何 翔，馬達夫，金 晶

(1. 上海發(fā)電設備成套設計研究院有限責任公司， 上海 200240；2. 上海理工大學 能源與動力工程學院， 上海 200093)

前后墻旋流對沖燃燒方式在我國大型電站鍋爐中應用廣泛，近年來，隨著鍋爐排放要求的日益嚴格，燃燒器不斷升級追求低NOx排放效果，但同時也帶來了不少負面影響。旋流對沖燃燒方式的特點是燃燒前期擾動強烈、后期擾動較弱[1]，且燃燒器上方只配置1層或2層分離燃盡風(SOFA)，因此這種燃燒方式在燃燒后期的組織較為重要。當主燃區(qū)過于追求低NOx排放效果后，容易造成煙氣中還原性氣體濃度較高，電力工作者和科研人員對這類問題開展了廣泛的研究，主要有以下3方面：機理、技術(shù)改造和燃燒優(yōu)化。

在機理研究方面：許偉剛等[2-3]建立了受熱面腐蝕速率與H2S濃度、腐蝕時間的關系式，發(fā)現(xiàn)未燃盡碳增強了壁面的還原氣氛，CO又強化了H2S的生成；章明川等[4]認為在高溫下，煤粉燃燒以擴散燃燒控制為主，氧氣擴散至碳顆粒表面的能力決定了燃盡的程度；岑可法等[5]發(fā)現(xiàn)高溫下碳顆粒周圍CO較多，且隨著溫度升高，CO濃度升高；趙云華等[6]發(fā)現(xiàn)高溫下碳顆粒被氧化成CO，顆粒團外形成CO的擴散燃燒火焰。這些研究證明高溫腐蝕在高溫即鍋爐在高負荷時最劇烈。

在技術(shù)改造方面：陳敏生等[7]對兩側(cè)墻燃燒器進行了局部改造以降低外二次風的擴散范圍，在前、后墻各加裝3層貼壁風，貼壁風引自二次風母管，其風量占二次風量的7.64%，有效地減弱了兩側(cè)墻的還原氣氛；丘紀華等[8-9]從燃盡風風箱引出二次風作為貼壁風，有效地減弱了貼壁還原氣氛，不會影響主燃區(qū)煤粉的燃燒，雖然NOx排放略有增加，但是仍在可接受的范圍內(nèi)；李春曦等[10]分析了貼壁風對爐膛貼壁煙氣中CO(以下簡稱貼壁CO)和H2S含量的影響，其中貼壁風量約占二次風量2.3%，風速為35 m/s，得到的數(shù)值模擬結(jié)果與技術(shù)改造結(jié)果較為吻合。

然而有些機組不適合改造，如二次風裕量不足等，可采用燃燒優(yōu)化來緩解高溫腐蝕和解決空氣預熱器入口CO濃度較高的問題。夏文靜等[11-12]通過燃燒調(diào)整試驗，使得CO和H2S的含量大幅減少；孫俊威等[13]采用“碗式配風”方式，增加兩側(cè)墻燃燒器的二次風量同時降低外二次風旋流強度，并減小燃盡風門開度以增加主燃區(qū)風量，也有利于減弱兩側(cè)墻壁面的還原氣氛；周科等[14]采取“碗式配風”結(jié)合其他幾種優(yōu)化措施后，水冷壁兩側(cè)墻H2S質(zhì)量濃度從876.5 mg/m3降至352.2 mg/m3；周永剛等[15]通過降低某1 060 MW機組鍋爐兩側(cè)墻旋流燃燒器的一次風粉濃度，同時減小兩側(cè)墻燃燒器的一次風速，再加大兩側(cè)墻燃燒器的二次風量，使得兩側(cè)墻高溫腐蝕減弱。

