董信光，孔慶雨，孫 健，張利孟，劉豪杰

冷煙氣再循環(huán)對(duì)鍋爐深度調(diào)峰能力影響

董信光1，孔慶雨2，孫 健1，張利孟1，劉豪杰3

（1.國網(wǎng)山東省電力公司電力科學(xué)研究院，山東 濟(jì)南 250003； 2.華電國際電力股份有限公司鄒縣發(fā)電廠，山東 濟(jì)寧 273522； 3.山東電力工業(yè)鍋爐壓力容器檢驗(yàn)中心有限公司，山東 濟(jì)南 250003）

某電廠5號(hào)鍋爐為670 t/h超高壓自然循環(huán)鍋爐，為提高機(jī)組深度調(diào)峰能力，安裝冷煙氣再循環(huán)系統(tǒng)，以滿足機(jī)組深度調(diào)峰期間鍋爐運(yùn)行安全經(jīng)濟(jì)、環(huán)保排放合格。經(jīng)過對(duì)一次冷煙氣再循環(huán)量、二次冷煙氣再循環(huán)量的調(diào)整優(yōu)化，機(jī)組最低負(fù)荷由50 %降至34 %額定負(fù)荷，選擇性催化還原（SCR）系統(tǒng)入口煙溫達(dá)到316 ℃，再熱蒸汽溫度為519 ℃，一次冷煙氣再循環(huán)量為2.0×104 m3/h，二次冷煙氣再循環(huán)量為2.5×104 m3/h，機(jī)組運(yùn)行穩(wěn)定，SCR系統(tǒng)工作正常，深度調(diào)峰能力大幅度提高。

超高壓；自然循環(huán)鍋爐；深度調(diào)峰；冷煙氣再循環(huán)；SCR系統(tǒng)入口煙溫；再熱汽溫

目前煙氣再循環(huán)技術(shù)主要用在2個(gè)方面：一是將冷煙氣摻入制粉系統(tǒng)中降低終端的含氧量，提高制粉系統(tǒng)的防爆能力，如在燃用煙煤鍋爐摻燒褐煤過程中以及貧煤鍋爐改燒煙煤中[1-3]，但這個(gè)技術(shù)主要用在負(fù)壓的中儲(chǔ)式制粉系統(tǒng)上；另外一種是冷煙氣通過專用噴口或爐底送入爐內(nèi)以降低NO排放[4]和在二次再熱鍋爐中用來調(diào)節(jié)再熱汽溫[5-6]。華電某電廠5號(hào)鍋爐為提高鍋爐深度調(diào)峰能力，安裝了冷煙氣再循環(huán)設(shè)備，將冷煙氣分別送入一次風(fēng)和二次風(fēng)系統(tǒng)中，以提高鍋爐的深度調(diào)峰狀態(tài)下的綜合性能。通過一次冷煙氣循環(huán)量、二次冷煙氣循環(huán)量的調(diào)整、優(yōu)化，使選擇性催化還原（SCR）系統(tǒng)入口煙溫和再熱汽溫明顯升高，NO排放降低，5號(hào)鍋爐深度調(diào)峰工況下的經(jīng)濟(jì)性和安全性有效提升。

1 設(shè)備簡(jiǎn)介

華電某電廠5號(hào)鍋爐為WGZ 670/13.7-6型超高壓、一次中間再熱、自然循環(huán)、單爐膛Π型布置、固態(tài)排渣、正壓直吹式制粉系統(tǒng)，配有5臺(tái)中速磨煤機(jī)，采用四角切向燃燒方式，并采用低氮燃燒器+ SCR系統(tǒng)進(jìn)行煙氣脫硝。原設(shè)計(jì)和校核煤質(zhì)為褐煤，由于當(dāng)?shù)睾置簠T乏，目前主要燃用東北褐煤與蒙東煙煤的混煤，具體煤質(zhì)分析見表1。

表1 燃煤特性

Tab.1 Proximate analysis of the coal

5號(hào)鍋爐低氮燃燒器改造后，存在再熱汽溫偏低（低負(fù)荷工況再熱汽溫偏低更多），SCR系統(tǒng)入口煙溫余量小，低負(fù)荷穩(wěn)燃能力降低等問題。為響應(yīng)火電機(jī)組參與深度調(diào)峰政策，經(jīng)過充分論證，在5號(hào)鍋爐上設(shè)計(jì)安裝了冷煙氣再循環(huán)系統(tǒng)，以提高機(jī)組深度調(diào)峰鍋爐運(yùn)行的經(jīng)濟(jì)性和安全性。

