黃權(quán)浩， 孫培波， 李德波

（1. 廣東電力發(fā)展股份有限公司沙角A 電廠， 廣東 東莞 523936；2. 中國能源建設(shè)集團(tuán)華北電力試驗(yàn)研究院有限公司， 天津 300162；3. 廣東電科院能源技術(shù)有限責(zé)任公司， 廣州 510080）

0 引言

目前空氣分級燃燒是一種成熟且應(yīng)用最廣泛的降低NOX排放量的燃燒技術(shù)[1-6]， 該技術(shù)的主要原理是將主燃燒區(qū)的部分二次風(fēng)移至原有火焰中心的上方， 通過減少主燃燒區(qū)的供氧量， 來減少燃料型氮氧化物和熱力型氮氧化物的生成[7-8]。引至上方的分離燃盡風(fēng)在所在標(biāo)高處與煙氣再次混合燃燒。 但是， 分離燃盡風(fēng)系統(tǒng)的改造不僅要考慮鍋爐降低氮氧化物排放的要求， 也是整個鍋爐燃燒系統(tǒng)重新設(shè)計和優(yōu)化的過程。

燃燒系統(tǒng)在設(shè)計時， 一方面需要對主燃燒區(qū)重新進(jìn)行評估， 以保證合適的燃料及空氣流速，并對改變的熱交換率進(jìn)行校核， 以保證整個系統(tǒng)能與機(jī)組日常運(yùn)行情況相符， 在保證效率的同時改善主燃燒區(qū)的結(jié)焦?fàn)顩r。 另一方面在設(shè)計引至主燃燒區(qū)上方的分離燃盡風(fēng)時， 其位置、 噴射速度以及噴口形式都非常重要， 這些因素將直接影響燃盡風(fēng)與爐內(nèi)煙氣的混合效果， 在燃盡風(fēng)標(biāo)高處的合理混合是降低燃燒過程中可能會出現(xiàn)的高CO 濃度、 高UBC（爐膛出口飛灰含碳量）等情況的關(guān)鍵所在， 也是保證鍋爐效率的重要手段， 同時保障了爐膛出口以后的煙氣流向及煙氣溫度達(dá)到最理想的狀態(tài)。

由于采用空氣分級， 爐膛主燃燒區(qū)域氧量不足， 會產(chǎn)生大量的CO 及未燃盡的焦炭等可燃物，而后期通入的燃盡風(fēng)雖然可以明顯降低未燃盡可燃物的含量， 但噴入爐內(nèi)的空氣不能到達(dá)所有區(qū)域， 還有一部分可燃物直接離開燃盡區(qū)域， 未能充分燃盡。 在現(xiàn)場調(diào)試過程中發(fā)現(xiàn)， 低NOX排放會導(dǎo)致未燃盡碳含量高且燃燒效率低， NOX排放量控制得越低， 未燃盡碳含量大大增加， CO 排放量大幅上升， 鍋爐效率會降低， 這種以犧牲鍋爐效率換取低NOX排放量是不可取的[9-11]。

本文通過墻式布置燃盡風(fēng)技術(shù)在某發(fā)電廠320 MW 四角切圓煤粉鍋爐上的成功應(yīng)用， 深度分析了墻式布置燃盡風(fēng)技術(shù)對NOX質(zhì)量濃度、 CO等未燃盡可燃物體積分?jǐn)?shù)、 飛灰可燃物、 鍋爐效率和鍋爐兩側(cè)汽溫偏差變化的影響。

1 鍋爐改造

1.1 設(shè)備概況

某發(fā)電廠5 號鍋爐為上海鍋爐廠生產(chǎn)制造，亞臨界壓力、 一次再熱控制循環(huán)汽包爐， 采用中速直吹式制粉系統(tǒng)， 四角切圓燃燒， 固態(tài)排渣，平衡通風(fēng)， 全鋼架懸吊結(jié)構(gòu)， 單爐膛露天布置?；剞D(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器（未考慮預(yù)留脫硝）。 爐底下集箱標(biāo)高為6 500 mm， 最上排燃燒器噴口中心線標(biāo)高25 432 mm， 距分隔屏屏底距離18 288 mm，最下排燃燒器噴口中心標(biāo)高19.296 mm， 至冷灰斗轉(zhuǎn)角距離為4 526 mm。 鍋爐采用的是正壓直吹式冷一次風(fēng)機(jī)制粉系統(tǒng)， 共設(shè)置5 臺磨煤機(jī)， 4運(yùn)1 備。