上述研究較為全面，但是尚存研究空間：首先，前后墻旋流燃燒方式除了水冷壁兩側(cè)墻還原氣氛較強外，還會出現(xiàn)空氣預熱器入口CO濃度較大的問題；其次，上述研究基于機理、燃燒器配風等側(cè)重于鍋爐燃燒器、還原氣氛及灰渣特性本身，屬于靜態(tài)優(yōu)化和技術(shù)改造應用，缺少與機組集控運行的結(jié)合，當前機組大多采用自動發(fā)電控制(AGC)方式運行，機組負荷處于變動過程，燃燒器的熱量輸出也在不斷變化。鑒于此，筆者以某660 MW超超臨界機組前后墻旋流對沖燃燒鍋爐為研究對象，從煤粉細度和燃燒器二次風門擋板開度等方面著手，進行了多個工況的燃燒調(diào)整試驗。在此基礎上，設計熱工邏輯組態(tài)，將主要的調(diào)整參數(shù)投入自動調(diào)節(jié)，以期降低空氣預熱器入口和水冷壁兩側(cè)墻貼壁CO的質(zhì)量濃度。

1 設備簡介

某660 MW燃煤機組的鍋爐為DG2060/26.15-II2型超超臨界參數(shù)變壓直流爐，采用一次再熱、平衡通風、露天布置、固態(tài)排渣、全鋼構(gòu)架、全懸吊結(jié)構(gòu)、Π型布置。配置中速磨煤機直吹式正壓冷一次風制粉系統(tǒng)，每臺鍋爐配6臺磨煤機，其中1臺磨煤機備用。采用低NOx旋流燃燒器，二次風分為內(nèi)二次風和外二次風，2股風在燃燒器內(nèi)同心的環(huán)形通道中噴入爐內(nèi)(外側(cè)為外二次風)，實現(xiàn)分級供風(見圖1)。內(nèi)二次風通道內(nèi)布置有軸向旋流器，使經(jīng)過的二次風產(chǎn)生旋轉(zhuǎn)，旋流器為固定式葉片，傾角為60°。進入每個燃燒器的外二次風量可通過燃燒器上切向布置的葉輪式風門擋板進行調(diào)節(jié)，調(diào)節(jié)外二次風門擋板的開度，即可得到適當?shù)耐舛物L量和外二次風旋流強度。

前、后墻各布置3層旋流燃燒器(A、B、C層燃燒器在前墻，對應的磨煤機分別簡稱為A、B、C磨；D、E、F層燃燒器在后墻，對應的磨煤機分別簡稱為D、E、F磨)，每層6只，共布置36只。在前、后墻各布置2層SOFA，每層有6只燃盡風噴口，共布置24只燃盡風噴口。下層SOFA為內(nèi)直流外旋流；上層SOFA為改造時新增，設計為直流燃盡風。圖2為前墻燃燒器及風門布置示意圖，后墻類似，不再贅述。采用在煤場摻混后再加倉的方式，對入爐的3種煤質(zhì)取樣并進行元素分析，結(jié)果見表1。由表1可知,入爐煤3的碳質(zhì)量分數(shù)最高,揮發(fā)分質(zhì)量分數(shù)最低。

圖1 燃燒器示意圖

圖2 前墻燃燒器及風門布置示意圖

2 現(xiàn)狀及分析

2.1 存在的主要問題

在540～<600 MW高負荷下，采用5臺磨煤機運行，一般采用ABDE磨加C磨或加F磨投運；600 MW及以上負荷時，則投運5臺或6臺磨煤機，高負荷下空氣預熱器入口及水冷壁兩側(cè)墻貼壁CO含量高；A側(cè)和B側(cè)空氣預熱器入口煙氣中O2的體積分數(shù)分別為3.6%和1.5%，兩者存在較大的偏差；600 MW及以上高負荷下，B側(cè)空氣預熱器入口O2的體積分數(shù)甚至有時會低于1%。表2給出了該鍋爐最近一次性能試驗所得空氣預熱器入口CO質(zhì)量濃度測試值。

表1 入爐煤煤質(zhì)分析

由表2可知，投運C磨且在高負荷下，空氣預熱器入口CO質(zhì)量濃度較高；而高負荷下投運F磨或負荷降低至480 MW時，空氣預熱器入口CO質(zhì)量濃度大幅降低。