冷煙氣再循環(huán)系統(tǒng)包括一次冷煙氣再循環(huán)和二次冷煙氣再循環(huán)，冷煙氣均取自引風(fēng)機(jī)之后，脫硫增壓風(fēng)機(jī)之前的凈煙氣，冷煙氣總量為鍋爐BMCR工況煙氣量的15%。兩路冷煙氣分別再循環(huán)至空氣預(yù)熱器（空預(yù)器）入口的一次風(fēng)聯(lián)絡(luò)風(fēng)道和二次風(fēng)聯(lián)絡(luò)風(fēng)道，其中一次冷煙氣占比6%，二次冷煙氣占比9%，兩路冷煙氣量可根據(jù)實(shí)際需求靈活調(diào)節(jié)。另外，兩路冷煙氣各配一臺(tái)100%容量增壓風(fēng)機(jī)，分別稱為一次冷煙氣再循環(huán)風(fēng)機(jī)和二次冷煙氣再循環(huán)風(fēng)機(jī)，并都配變頻電機(jī)。一次冷煙氣再循環(huán)風(fēng)機(jī)為離心式高壓風(fēng)機(jī)，設(shè)計(jì)壓頭為21.45 kPa，風(fēng)量為54 720 m3/h(標(biāo)況，下同)，轉(zhuǎn)速為1 480 r/min；二次冷煙氣再循環(huán)風(fēng)機(jī)為離心式風(fēng)機(jī)，設(shè)計(jì)壓頭為9.49 kPa，風(fēng)量為82 080 m3/h，轉(zhuǎn)速為1 480 r/min。冷煙氣再循環(huán)系統(tǒng)還包括風(fēng)機(jī)擋板控制系統(tǒng)、煙氣流量計(jì)、氧分析儀、溫度計(jì)以及其他輔助設(shè)備。具體工藝流程如圖1所示。

圖1 冷煙氣再循環(huán)工藝流程

2 試驗(yàn)方法

5號(hào)鍋爐采用高灰型SCR工藝，工作溫度為300~420 ℃，當(dāng)SCR系統(tǒng)入口煙溫低于300 ℃時(shí)，噴氨裝置自動(dòng)退出，NO排放超標(biāo)；當(dāng)鍋爐運(yùn)行在40 %額定負(fù)荷時(shí)，鍋爐再熱汽溫僅為505 ℃，遠(yuǎn)低于設(shè)計(jì)值540 ℃，如再降低負(fù)荷，再熱汽溫則無法保證，需切除高壓加熱器提升汽溫，經(jīng)濟(jì)性較差；同時(shí)由于煤質(zhì)變化，導(dǎo)致5號(hào)鍋爐的穩(wěn)燃性降低。

5號(hào)鍋爐深度調(diào)峰的約束條件為：SCR系統(tǒng)入口煙溫不小于300 ℃；鍋爐再熱汽溫達(dá)到520 ℃；鍋爐燃料效率較高，爐側(cè)輔機(jī)電耗合理；穩(wěn)燃性好，爐膛壓力波動(dòng)小，不出現(xiàn)爆燃和滅火[7]。

在以上約束條件中，SCR系統(tǒng)入口煙溫、再熱蒸汽溫度、鍋爐燃料效率、鍋爐側(cè)輔機(jī)廠用電率均為量化指標(biāo)，而穩(wěn)燃特性的量化采用爐膛壓力波動(dòng)范圍和火檢強(qiáng)度[8-9]。通過現(xiàn)場(chǎng)燃燒擾動(dòng)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)：5號(hào)鍋爐各層模擬量火檢強(qiáng)度的一致性較好；火檢強(qiáng)度整體的變化與爐膛壓力波動(dòng)一致，兩者耦合性強(qiáng)；任一層燃燒器3支火檢強(qiáng)度低于85%，或爐膛壓力波動(dòng)超過400 Pa時(shí)，可觀察到鍋爐燃燒不穩(wěn)，故將模擬量火檢強(qiáng)度和爐膛壓力波動(dòng)范圍作為鍋爐穩(wěn)燃量化指標(biāo)，觸發(fā)任一條件即認(rèn)為鍋爐燃燒不穩(wěn)[10-11]。

