盧福平，王 虎，李國彬

(1.國家能源集團(tuán)上灣熱電廠，內(nèi)蒙古 鄂爾多斯 017209；2.神華集團(tuán)循環(huán)流化床技術(shù)研發(fā)中心，陜西 西安 710065;3.沈陽金山能源股份有限公司金山熱電分公司，遼寧 沈陽 110000)

0 引 言

循環(huán)流化床(CFB)燃燒技術(shù)具有煤種適應(yīng)性強(qiáng)、低成本環(huán)保控制性能等技術(shù)優(yōu)勢，近年來在我國得到了廣泛應(yīng)用[1-2],循環(huán)流化床(CFB)鍋爐技術(shù)以其燃料適應(yīng)性廣、爐內(nèi)污染物控制低成本等突出特點，近年來在我國得到了快速發(fā)展[1-2]。截止2019年底，我國已投產(chǎn)的100 MW以上容量等級CFB鍋爐470余臺，總裝機(jī)接近9000萬kW，其中超臨界CFB機(jī)組累計投產(chǎn)40余臺，即將跨入超超臨界時代[2]。隨著我國CFB鍋爐技術(shù)研發(fā)、設(shè)計制造、安裝調(diào)試及運行管理水平的不斷提高，鍋爐安全可靠性和運行經(jīng)濟(jì)性得到明顯改善，但CFB鍋爐大型化后(超)寬爐膛截面尺寸大幅增加，且為了保證二次風(fēng)有效穿透深度，布風(fēng)板長度可達(dá)15～30 m，實爐運行實踐表明大型CFB鍋爐燃燒均勻性控制較為困難[3-4]。

現(xiàn)有的CFB鍋爐燃燒均勻性研究多集中在鍋爐單一部件的設(shè)計優(yōu)化和實驗研究[5-14]，研究取得的結(jié)果往往難以直接應(yīng)用到大型CFB鍋爐實爐優(yōu)化。黃中等人[12]分析了一臺300 MW CFB鍋爐外循環(huán)回路循環(huán)量和爐膛物料濃度的偏差特性，提出了進(jìn)行旋風(fēng)分離器入口煙道改造和中心筒改型來消除床溫偏差。王泉海等人[13]測量了一臺300 MW CFB鍋爐雙側(cè)進(jìn)風(fēng)時布風(fēng)的不均勻性，提出了對布風(fēng)板中間區(qū)域芯管進(jìn)行阻力優(yōu)化來改善布風(fēng)均勻性。張文清[14]研究了一臺600 MW超臨界CFB鍋爐外循環(huán)回路的非均勻特性，提出了合理配置鍋爐配風(fēng)及給煤量分布來保證CFB鍋爐燃燒均勻性的運行優(yōu)化措施。然而，針對大型CFB鍋爐燃燒均勻性的多部件設(shè)計優(yōu)化及系統(tǒng)性協(xié)同改造的報道相對較少。

基于此，本文針對一臺150 MW CFB鍋爐實際運行中存在的床溫偏高及床溫偏差較大、屏式過熱器管屏易超溫、NOx原始排放量高、燃燒均勻性較差等問題，進(jìn)行了系統(tǒng)性分析和研究，結(jié)合實際情況實施了相關(guān)設(shè)備技術(shù)改造，有效提升了爐內(nèi)燃燒均勻性，顯著降低了環(huán)保運行成本，床溫偏差得到有效改善，屏式過熱器管屏出口壁溫可控制在合理范圍。研究結(jié)果可為大型CFB鍋爐結(jié)構(gòu)設(shè)計與運行優(yōu)化提供參考。

1 設(shè)備簡介

某電廠一臺150 MW CFB鍋爐采用單布風(fēng)板單爐膛、2臺汽冷型旋風(fēng)分離器M型布置，爐前6點給煤，爐后4點排渣。鍋爐前墻布置8片屏式過熱器和4片屏式再熱器。