在660 MW、600 MW、540 MW和480 MW負荷下，投運C磨或F磨時，對C層或F層燃燒器至SOFA(鍋爐標高30～38.8 m)的兩側(cè)墻共12個測孔進行貼壁CO質(zhì)量濃度測試，結(jié)果見表3。由表3可知，不管投運C磨還是F磨，高負荷下兩側(cè)墻貼壁CO質(zhì)量濃度普遍超量程(58 000 mg/m3)。

表2 最近性能試驗所得CO質(zhì)量濃度測試值

表3 貼壁CO質(zhì)量濃度(ABCDE磨或ABDEF磨)

2.2 原因分析

調(diào)查燃燒側(cè)熱工邏輯的組態(tài)，總風量設定值、氧量設定值均是機組負荷的函數(shù)，同時在變負荷過程中總風量設定值由燃料指令進行細微修正，機組負荷不變時，總風量設定值不變。由表1可知，600 MW負荷下不投運C磨時空氣預熱器入口CO質(zhì)量濃度只有168 mg/m3，故判斷鍋爐燃燒需要的總風量是足夠的，當投運C磨時，CO大幅增多，說明這是由于燃燒器配風不合理所致。而高負荷下不管投運C磨還是F磨，兩側(cè)墻貼壁CO質(zhì)量濃度均較高，這是由燃燒器整體調(diào)整方式及本體結(jié)構(gòu)綜合因素引起的，SOFA布置見圖3。

圖3中新增的上層SOFA風道是從大風箱上直接引出一路，比原始下層SOFA風道在垂直方向上多1個90°的變向。局部阻力的基本計算式[16]如下：

(1)

式中：Δh為風道的局部阻力，Pa；ζ為局部阻力系數(shù)；v為風速，m/s；ρ為空氣密度，kg/m3；g為重力加速度，取9.8 m/s2。

不同截面管道的局部阻力系數(shù)可以根據(jù)風速進行換算：

(2)

式中：下標1、2表示不同的截面。

圖3 分離燃盡風示意圖

新增的上層SOFA的風箱尺寸與下層SOFA風箱尺寸相同，根據(jù)式(2)可知，上層SOFA風道的局部阻力偏大，當SOFA層操二次風門擋板開度相同時，下層SOFA風道比上層SOFA風道阻力小，其風量更大。

新增上層SOFA來自于二次風大風箱，進一步分級燃燒可以降低NOx排放，但是主燃區(qū)的二次風量減少，整體燃燒強度會被弱化，爐膛內(nèi)還原氣氛增強。

另外，前、后墻所有上層SOFA的就地閥門開度僅為50%，且下層SOFA的直流燃盡風門全關，旋流風門則全開，導致SOFA的直流燃盡風量較少，旋流風量則偏大，當SOFA直流燃盡風偏弱時，會造成空氣對煙氣的穿透力不足，燃燒后期的擾動減弱，這是空氣預熱器入口CO質(zhì)量濃度偏高的一個因素；而F層燃燒器在后墻，爐內(nèi)氣流從前墻往后墻折焰角方向流動，所以F層燃燒器投運時，空氣預熱器入口CO質(zhì)量濃度大幅降低。

所有燃燒器就地內(nèi)二次風門均全開(圖1中的風量調(diào)節(jié)拉桿最大刻度為500 mm)，外二次風的配風方式卻是采用“碗式配風”[13-14]，即靠兩側(cè)墻的燃燒器外二次風旋流強度小，中間的燃燒器外二次風旋流強度大；3層燃燒器的兩側(cè)墻層操二次風門擋板開度均為100%。這種調(diào)整方式使得在中間和緊挨兩側(cè)墻的燃燒器在就地調(diào)整方式上沒有差別；同時，燃燒器采用“碗式配風”，但是在SOFA的調(diào)整布置上卻采用均等配風，當前的調(diào)整方式均有優(yōu)化的空間。

3 燃燒優(yōu)化

通過前面的分析，依次開展有針對性的措施，同時進行CO質(zhì)量濃度測試，試驗工況見表4，其中負荷≥600 MW，DSC為分散控制系統(tǒng)。

表4 燃燒調(diào)整試驗工況(ABCDE磨或ABCDEF磨)