5號(hào)鍋爐深度調(diào)峰目標(biāo)負(fù)荷為32%額定負(fù)荷。針對(duì)以上量化指標(biāo)，根據(jù)設(shè)備狀況和運(yùn)行人員操作習(xí)慣，統(tǒng)籌考慮各運(yùn)行可控因素[12-14]，確定試驗(yàn)方法如下：1）5號(hào)機(jī)組采用運(yùn)行人員習(xí)慣性操作方式，鍋爐負(fù)荷保持在50%額定負(fù)荷，在此基礎(chǔ)工況下，逐步投入冷煙氣再循環(huán)系統(tǒng)，保持各約束條件足夠余量；2）分別對(duì)一次、二次以及一次和二次組合的冷煙氣再循環(huán)量進(jìn)行調(diào)整優(yōu)化，找出最佳的冷煙氣運(yùn)行方式；3）將鍋爐負(fù)荷降至40%額定負(fù)荷，在以上調(diào)整的基礎(chǔ)上再進(jìn)一步調(diào)整優(yōu)化，然后保持5號(hào)鍋爐穩(wěn)定運(yùn)行，繼續(xù)降低鍋爐負(fù)荷至32%，分析并微調(diào)以保證鍋爐運(yùn)行穩(wěn)定、經(jīng)濟(jì)。試驗(yàn)調(diào)整工況見表2。

表2 優(yōu)化調(diào)整試驗(yàn)過程

Tab.2 The optimization and adjustment test process

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

5號(hào)鍋爐50%額定負(fù)荷采用習(xí)慣性運(yùn)行方式，主蒸汽流量為321 t/h，SCR系統(tǒng)入口溫度為312 ℃，在此運(yùn)行方式下依次投入一次、二次冷煙氣再循環(huán)，并進(jìn)行優(yōu)化調(diào)整。

3.1 鍋爐50% 額定負(fù)荷下的測(cè)試結(jié)果分析

由于A、B 層燃燒器安裝有微油點(diǎn)火助燃，50%負(fù)荷運(yùn)行時(shí)，運(yùn)行人員習(xí)慣投用A、B和C磨煤機(jī)運(yùn)行，這種運(yùn)行方式火焰中心最低，導(dǎo)致各段煙溫和蒸汽溫度低，因此改變磨煤機(jī)組合方式可以使火焰中心上升，有利于提高SCR系統(tǒng)入口煙溫和再熱蒸汽溫度[15-16]。因此建議投D磨煤機(jī)，停A磨煤機(jī)，即B、C和D磨煤機(jī)運(yùn)行，將此運(yùn)行方式定為習(xí)慣性運(yùn)行方式。

在50%負(fù)荷下，對(duì)投用一次冷煙氣再循環(huán)、二次冷煙氣再循環(huán)、以及一次和二次冷煙氣再循環(huán)同時(shí)投用3種工況下5號(hào)鍋爐的經(jīng)濟(jì)性和安全性等進(jìn)行計(jì)算分析。圖2為SCR系統(tǒng)入口煙溫隨冷煙氣再循環(huán)體積流量的變化趨勢(shì)。從圖2可以看出：3種冷煙氣再循環(huán)投用方式均可提升SCR系統(tǒng)入口煙氣溫度，但提升效果不同，其中投用二次冷煙氣再循環(huán)對(duì)提升SCR系統(tǒng)入口煙溫效果明顯好于其他兩種方式；投用一次和二次冷煙氣再循環(huán)組合方式對(duì)SCR系統(tǒng)入口煙溫的影響效果接近一次冷煙氣再循環(huán)方式。因此僅從提高SCR系統(tǒng)入口煙溫看采用二次冷煙氣再循環(huán)最經(jīng)濟(jì)，效果最好。對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，可得出SCR系統(tǒng)入口煙溫與二次冷煙氣循環(huán)量和一次、二次冷煙氣組合方式的關(guān)系分別如式(1)和式(2)所示。

式中：SCR為SCR系統(tǒng)入口煙溫，℃；2gas為二次冷煙氣再循環(huán)流量，m3/h；Tgas為一次和二次冷煙氣再循環(huán)流量，m3/h。

圖2 SCR系統(tǒng)入口煙溫隨冷煙氣再循環(huán)體積流量變化趨勢(shì)