1.2 改造方案

本項目鍋爐低氮燃燒系統(tǒng)改造方案基于空氣分級原理， 主要分為主燃燒區(qū)噴口改造和增加SOFA（分離式燃盡風(fēng)系統(tǒng)）。

1.2.1 鍋爐主燃燒區(qū)改造

（1）噴口改造： 包括5 層一次風(fēng)噴口、 8 層二次風(fēng)噴口的更換。 改造前后各層一次風(fēng)噴口中心標(biāo)高、 噴口截面積、 切圓方向均不變， 一次風(fēng)噴口的周界風(fēng)噴口面積減小為原來的70%， 上層輔助風(fēng)噴口截面積減小為原來的50%， 中層輔助風(fēng)噴口截面積減小為原來的65%， 噴口面積的減少通過調(diào)整噴口的高度實(shí)現(xiàn)。 為保證燃燒器正常擺動， 所有噴口中心線保持和原來一致， 中間和上部的輔助風(fēng)噴口偏置角度與原來一致， 底層輔助風(fēng)噴口保持現(xiàn)有狀態(tài)不變， 3 層油槍層二次風(fēng)噴口標(biāo)高、 切圓方向均不改變， 截面積減小為原來的65%。 本次改造僅對噴口外筒進(jìn)行更換， 內(nèi)部油槍等保持不變， 改造前后各噴口截面積如表1所示。

表1 改造前后燃燒器噴口截面積mm

（2）風(fēng)箱風(fēng)門改造： 改造各層噴口所對應(yīng)的風(fēng)門， 使其有效通流面積減少50%。 對于雙葉片風(fēng)門， 拆除兩葉片轉(zhuǎn)軸之間的連桿， 固定其中一個葉片轉(zhuǎn)軸（從動軸）， 并保持該葉片完全閉合， 僅保留另一葉片轉(zhuǎn)軸（主動軸）動作， 從而達(dá)到減少50%通流面積的目的； 對于單葉片風(fēng)門， 把風(fēng)門擋板左右兩側(cè)（不含轉(zhuǎn)軸）割掉一部分以減小風(fēng)門有效面積， 使有效通流面積減少50%。

改造前后主燃燒區(qū)燃燒器噴口對比見圖1。

圖1 改造前后燃燒器噴口對比

1.2.2 SOFA 系統(tǒng)改造

在鍋爐標(biāo)高33.5 m 位置增加一層分離式SOFA 系統(tǒng)， 采用墻式布置， 其中， 鍋爐前后墻各布置3 只噴口， 左右墻各布置2 只噴口， 共10只噴口。 SOFA 系統(tǒng)噴口平面布置如圖2 所示。

針對四角切圓的爐型， 鍋爐兩側(cè)煙溫偏差是一個典型問題， 其根源是燃燒器的四角布置型式所帶來的煙氣殘余旋轉(zhuǎn)[12]。 墻式布置分離式燃盡風(fēng)噴口， 由于與主燃燒區(qū)二次風(fēng)噴口布置有所區(qū)別， 進(jìn)風(fēng)方向不同， 會對自下而上螺旋式上升的煙氣產(chǎn)生劇烈擾動， 同時， 新的燃盡風(fēng)噴口布置方式能夠使燃盡風(fēng)噴口標(biāo)高處爐膛界面的二次風(fēng)平均流速更高， 進(jìn)而延長了風(fēng)粉氣流在爐內(nèi)的停留時間。 因此， 墻式布置燃盡風(fēng)噴口， 一方面混合更均勻， 燃燒更充分， 進(jìn)而顯著降低鍋爐飛灰可燃物及排煙溫度； 另一方面， 與煙氣的劇烈充分?jǐn)_動打破了主燃燒區(qū)殘余旋轉(zhuǎn)， 建立起新的動態(tài)平衡， 煙氣經(jīng)過該爐膛截面后， 無論是流向還是煙溫都較改造前更為理想。 通過各分離式燃盡風(fēng)調(diào)節(jié)擋板開度來平衡鍋爐兩側(cè)煙溫， 使得鍋爐受熱面壁溫及蒸汽溫度都得到較大改善。