鍋爐采用雙側(cè)進(jìn)風(fēng)的水冷風(fēng)室結(jié)構(gòu)，布風(fēng)板尺寸(寬×深)為19.5 m×3.7 m；采用二次風(fēng)分級布置，其中下二次風(fēng)口距離布風(fēng)板高度為1 m，上二次口距離布風(fēng)板高度為4.2 m；脫硫方式采用爐內(nèi)石灰石脫硫，脫硝方式采用爐內(nèi)低溫燃燒抑氮及SNCR。

表1 鍋爐設(shè)計煤種及實際煤種

2 存在問題及原因

電廠CFB鍋爐設(shè)計床溫為895 ℃，實際運行床溫為945 ℃，個別床溫測點可達(dá)到997 ℃。因床溫偏高及床溫均勻性較差，鍋爐存在高溫結(jié)焦風(fēng)險，且鍋爐NOx原始排放量較高，爐內(nèi)脫硫及SNCR脫硝單耗較高，同時爐內(nèi)屏式過熱器各屏出口壁溫偏差較大，各屏最外側(cè)的壁溫測點的最高值與最低值之差為44 ℃，同屏管間也存在較大的壁溫偏差。為合理控制床溫，減小屏式過熱器壁溫偏差及脫硫脫硝單耗，采用給煤量非均勻供給、二次風(fēng)非均勻配風(fēng)及增加一次風(fēng)量等方式進(jìn)行了運行調(diào)整，但鍋爐運行結(jié)果表明其對問題的解決成效極為有限。

分析認(rèn)為，鍋爐實際煤種與設(shè)計值偏差較大，且燃料成灰特性相對較差，造成爐內(nèi)循環(huán)灰量相對不足，爐內(nèi)現(xiàn)有的受熱面布置無法滿足煤質(zhì)變化帶來的床溫控制需要，風(fēng)室采用兩側(cè)進(jìn)風(fēng)，且風(fēng)帽型式單一，導(dǎo)致鍋爐床溫偏高且床溫偏差較大，從而影響CFB鍋爐爐內(nèi)燃燒均勻性及脫硫抑氮效果，對布置在爐前的屏式過熱器各屏及同屏管屏吸熱量也造成較大偏差。另外，鍋爐二次風(fēng)穿透能力不足，導(dǎo)致爐內(nèi)二次風(fēng)分級燃燒效果減弱，NOx原始排放量偏高。

3 解決措施及方案

3.1 布風(fēng)板風(fēng)帽分區(qū)

CFB鍋爐通過布風(fēng)板及風(fēng)帽產(chǎn)生足夠的壓降來保證鍋爐均勻布風(fēng)和流化。為提高布風(fēng)均勻性及流化質(zhì)量，實施布風(fēng)板風(fēng)帽分區(qū)改造，從而降低床溫及床溫偏差。鍋爐布風(fēng)板風(fēng)帽分區(qū)布置示意圖如圖1所示。從圖中可以看出，布風(fēng)板分為三個區(qū)域，分別是四周區(qū)域(A區(qū))、過渡區(qū)域(B區(qū))和中間區(qū)域(C區(qū))，其中B區(qū)位于A區(qū)與C區(qū)之間。風(fēng)帽采用精密鑄件，風(fēng)帽鐘罩外部結(jié)構(gòu)與原設(shè)計相同，鐘罩頂部采用焊接固定。

圖1 鍋爐布風(fēng)板風(fēng)帽分區(qū)布置示意圖

布風(fēng)板A區(qū)采用阻力系數(shù)較小的大風(fēng)量風(fēng)帽，鐘罩采用10孔，從而加強(qiáng)貼壁流的擾動；B區(qū)采用過渡風(fēng)帽，鐘罩采用9孔；C區(qū)采用阻力系數(shù)較大的風(fēng)帽，鐘罩采用8孔。實施布風(fēng)板風(fēng)帽分區(qū)后，爐膛中間區(qū)域(B區(qū))的風(fēng)帽阻力系數(shù)將明顯增加。另外，對給煤口、返料口區(qū)域的風(fēng)帽阻力也進(jìn)行局部優(yōu)化，在排渣口附近增加導(dǎo)向風(fēng)帽，防止局部床料顆粒的沉積，有效改善布風(fēng)質(zhì)量，使得爐內(nèi)流化均勻，從而有效消除床溫偏差。