圖3為3種冷煙氣再循環(huán)投運(yùn)方式對(duì)SCR系統(tǒng)入口NO質(zhì)量濃度的影響規(guī)律。由圖3可以看出：一次冷煙氣再循環(huán)的投入，使SCR系統(tǒng)入口NO質(zhì)量濃度從370 mg/m3降為215 mg/m3，下降幅度為155 mg/m3；而二次冷煙氣再循環(huán)和一次/二次冷煙氣組合方式分別降低了55 mg/m3和125 mg/m3。由此可見，一次冷煙氣再循環(huán)對(duì)SCR系統(tǒng)入口NO質(zhì)量濃度的影響最為明顯。

圖3 SCR系統(tǒng)入口NOx質(zhì)量濃度隨冷煙氣再循環(huán)體積流量變化趨勢(shì)

圖4為再熱汽溫隨冷煙氣再循環(huán)體積流量的變化趨勢(shì)。由圖4可以看出，二次冷煙氣再循環(huán)對(duì)提高再熱汽溫效果較為明顯。需要說明的是，采用一次和二次冷煙氣組合方式，雖然再循環(huán)冷煙氣量增加，但對(duì)提高再熱汽溫效果不如單獨(dú)采用二次冷煙氣。分析認(rèn)為：低負(fù)荷時(shí)大量冷煙氣的匯入，降低了爐膛燃燒溫度，燃燒強(qiáng)度降低，導(dǎo)致爐膛出口煙溫下降幅度較大，這一點(diǎn)可從爐膛壓力波動(dòng)和火檢強(qiáng)度變化得到印證。

圖4 再熱汽溫隨冷煙氣再循環(huán)體積流量變化趨勢(shì)

對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，可得出SCR系統(tǒng)入口煙溫與二次冷煙氣循環(huán)量和一次、二次冷煙氣組合方式的關(guān)系分別如式(3)和式(4)所示。

式中，RH為再熱蒸汽溫度，℃。

圖5為3種工況下爐側(cè)輔機(jī)廠用電率的變化趨勢(shì)。由圖5可以看出，隨著煙氣流量的增加，爐側(cè)輔機(jī)廠用電率正比例增加，其規(guī)律性比較一致。由于一次冷煙氣再循環(huán)風(fēng)機(jī)靜壓升較高，在低冷煙氣流量的情況下，所耗功率要高于二次冷煙氣再循環(huán)風(fēng)機(jī)。

圖5 鍋爐側(cè)輔機(jī)廠用電率隨冷煙氣再循環(huán)體積流量變化趨勢(shì)

圖6為爐膛壓力波動(dòng)幅度隨冷煙氣再循環(huán)體積流量的變化趨勢(shì)。由圖6可以看出：在投用一次冷煙氣再循環(huán)的工況下，爐膛壓力波動(dòng)基本不變，主要原因是一次冷煙氣再循環(huán)量占比少，鍋爐燃燒沒有受到較大擾動(dòng)；在投用二次冷煙氣再循環(huán)時(shí)，爐膛壓力波動(dòng)發(fā)生明顯變化，并呈現(xiàn)兩段不同的變化趨勢(shì)，二次冷煙氣再循量小于4×104m3/h時(shí)爐膛壓力基本不受影響，但大于該值時(shí)則影響明顯，并且二次冷煙氣再循環(huán)量越大影響越明顯；一次和二次冷煙氣再循環(huán)組合方式下，由于再循環(huán)冷煙氣量較大，對(duì)爐膛壓力產(chǎn)生較大影響，尤其是總煙氣量達(dá)到9×104m3/h時(shí)，對(duì)爐內(nèi)燃燒已經(jīng)產(chǎn)生明顯擾動(dòng)，燃燒器平均火檢強(qiáng)度明顯減弱。

圖6 爐膛壓力波動(dòng)幅度隨冷煙氣再循環(huán)體積流量變化趨勢(shì)

對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，可得出爐側(cè)輔機(jī)廠用電率與一次冷煙氣循環(huán)、二次冷煙氣循環(huán)和一次、二次冷煙氣組合方式的關(guān)系分別如式(5)、式(6)和式(7)所示。

式中，bap為爐側(cè)輔機(jī)廠用電率，%。

圖7為D層火檢強(qiáng)度隨冷煙氣再循環(huán)體積流量的變化趨勢(shì)。由圖7可以看出：冷煙氣再循環(huán)對(duì)D層火檢強(qiáng)度的影響也具有分段性，一次冷煙氣再循環(huán)的分界點(diǎn)為3.5×104m3/h，二次冷煙氣再循環(huán)的分界點(diǎn)為5.5×104m3/h，一次和二次冷煙氣組合方式下分界點(diǎn)為8.0×104m3/h；冷煙氣再循環(huán)流量小于分界點(diǎn)時(shí)D層火檢基本不受影響，大于分界點(diǎn)時(shí)則火檢強(qiáng)度明顯降低。