在上述調(diào)整措施執(zhí)行期間，電廠三班化驗的飛灰、底渣含碳量均沒有明顯變化。

3.1 煤粉細度

全部磨煤機初始的分離器折向擋板開度均為50°，折向擋板的開度外部指示越大，內(nèi)部開度就越小，磨煤機阻力越大，風粉氣流受到離心分離的作用越強,煤粉就會越細。煤粉粒度分布根據(jù)分離器折向擋板開度調(diào)節(jié)而變化。

首先對各臺磨煤機進行熱態(tài)一次風調(diào)平，將1號～6號煤粉管道中的風粉混合物風速偏差控制在±8%，然后進行煤粉取樣。筆者對磨煤機進行常見運行工況下的煤粉取樣，限于篇幅，只給出C磨分離器折向擋板開度調(diào)整的影響，見圖4(其中n為均勻性指數(shù))。

圖4 C磨的煤粉粒度分布

圖4中C磨的煤粉細度R90平均值為13.53%，n平均值為0.82，根據(jù)DL/T 5145—2002 《火力發(fā)電廠制粉系統(tǒng)設計計算技術(shù)規(guī)定》[17]，R90的推薦值為4+0.5×n×w(Vdaf)，得出R90平均值為19.6%。煤粉粒度小于61 μm的煤粉質(zhì)量分數(shù)為69.4%，說明煤粉是偏細的，除此以外，煤粉在不同層燃燒器的細度應該是有差別的。

底層燃燒器處于著火條件最差的環(huán)境，所以下層燃燒器對應的磨煤機(A、D磨)煤粉不宜太粗(維持分離器折向擋板開度50°不變)，以強化著火；將中間層燃燒器對應的磨煤機煤粉適當調(diào)粗，將分離器折向擋板開度調(diào)整至30°，以提高煤粉動量和增加停留時間，更有利于燃盡[18]；盡管過細的煤粉跟隨一次風氣流的流動性強，與一次風的相對速度較小，但是會給燃盡帶來負面影響[19]，且由于C磨處于最上層的位置，距離爐膛出口近，故將C磨煤粉略微調(diào)粗，將分離器折向擋板開度從50°調(diào)整至45°。煤粉細度調(diào)整后測試結(jié)果見圖5。

圖5 煤粉細度調(diào)整對CO質(zhì)量濃度的影響

隨著煤粉細度的調(diào)整，空氣預熱器入口CO質(zhì)量濃度逐漸下降，這是因為細煤粉在火焰鋒面燃燒后，隨煙氣氣流偏向上方運動，而較粗的煤粉由于其顆粒粒度較大，隨一次風噴出的動量也較大，燃燒過程中噴射至爐膛中心的距離相對細煤粉要大一些[20]，最終使得停留時間延長，促進了煤粉的燃盡。但是兩側(cè)墻貼壁CO質(zhì)量濃度仍然超過量程值。

3.2 SOFA

在前面的調(diào)整基礎上，接著對分離燃盡風進行調(diào)整，測試結(jié)果見圖6。

圖6 分離燃盡風就地調(diào)整對CO質(zhì)量濃度的影響

經(jīng)過就地調(diào)整，提高了SOFA直流燃盡風的份額，減少了旋流風份額，增強了SOFA對煙氣的穿透力[11]，提高了O2擴散至碳顆粒表面CO周圍的能力[5]?？諝忸A熱器入口CO質(zhì)量濃度大幅下降，但是兩側(cè)墻貼壁CO質(zhì)量濃度仍然超過量程值。

3.3 C層層操二次風門

二次風冷風被空氣預熱器加熱后經(jīng)兩側(cè)的大風箱從爐后往爐前輸送，兩側(cè)墻大風箱和后墻燃燒器風箱布置1個90°垂直彎接頭，其局部阻力較大，導致兩側(cè)墻會有更多的風輸送至前墻大風箱，初步判斷前墻的二次風量大于后墻，而C層燃燒器布置在前墻，由此推測當C層燃燒器投運，總風量不變時，A、B層及SOFA的二次風量變小。