3.2 二次風(fēng)深度分級

為強(qiáng)化鍋爐二次風(fēng)穿透性能，實現(xiàn)二次風(fēng)深度分級，進(jìn)一步降低鍋爐NOx原始排放，實施了二次風(fēng)深度分級改造。圖2是二次風(fēng)深度分級布置示意圖。改造后將原設(shè)計的二次風(fēng)口高度進(jìn)行了提高，其中下二次風(fēng)口高度距離布風(fēng)板為1 m，上二次風(fēng)口高度距離布風(fēng)板為7.2 m，且對二次風(fēng)箱及風(fēng)管開孔進(jìn)行相應(yīng)調(diào)整和封堵。上二次風(fēng)各風(fēng)管同時增設(shè)擺動調(diào)節(jié)裝置，可對進(jìn)入爐膛的二次風(fēng)射入角度進(jìn)行調(diào)整，從而提高二次風(fēng)調(diào)整的靈活性。

圖2 二次風(fēng)深度分級布置示意圖

在布風(fēng)板風(fēng)帽分區(qū)和二次風(fēng)深度分級等改造實施的同時，對鍋爐尾部受熱面還進(jìn)行了清灰處理。改造實施后鍋爐進(jìn)行了燃燒優(yōu)化調(diào)整。

4 實施效果評估

4.1 鍋爐主要運行參數(shù)

表2為鍋爐90%負(fù)荷工況下BECR工況下主要運行參數(shù)。從圖中可以看出，鍋爐實施改造后，鍋爐主要運行參數(shù)運行穩(wěn)定良好，各項性能指標(biāo)達(dá)標(biāo)，且鍋爐主蒸汽溫度和再熱蒸汽溫度較改造前有所提高。

表2 鍋爐90%負(fù)荷BECR的鍋爐工況下主要運行參數(shù)

4.2 鍋爐床溫及偏差

為分析鍋爐床溫的均勻性，定義鍋爐床溫標(biāo)準(zhǔn)差σ(℃)衡量床溫的離散程度[13]

(1)

式中tr——床溫測量值/℃；

tc——床溫平均值/℃。

表3是90%負(fù)荷工況下改造前后鍋爐床溫及均勻性。從表中可以看出，鍋爐平均床溫由改造前的945.9 ℃降低至改造后的917.7 ℃，平均床溫下降了約28 ℃；床溫最高值由改造前的997.7 ℃降低至改造后的966 ℃，下降了31 ℃，床溫標(biāo)準(zhǔn)差由改造前的40.0 ℃下降至33.2 ℃，下降了7 ℃。由此可見，實施改造后床溫及均勻性得到較為明顯的改善。

表3 90%負(fù)荷工況下鍋爐床溫及均勻性

4.3 屏式過熱器出口壁溫偏差

圖3為屏式過熱器出口壁溫偏差及標(biāo)準(zhǔn)差。從圖中可以看出，鍋爐實施改造后，屏式過熱器各屏出口壁溫平均值整體水平得到明顯改善，尤其是位于爐膛左右兩側(cè)的屏式過熱器其壁溫增加幅度較為明顯。各屏出口壁溫的平均值由改造前的515 ℃提高到改造后的525 ℃，提高了10 ℃。屏式過熱器同屏管間壁溫偏差最大值由改造前的8～38 ℃降低至改造后的4～23 ℃，同屏管間壁溫標(biāo)準(zhǔn)差由改造前的3～13.7 ℃下降至1.4～7.8 ℃。分析認(rèn)為，改造后爐內(nèi)流化性能及燃燒均勻性得到有效改善，溫度場分布更加均勻，使得爐膛上部屏式過熱器管屏吸熱偏差得到有效控制。