圖7 D層火檢強(qiáng)度隨冷煙氣再循環(huán)體積流量的變化趨勢(shì)

圖8為排煙溫度隨冷煙氣再循環(huán)體積流量的變化趨勢(shì)。從圖8可以看出，隨著冷煙氣再循環(huán)量的增加，排煙溫度上升，而且二次冷煙氣再循環(huán)對(duì)排煙溫度的影響更為敏感。對(duì)比圖2和圖8可以發(fā)現(xiàn)，冷煙氣再循環(huán)對(duì)排煙溫度的影響，與SCR系統(tǒng)入口煙溫的影響具有一致性。

圖8 排煙溫度隨冷煙氣再循環(huán)體積流量變化趨勢(shì)

圖9為鍋爐燃料效率隨冷煙氣再循環(huán)體積流量的變化趨勢(shì)。

圖9 鍋爐燃料效率隨冷煙氣再循環(huán)體積流量的變化趨勢(shì)

從圖9可以看出，隨著冷煙氣再循環(huán)量的增加，鍋爐燃料效率下降，這與其他文獻(xiàn)的試驗(yàn)結(jié)果一致[2-3]。分析認(rèn)為：由于試驗(yàn)過程中保持氧量不變，造成鍋爐燃料效率變化的主要因素為排煙溫度和飛灰可燃物含量，通過數(shù)據(jù)分析發(fā)現(xiàn)，一次冷煙氣再循環(huán)對(duì)鍋爐飛灰可燃物含量影響較大，對(duì)排煙溫度影響較小，而二次冷煙氣再循環(huán)則相反。

對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，可得出鍋爐燃料效率與一次冷煙氣循環(huán)、二次冷煙氣循環(huán)和一次、二次冷煙氣組合方式的關(guān)系分別如式(8)、式(9)和式(10)所示。

由50%額定負(fù)荷下的測(cè)試結(jié)果可以看出，3種冷煙氣再循環(huán)對(duì)鍋爐主要參數(shù)影響規(guī)律有所區(qū)別，一次冷煙氣再循環(huán)對(duì)火檢強(qiáng)度、爐膛壓力波動(dòng)幅度的影響較為敏感，二次冷煙氣再循環(huán)對(duì)SCR系統(tǒng)入口煙溫、排煙溫度、再熱汽溫和NO排放質(zhì)量濃度的敏感性較高。

從爐膛壓力波動(dòng)和火檢強(qiáng)度上分析冷煙氣再循環(huán)對(duì)鍋爐安全性的影響可知，50%額定負(fù)荷下，一次冷煙氣再循環(huán)量要求小于3.5×104m3/h，二次冷煙氣再循環(huán)量要求小于5.5×104m3/h，一次和二次冷煙氣組合方式要求小于8.0×104m3/h。當(dāng)鍋爐負(fù)荷再繼續(xù)降低時(shí)，冷煙氣再循環(huán)量要相應(yīng)減少。

考慮不同冷煙氣再循環(huán)流量對(duì)鍋爐燃料效率、爐側(cè)輔機(jī)廠用電率、再熱汽溫、SCR系統(tǒng)入口NO質(zhì)量濃度變化的影響，其他機(jī)組供電煤耗計(jì)算均采用優(yōu)化試驗(yàn)期間DCS數(shù)據(jù)(該優(yōu)化試驗(yàn)在2017年11月初進(jìn)行)。通過對(duì)該機(jī)組在不同冷煙氣再循環(huán)流量下供電煤耗進(jìn)行測(cè)算和尋優(yōu)，得出在50%額定負(fù)荷下最佳工況為僅投入二次冷煙氣再循環(huán)，煙氣流量為3.85×104m3/h，在這個(gè)工況下整個(gè)機(jī)組的經(jīng)濟(jì)性最好。