旋流燃燒方式依靠二次風卷吸煙氣加熱一次風粉氣流來實現(xiàn)著火，當二次風量減少時，煤粉整體著火推遲[1,21]，使得更多未燃盡的C、CO往下游流動，對燃盡造成影響，空氣預熱器入口CO質(zhì)量濃度偏高。鑒于此，對C層層操二次風門擋板開度進行調(diào)整，調(diào)整期間，空氣預熱器入口的CO質(zhì)量濃度降至1 715 mg/m3以內(nèi)。CO質(zhì)量濃度測試結(jié)果和O2體積分數(shù)的DCS運行數(shù)據(jù)見圖7。

由圖7可知，關小C層層操二次風門擋板開度后，更多的二次風被分流到A、B層燃燒器及SO-FA，底層的A層燃燒器二次風量增加后，煤粉著火情況得到改善，降低了中、下層的未燃盡碳和CO質(zhì)量濃度，從而優(yōu)化了整體的燃燒組織。

(a) CO質(zhì)量濃度

(b) O2體積分數(shù)

根據(jù)前面一系列的調(diào)整，空氣預熱器入口CO質(zhì)量濃度降至300 mg/m3以下，基本解決了空氣預熱器入口CO質(zhì)量濃度偏高的問題，大幅減少了未完全燃燒損失，提高了鍋爐效率。但是兩側(cè)墻貼壁CO的質(zhì)量濃度仍然超過量程值。

由圖7(b)可知，工況13和工況14兩側(cè)煙道中的O2體積分數(shù)明顯大于工況11和工況12。這是因為隨著爐內(nèi)燃燒得到強化，碳完全燃燒生成的CO2增多，CO減少，同樣多的C燃燒生成CO2反應放出的熱量是生成CO反應放出熱量的3倍多[5]，鍋爐輸出熱量增多；機組在協(xié)調(diào)方式下，主汽壓力開始上升，燃料指令減小(減煤)，盡管送風量經(jīng)燃料指令有所修正，但是在靜態(tài)工況下，修正值極小，可以忽略不計。當燃料量減少，機組負荷不變時，送風量不變，參與燃燒反應后剩下的O2變多，表現(xiàn)在空氣預熱器入口O2體積分數(shù)增大；反之，當燃燒不充分，生成CO較多時，鍋爐輸出熱量不足，協(xié)調(diào)就會增加燃料指令(加煤)，當送風量不變時，消耗的氧量多，余下的O2就變少，表現(xiàn)在空氣預熱器入口O2體積分數(shù)減小。這就是調(diào)整后空氣預熱器入口O2體積分數(shù)比調(diào)整前大的原因。在該鍋爐燃燒側(cè)的熱工組態(tài)方式下，空氣預熱器入口O2體積分數(shù)的測量值變大時，爐內(nèi)燃燒一定是強化的。

3.4 降低兩側(cè)墻貼壁CO質(zhì)量濃度

首先，燃燒器的二次風從兩側(cè)引入，兩側(cè)大風箱和燃燒器前后墻風箱接頭處受到局部阻力的影響，使得中間3號、4號燃燒器的內(nèi)二次風量相對較大。方軍庭等[21]發(fā)現(xiàn)由于二次風箱結(jié)構(gòu)的原因，二次風沿爐膛寬度方向存在一定的壓力梯度，造成爐膛中部區(qū)域進風量大，而兩側(cè)墻區(qū)域進風量小。該鍋爐全部燃燒器的就地內(nèi)二次風門擋板開度均為500 mm(全開)，由于3號、4號燃燒器處于最中間位置，煤粉著火條件相對較好，為補給兩側(cè)墻燃燒器的二次風，因此對上四層燃燒器的中間3號、4號燃燒器的內(nèi)二次風門擋板開度進行了關小的調(diào)整(由500 mm到400 mm)。

