)，增加直流高位分離式燃盡風(fēng)SOFA系統(tǒng)，在保證燃燒經(jīng)濟性及安全性基礎(chǔ)上，能夠有效地降低鍋爐NOx排放，降低幅度高達65%。

低氮燃燒系統(tǒng)改造后，燃燒器主火焰與燃盡風(fēng)的混合時間推遲，各個燃燒器配風(fēng)的不均會導(dǎo)致燃燒器極度富氧或者貧氧問題的產(chǎn)生，導(dǎo)致飛灰可燃物、CO及NOx排放偏高。通過各個燃燒器三次風(fēng)調(diào)風(fēng)盤的調(diào)整，提高鍋爐煙爐膛寬度和深度方向上氧量分布的均勻性是解決此類問題的關(guān)鍵。

針對燃燒貧煤的旋流燃燒器，燃燒初始燃燒所需要的空氣較少，燃燒器二次風(fēng)、四次風(fēng)調(diào)風(fēng)盤開度關(guān)小，煤粉氣流外部回流明顯，利于煤粉穩(wěn)燃，同時，鍋爐飛灰可燃物及NOx排放濃度隨著燃燒器二次風(fēng)、四次風(fēng)調(diào)風(fēng)盤開度關(guān)小呈下降趨勢。

在保證燃燒器壁溫不超溫的前提下，推進主燃燒器50°葉輪，通過燃燒器的直流二次風(fēng)減少，旋流二次風(fēng)增大，燃燒器二次風(fēng)整體旋流強度增加，二次風(fēng)卷吸能力增強，燃料著火提前，飛灰含碳量、CO排放和NOx排放量均呈降低趨勢。

對于配置直流分離式燃盡風(fēng)SOFA系統(tǒng)的對沖燃燒鍋爐，通過提高熱二次風(fēng)箱壓力，提高了SOFA風(fēng)量和出口動量，進而加強燃盡風(fēng)與爐膛內(nèi)煙氣的混合和擾動，能夠?qū)Ox和飛灰可燃物有效地控制在較低的水平。

通過對燃燒器進行低氮燃燒系統(tǒng)改造和優(yōu)化運行調(diào)整，使得鍋爐NOx排放由改造前1 100～1 200 mg／m3降低至 450 mg／m3，CO 體積分?jǐn)?shù)降至27.7 μL／L，飛灰可燃物降至 2.3%，鍋爐效率提高1.66%，從而達到了高效燃燒和低污染物排放的效果。同時，再熱器管壁溫度超溫的問題也得到了有效控制。燃燒器改造及鍋爐燃燒優(yōu)化調(diào)整經(jīng)驗，值得同類型機組參考。