3.2 鍋爐40%額定負(fù)荷下的測(cè)試結(jié)果分析

依據(jù)50%額定負(fù)荷測(cè)試結(jié)果分析，為確保5號(hào)鍋爐安全穩(wěn)定運(yùn)行，40%額定負(fù)荷以下的試驗(yàn)方法為：將二次冷煙氣再循環(huán)量保持在3.0×104m3/h，然后逐漸提高一次冷煙氣再循環(huán)量，根據(jù)實(shí)際運(yùn)行狀況，適當(dāng)調(diào)整優(yōu)化一次、二次冷煙氣再循環(huán)量。

隨著一次冷煙氣再循環(huán)量的上升，各主要參數(shù)的變化規(guī)律與50%額定負(fù)荷工況下的變化規(guī)律一致。需要說明的是：在未投入冷煙氣再循環(huán)時(shí)，磨煤機(jī)出口風(fēng)溫控制在80 ℃左右；隨著一次冷煙氣再循環(huán)量增加至3.0×104m3/h時(shí)，磨煤機(jī)出口風(fēng)溫可提高至110 ℃以降低排煙溫度，提高穩(wěn)燃能力；但考慮到制粉系統(tǒng)安全性等因素，最終磨煤機(jī)出口風(fēng)溫控制在100 ℃左右，在這種狀態(tài)下鍋爐穩(wěn)定運(yùn)行在40%額定負(fù)荷，SCR系統(tǒng)入口煙溫達(dá)到322 ℃，再熱汽溫達(dá)到525 ℃，鍋爐整體經(jīng)濟(jì)性和安全性較好。在40%額定負(fù)荷下，僅考慮對(duì)一次冷煙氣再循環(huán)量比較敏感的因素，即爐側(cè)廠用電率和鍋爐燃料效率的變化趨勢(shì)，對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合獲得式(11)和式(12)。

在保證機(jī)組安全穩(wěn)定的基礎(chǔ)上，對(duì)機(jī)組供電煤耗進(jìn)行尋優(yōu)，獲得在40%額定工況下一次冷煙氣最佳再循環(huán)量為2.15×104m3/h，二次冷煙氣最佳再循環(huán)量為3.00×104m3/h。

隨著鍋爐負(fù)荷繼續(xù)降低，爐膛煙氣溫度水平降低，從穩(wěn)燃角度出發(fā)減少冷煙氣再循環(huán)對(duì)鍋爐燃燒的影響，保持鍋爐運(yùn)行穩(wěn)定，將冷煙氣再循環(huán)量再降低15%左右，即總冷煙氣再循環(huán)量不超過5×104m3/h，分別在37%額定負(fù)荷和34%額定負(fù)荷2個(gè)試驗(yàn)工況下進(jìn)行測(cè)試。

在37%額定負(fù)荷下，保持一次冷煙氣再循環(huán)風(fēng)量為2.50×104m3/h，二次冷煙氣再循環(huán)風(fēng)量為 2.45×104m3/h，磨煤機(jī)出口風(fēng)溫為105 ℃，爐膛壓力保持平穩(wěn)，最大波動(dòng)幅度為255 Pa，火檢強(qiáng)度在80 %以上，沒有頻繁波動(dòng)和閃爍，鍋爐能夠穩(wěn)定運(yùn)行，主要約束參數(shù)SCR系統(tǒng)入口煙溫為318.2 ℃，再熱汽溫達(dá)到520 ℃左右，鍋爐效率為92.12%，鍋爐運(yùn)行狀態(tài)較好。

繼續(xù)降低鍋爐負(fù)荷至34%額定負(fù)荷，在冷煙氣再循環(huán)量和磨煤機(jī)出口風(fēng)溫（105 ℃）不變的情況下，爐膛壓力波動(dòng)增加，最大波動(dòng)幅度達(dá)到315 Pa，并且D層火檢強(qiáng)度降低明顯，D3燃燒器火檢強(qiáng)度降低至70%，飛灰含碳量明顯上升至4.3%。由于機(jī)組DCS中沒有一次風(fēng)速在線數(shù)據(jù)，經(jīng)現(xiàn)場(chǎng)觀察著火情況，決定適當(dāng)降低一次風(fēng)量，先減少一次冷煙氣再循環(huán)量，當(dāng)將一次冷煙氣再循環(huán)量降至2.0×104m3/h時(shí)，鍋爐的運(yùn)行狀況明顯好轉(zhuǎn)，鍋爐爐膛壓力波動(dòng)降低，火檢明顯增強(qiáng)，飛灰可燃物降至2.4%，同時(shí)SCR系統(tǒng)入口煙溫為316 ℃，鍋爐運(yùn)行狀態(tài)良好。