圖2 SOFA 噴口平面布置

1.2.3 傳統(tǒng)角式布置與墻式布置燃盡風(fēng)的技術(shù)差異

（1）相較于常規(guī)角式布置燃盡風(fēng)技術(shù)， 墻式布置燃盡風(fēng)技術(shù)能夠使所有燃盡風(fēng)噴口布置在最理想的標(biāo)高， 能夠兼顧風(fēng)率和高度2 個變量， 使得鍋爐NOX排放及飛灰燃盡率均在最佳水平。 另外， 燃盡風(fēng)從水冷壁四周進(jìn)入爐膛， 能夠加強(qiáng)煙風(fēng)混合， 且覆蓋范圍比角式燃盡風(fēng)更廣， 進(jìn)而能夠最大限度地降低飛灰可燃物。

（2）相較于常規(guī)角式布置燃盡風(fēng)技術(shù)， 墻式燃盡風(fēng)布置在水冷壁四面墻中心附近， 而此處是爐膛主旋轉(zhuǎn)氣流最弱的地方， 在此處噴入墻式燃盡風(fēng)， 氣流受鍋爐主氣流順帶的影響大大減弱，有足夠的剛性來抵抗主旋轉(zhuǎn)氣流， 進(jìn)而大幅度消除煙氣旋轉(zhuǎn)。 因此， 墻式燃盡風(fēng)在解決鍋爐煙溫、汽溫偏差方面優(yōu)于角式布置燃盡風(fēng)技術(shù)。

（3）角式布置燃盡風(fēng)技術(shù)在爐膛充滿度、 切圓燃燒的良好程度方面要優(yōu)于墻式布置燃盡風(fēng)技術(shù)； 而墻式布置燃盡風(fēng)技術(shù)在補(bǔ)氣條件良好、 水冷壁結(jié)渣傾向降低、 壁面熱負(fù)荷降低等方面具有明顯優(yōu)勢。 另外， 采用角式布置燃盡風(fēng)， 燃盡風(fēng)射流剛性較弱， 射流流速和剛度在噴出不久就會大幅衰減， 到達(dá)火焰中心時的射流剛度很差， 或者根本到不了爐膛火焰中心， 進(jìn)而不利于飛灰可燃物及爐膛出口CO 排放的控制。

2 鍋爐改造后燃燒優(yōu)化調(diào)整

2.1 主燃燒區(qū)過量空氣系數(shù)調(diào)整

在鍋爐滿負(fù)荷時， 維持爐膛出口氧含量在3.2%左右， 調(diào)整SOFA 擋板及二次風(fēng)擋板開度，調(diào)節(jié)主燃燒區(qū)與SOFA 風(fēng)量分配比例， 研究主燃燒區(qū)過量空氣系數(shù)變化（燃盡風(fēng)率變化）對鍋爐NOX排放及鍋爐燃燒經(jīng)濟(jì)性的影響。 如圖3 所示， 主燃燒區(qū)過量空氣系數(shù)從0.93 逐漸降低到0.90， 在此過程中， 主燃燒器區(qū)域燃燒減弱， 局部出現(xiàn)還原性氣氛， 從而抑制了燃燒初期的燃料氮向NOX的轉(zhuǎn)換， 同時， 燃燒中心溫度降低也減小了熱力型NOX的生成速率， 兩者共同實(shí)現(xiàn)了爐膛出口低NOX排放。

圖3 主燃燒區(qū)過量空氣系數(shù)變化對NO X 排放及鍋爐燃燒經(jīng)濟(jì)性的影響

當(dāng)主燃燒區(qū)域過量空氣系數(shù)繼續(xù)降低至0.90以下時， 造成燃燒器區(qū)域局部出現(xiàn)較為嚴(yán)重的缺氧燃燒現(xiàn)象， 煤粉不完全燃燒加劇， 雖然此時強(qiáng)還原氣氛抑制了NOX生成量， 但同時大量的未燃盡煤粉顆粒在上爐膛區(qū)域劇烈燃燒， 提高了該區(qū)域的NOX生成量， 最終造成爐膛出口NOX排放濃度降低幅度減緩。 此外， 爐膛不完全燃燒造成的飛灰含碳量迅速升高， 鍋爐燃燒經(jīng)濟(jì)性降低。

在進(jìn)行低氮燃燒調(diào)整過程中， 雖然可以通過調(diào)節(jié)SOFA 擋板開度達(dá)到降低爐膛出口NOX排放濃度的目的， 但當(dāng)主燃燒區(qū)域的過量空氣系數(shù)過低時， 不僅顯著降低鍋爐燃燒經(jīng)濟(jì)性， 而且還原性氣氛易造成灰熔點(diǎn)降低， 引起鍋爐嚴(yán)重結(jié)焦以及水冷壁的還原性腐蝕等[13]。 目前的研究結(jié)果表明， 最佳主燃燒區(qū)域過量空氣系數(shù)受爐型、 燃燒器類型、 燃盡風(fēng)位置、 入爐煤質(zhì)以及運(yùn)行習(xí)慣等多種因素影響， 因此在實(shí)際調(diào)整過程中， 應(yīng)注意平衡低氮排放與鍋爐燃燒經(jīng)濟(jì)性之間的關(guān)系[14-17]。