圖3 屏式過熱器出口壁溫偏差及標(biāo)準(zhǔn)差

4.4 爐膛燃燒均勻性

圖4是改造前后鍋爐爐內(nèi)流場及二次風(fēng)穿透性的模擬結(jié)果。從圖中可以看出，鍋爐實施改造后，爐膛底部還原區(qū)較改造前明顯增加，由于還原區(qū)內(nèi)處于較低氧量運行，對鍋爐床溫和NOx原始排放控制有較好的作用，達(dá)到二次風(fēng)深度分級效果。由于二次風(fēng)口位置的提高，位于二次風(fēng)口出口的背壓隨著下降，二次風(fēng)進(jìn)入爐膛的穿透深度增加，穿透性能得到明顯改善，使得爐膛上部煙氣擾動增強(qiáng)，混合更加均勻，也提高了爐內(nèi)脫硫反應(yīng)效率，加強(qiáng)了焦炭顆粒的燃盡。

圖4 鍋爐爐內(nèi)流場及二次風(fēng)穿透性

圖5是改造前后鍋爐灰渣含碳量。圖中飛灰和底渣含碳量分別為改造前后為期一個月的統(tǒng)計數(shù)據(jù)。從圖中可以看出，鍋爐實施改造后，在維持爐膛氧量不變的基礎(chǔ)上，由于爐內(nèi)燃燒均勻性改善，鍋爐飛灰含碳量明顯下降，由改造前的4.2%下降至改造后的2.7%，底渣含碳量也有所下降，由改造前的2.5%下降至1.1%。分析認(rèn)為，盡管二次風(fēng)口高度的提高增加了底部還原區(qū)高度，但由于布風(fēng)更加均勻，強(qiáng)化了爐膛底部燃燒性能，從而可有效消除二次風(fēng)口高度的提高對鍋爐燃燒的影響。

圖5 鍋爐灰渣含碳量

4.5 環(huán)保運行成本

表4是鍋爐脫硫脫硝單耗情況。從表中可以看出，改造后鍋爐爐內(nèi)脫硫和SNCR脫硝單耗明顯下降，鍋爐燃燒均勻性的提高，有效降低了鍋爐環(huán)保運行成本。爐內(nèi)脫硫單耗由改造前的36 g/(kWh)降低至改造后的26.4 g/(kWh)，降低約27%；鍋爐NOx原始排放由改造前的284 mg·Nm-3下降至237.5 mg·Nm-3；SNCR脫硝單耗由改造前的0.62 g·(kWh)-1降低至改造后的0.23 g/(kWh)，降低約60%。

表4 鍋爐脫硫脫硝單耗

5 結(jié) 論

(1)對于雙側(cè)進(jìn)風(fēng)的150MW CFB鍋爐實施布風(fēng)板風(fēng)帽分區(qū)、二次風(fēng)深度分級等改造后，爐內(nèi)燃燒均勻性得到了明顯改善。

(2)通過CFB鍋爐燃燒均勻性優(yōu)化與實踐，高負(fù)荷下鍋爐床溫可控制在917 ℃，此時鍋爐床溫標(biāo)準(zhǔn)差為33 ℃，爐內(nèi)屏式過熱器同屏管間出口壁溫偏差可控制在23 ℃，脫硫脫硝單耗分別為26.4 g/(kWh)和0.23 g/(kWh)。

(3)在布風(fēng)均勻性的基礎(chǔ)上進(jìn)行二次風(fēng)深度分級改造，可有效消除由于二次風(fēng)口高度的提高帶來的還原區(qū)域增大對爐內(nèi)高效燃燒及灰渣含碳量的不利影響。