其次，對燃燒器外二次風門擋板開度進行調(diào)整，將各層兩側(cè)墻燃燒器(1號、6號燃燒器)外二次風門擋板開度調(diào)整為75%，這是旋流強度相對最弱的開度，若外二次風門擋板開度關小，旋流強度提高，但是局部阻力會增大，影響外二次風量，所以將兩側(cè)墻燃燒器的外二次風門擋板開度調(diào)整為75%，以增加其風量。

再次，參考文獻[15]，將C、F層兩側(cè)墻燃燒器粉管縮孔開度適當關小，降低兩側(cè)墻燃燒器的煤粉濃度。為了不影響爐膛的燃燒組織，其余4層燃燒器暫不進行調(diào)整，僅調(diào)整C、F層兩側(cè)墻燃燒器的粉管。

最后，將前、后墻下層SOFA兩側(cè)墻的1號、6號直流燃盡風門全開(由250 mm到500 mm)，而另外4只SOFA維持前面調(diào)整的開度(即直流燃盡風門一半開度：250 mm)，這是配合燃燒器“碗式配風”的調(diào)整方式，進一步提高貼壁的直流燃盡風份額。

進行上述調(diào)整后，由圖8可知，貼壁CO質(zhì)量濃度降低至12 000 mg/m3以內(nèi)，且空氣預熱器入口CO質(zhì)量濃度的波動幅度在330 mg/m3以內(nèi)。說明這些調(diào)整措施是有效的，但是也說明了僅通過燃燒優(yōu)化，徹底解決貼壁CO質(zhì)量濃度較高的問題是有一定難度的，采用改造燃燒器或加貼壁風的方式才能根除貼壁CO。

3.5 邏輯優(yōu)化及運行數(shù)據(jù)對比

原始熱工組態(tài)中，每層燃燒器的層操二次風門擋板開度是給煤量的函數(shù)，這種邏輯組態(tài)方式略顯簡單，因為CO質(zhì)量濃度在高負荷時較高，C層層操二次風門擋板開度不宜開大。故通過負荷與該擋板開度的函數(shù)來修正原始邏輯，當負荷高時(>500MW)，隨著負荷升高，該擋板開度逐漸關小；當負荷低時，則不影響原始邏輯。

圖8 調(diào)整工況下貼壁CO質(zhì)量濃度的測試結(jié)果

全部調(diào)試結(jié)束后，采集高負荷下空氣預熱器入口O2體積分數(shù)進行對比，見圖9。由圖9可知，在高負荷時，A、B側(cè)空氣預熱器入口O2體積分數(shù)整體提高，且兩者的偏差明顯減小，最大偏差約為1個百分點；同時貼壁CO質(zhì)量濃度<12 000 mg/m3，空氣預熱器入口CO質(zhì)量濃度<300 mg/m3，燃燒優(yōu)化的效果較為明顯。

圖9 高負荷時A、B側(cè)空氣預熱器入口O2體積分數(shù)對比

4 結(jié) 論

(1) 上、中、下3層燃燒器的煤粉細度應有差別，適當降低中間層燃燒器的煤粉細度；增加上、下層SOFA的直流燃盡風份額以及關小C層層操二次風門擋板開度，使得機組在高負荷下空氣預熱器入口CO質(zhì)量濃度降至300 mg/m3以內(nèi)。

(2) 兩側(cè)墻燃燒器的外二次風宜采用弱旋流強直流的理念，增加二次風量；對在兩側(cè)墻的SOFA也應采用該方式，以提高直流燃盡風份額；同時減少C、F層兩側(cè)墻燃燒器粉管的煤粉濃度，將兩側(cè)墻貼壁CO質(zhì)量濃度從超過量程值(大于58 000 mg/m3)降至12 000 mg/m3以內(nèi)。

(3) 對C層層操二次風門熱工邏輯和機組負荷建立了組態(tài)控制，在高負荷時，A、B側(cè)空氣預熱器入口O2體積分數(shù)變大且兩側(cè)偏差減小，在動態(tài)過程中的燃燒組織也得到了優(yōu)化，降低了CO排放量。