2.2 鍋爐運(yùn)行氧量調(diào)整

在鍋爐滿負(fù)荷時， 維持鍋爐主燃燒區(qū)過量空氣系數(shù)在0.91～0.92， 調(diào)整鍋爐運(yùn)行氧量， 在鍋爐主燃燒區(qū)過量空氣系數(shù)一定的工況下， 研究該鍋爐運(yùn)行氧量變化對鍋爐NOX排放及鍋爐燃燒經(jīng)濟(jì)性的影響， 如圖4 所示。

圖4 鍋爐運(yùn)行氧量變化對NO X 排放及鍋爐燃燒經(jīng)濟(jì)性的影響

在主燃燒區(qū)過量空氣系數(shù)不變的狀態(tài)下， 隨著鍋爐運(yùn)行氧量的增加， 鍋爐NOX排放量也在增加。 鍋爐運(yùn)行氧量由2.6%增加至3.0%時， 鍋爐NOX增加幅度較平緩， 但是， 飛灰可燃物降低幅度較明顯。 這主要是由于： 在主燃燒區(qū)過量空氣系數(shù)不變的狀態(tài)下， 鍋爐運(yùn)行氧量的增加主要通過增加SOFA 風(fēng)量來實(shí)現(xiàn)。 SOFA 風(fēng)量增大時， 燃盡風(fēng)剛性增大， 與煙氣的混合擾動增強(qiáng)， 燃盡區(qū)域氧化燃燒更加充分， 進(jìn)而大幅度降低了飛灰可燃物； 同時， 由于燃盡區(qū)域溫度較低， 燃料型及熱力型NOX生成量較少。

當(dāng)氧量由3.0%繼續(xù)增大時， 燃盡區(qū)溫度進(jìn)一步降低， 飛灰可燃物不再呈繼續(xù)降低趨勢， 同時， 大量未參與氧化反應(yīng)的SOFA 混入上爐膛，導(dǎo)致鍋爐NOX排放增長趨勢明顯。

2.3 鍋爐風(fēng)箱爐膛差壓調(diào)整

在鍋爐滿負(fù)荷時， 控制鍋爐主燃燒區(qū)過量空氣系數(shù)在0.91～0.92， 鍋爐運(yùn)行氧量2.8%～3.0%，調(diào)整SOFA 與二次風(fēng)擋板開度， 研究鍋爐風(fēng)箱爐膛差壓變化對鍋爐燃燒經(jīng)濟(jì)性的影響， 見圖5。

圖5 鍋爐風(fēng)箱爐膛差壓變化對鍋爐燃燒經(jīng)濟(jì)性的影響

風(fēng)箱爐膛差壓提高后， 燃盡風(fēng)風(fēng)速提高、 剛性及穿透力增強(qiáng)， 與主燃區(qū)自下而上螺旋式上升的煙氣擾動增強(qiáng)， 延長了風(fēng)粉氣流在爐內(nèi)的停留時間， 進(jìn)而降低了鍋爐飛灰可燃物及CO 排放。

3 改造效果

低氮燃燒系統(tǒng)改造完成并經(jīng)過燃燒調(diào)整后，進(jìn)行了鍋爐NOX排放濃度及鍋爐熱效率的測試，測試結(jié)果見圖6、 圖7。 圖8、 圖9、 圖10 分別為改造前后鍋爐排煙溫度、 飛灰可燃物及爐膛出口左右側(cè)煙溫偏差在不同負(fù)荷下的對比曲線， 圖6—10 中的負(fù)荷率指ECR（連續(xù)經(jīng)濟(jì)出力）占比。