在35%額定負(fù)荷工況下，通過機(jī)組供電煤耗測(cè)算推薦一次冷煙氣最佳再循環(huán)量為2.00×104m3/h，二次冷煙氣最佳再循環(huán)量為2.50×104m3/h。另外，需要說明的是，在冬季運(yùn)行期間，為防止尾部煙道低溫腐蝕而提高排煙溫度，可以適當(dāng)提高二次冷煙氣再循環(huán)量，但二次冷煙氣再循環(huán)量不能超過該工況下的臨界值4.5×104m3/h，以保證鍋爐的安全穩(wěn)定運(yùn)行。

4 結(jié) 論

1）一次和二次冷煙氣再循環(huán)在提升鍋爐深度調(diào)峰能力方面作用效果不同。一次冷煙氣再循環(huán)降低NO的生成效果明顯，二次冷煙氣再循環(huán)在有效提升SCR系統(tǒng)入口煙溫和再熱蒸汽溫度方面效果明顯。

2）各負(fù)荷下，冷煙氣再循環(huán)對(duì)鍋爐燃燒的影響存在突變現(xiàn)象，即冷煙氣再循環(huán)量存在臨界值，當(dāng)冷煙氣量小于臨界值時(shí)，鍋爐燃燒基本不受影響，但超過臨界值時(shí)對(duì)鍋爐燃燒擾動(dòng)明顯。一次冷煙氣再循環(huán)量過大時(shí)會(huì)導(dǎo)致煤粉著火點(diǎn)遠(yuǎn)離燃燒器噴口，燃燒器脫火，同時(shí)鍋爐飛灰可燃物急劇上升。二次冷煙氣再循環(huán)量過大時(shí)會(huì)導(dǎo)致爐膛溫度降低，爐膛壓力波動(dòng)加劇。

3）冷煙氣再循環(huán)會(huì)導(dǎo)致廠用電率上升和鍋爐效率下降，使機(jī)組經(jīng)濟(jì)性降低。其中一次冷煙氣再循環(huán)對(duì)廠用電率影響明顯，二次冷煙氣再循環(huán)對(duì)鍋爐效率影響明顯。

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Influence of cold flue gas recirculation on depth peak-load regulation capacity of boiler

DONG Xinguang1, KONG Qingyu2, SUN Jian1, ZHANG Limeng1, LIU Haojie3

(1. Shandong Electric Power Research Institute, Jinan 250003, China; 2. Huadian International Zouxian Power Plant, Jining 273522, China; 3. Shandong Electric Power Industrial Boiler Pressure Vessel Inspection Center Co., Ltd., Jinan 250003, China)

The No. 5 boiler in a power plant is a 670 t/h ultra high pressure natural circulation boiler. In order to improve the depth peak-load regulation capacity of the unit, cold flue gas recirculation system was installed to meet the environmental protection emission standard and run in safety and economic state. Through adjustment and optimization on flow rate of the primary cold gas recirculation and the secondary cold flue gas, the minimum stable load of the unit was reduced from 50% to 34% of the rated load, the flue gas temperature at the SCR denitration system inlet was 316 ℃, the reheat steam temperature reached 519 ℃, the flow rate of the primary cold gas recirculation was 2.0×104 m3/h, and the flow rate of the secondary cold flue gas was 2.5×104 m3/h. Therefore, the unit ran stably, the SCR denitration system worked normally, and the depth peak-load regulation capacity of the unit was improved dramatically.

ultra high pressure, natural circulation boiler, depth peak-load regulation, cold flue gas recirculation, flue gas temperature at the SCR denitration system inlet, reheat steam temperature

TK227

B

10.19666/j.rlfd.201809184

董信光, 孔慶雨, 孫健, 等. 冷煙氣再循環(huán)對(duì)鍋爐深度調(diào)峰能力影響[J]. 熱力發(fā)電, 2019, 48(5): 126-132. DONG Xinguang, KONG Qingyu, SUN Jian, et al. Influence of cold flue gas recirculation on depth peak-load regulation capacity of boiler[J]. Thermal Power Generation, 2019, 48(5): 126-132.

2018-09-10

董信光(1974—)，男，碩士，研究員，主要研究方向?yàn)殡娬惧仩t燃燒調(diào)整、鍋爐節(jié)能技術(shù)等，13685313293@126.com。

（責(zé)任編輯 馬昕紅）