圖6 改造前后鍋爐NO X 排放對比

圖7 改造前后鍋爐熱效率對比

圖8 改造前后鍋爐排煙溫度對比

圖9 改造前后飛灰可燃物對比

圖10 改造前后爐膛出口煙溫偏差

3.1 NO X 排放情況對比

低氮燃燒系統(tǒng)改造后， 鍋爐NOX排放濃度大幅下降， 如圖6 所示， 在各種負(fù)荷下鍋爐NOX排放濃度下降了約48%。

3.2 鍋爐熱效率對比

低氮燃燒系統(tǒng)改造前后， 鍋爐熱效率對比曲線如圖7 所示。 從圖7 可以看出， 低氮燃燒系統(tǒng)改造后， 滿負(fù)荷工況下， 鍋爐效率比改造前提高了1.37%； 75%ECR 負(fù)荷下， 鍋爐效率比改造前提高了1.25%； 50%ECR 負(fù)荷下， 鍋爐效率比改造前提高了0.84%。 低氮燃燒器改造后鍋爐熱效率上升的主要原因是： 新的燃盡風(fēng)系統(tǒng)能夠使燃盡風(fēng)噴口標(biāo)高處爐膛界面的二次風(fēng)平均流速更高， 實(shí)現(xiàn)燃盡風(fēng)與煙氣的劇烈充分?jǐn)_動， 延長風(fēng)粉氣流在爐內(nèi)的停留時間； 墻式布置的燃盡風(fēng)系統(tǒng)在補(bǔ)氣條件良好、 水冷壁結(jié)渣傾向降低、 壁面熱負(fù)荷降低等方面具有明顯優(yōu)勢， 能夠保證鍋爐上爐膛受熱面更加清潔， 進(jìn)而增加上爐膛各受熱面的吸熱量； 墻式布置的燃盡風(fēng)射流剛度較強(qiáng)，改善了角式切圓鍋爐二次風(fēng)、 燃盡風(fēng)射流剛性較弱、 射流流速和廣度衰減過快、 穿透力不足的缺點(diǎn)， 能夠有效抑制爐膛火焰中心的過度提升。 因此， 可以保證飛灰可燃物不升高， 并且大幅度降低了排煙溫度， 進(jìn)而實(shí)現(xiàn)了低氮燃燒系統(tǒng)改造后鍋爐熱效率的大幅提升。

3.3 鍋爐其他運(yùn)行參數(shù)對比

鍋爐燃燒系統(tǒng)改造后， 爐膛水冷壁及尾部受熱面無結(jié)渣現(xiàn)象， 鍋爐汽溫、 汽壓正常， 各金屬受熱面壁溫?zé)o超溫現(xiàn)象。 另外， 鍋爐各負(fù)荷段爐膛出口煙溫偏差由改造前的90～158 ℃降低為15～58 ℃， 主、 再熱蒸汽減溫水量大幅降低， 提高了機(jī)組運(yùn)行的安全性及經(jīng)濟(jì)性。

4 結(jié)論

結(jié)合某發(fā)電廠320 MW 機(jī)組四角切圓燃燒鍋爐墻式布置燃盡風(fēng)技術(shù)改造應(yīng)用實(shí)例， 分析了四角切圓燃燒鍋爐墻式布置燃盡風(fēng)技術(shù)改造對鍋爐NOX排放、 鍋爐熱效率、 爐膛出口煙溫偏差及其他經(jīng)濟(jì)指標(biāo)的影響， 得出以下結(jié)論：

（1）改造后， 鍋爐NOX排放濃度大幅下降， 各負(fù)荷下鍋爐NOX排放濃度下降約48%。

（2）墻式布置燃盡風(fēng)技術(shù)改造后， 能夠?qū)崿F(xiàn)燃盡風(fēng)與煙氣的劇烈充分?jǐn)_動， 打破主燃燒區(qū)生成的殘余旋轉(zhuǎn)， 建立起新的動態(tài)平衡， 煙氣經(jīng)過此爐膛截面后， 無論是流向還是煙溫都較改造前更為理想。 鍋爐各負(fù)荷段爐膛出口煙溫偏差由改造前的90～158 ℃降低為15～58 ℃， 主、 再熱蒸汽減溫水量大幅降低， 提高了機(jī)組運(yùn)行的安全性及經(jīng)濟(jì)性。

（3）墻式布置燃盡風(fēng)技術(shù)改造后， 滿負(fù)荷工況下， 鍋爐熱效率比改造前提高1.37%； 75%ECR負(fù)荷下， 鍋爐熱效率比改造前提高1.25%； 50%ECR 負(fù)荷下， 鍋爐熱效率比改造前提高0.84%。在實(shí)現(xiàn)鍋爐NOX排放減排的同時， 鍋爐熱效率得到大幅度提升， 提高了機(jī)組的運(yùn)行經(jīng)濟(jì)性， 這是角式布置燃盡風(fēng)技術(shù)中所不具備的， 值得同類型機(jī)組參考。