張緒輝，楊興森，辛 剛，劉 科，崔福興，趙中華

(1.國網(wǎng)山東省電力公司電力科學研究院，山東 濟南 250002；2. 國網(wǎng)山東省電力公司，山東 濟南 250002)

0 引 言

新能源發(fā)電裝機規(guī)模快速增長，電網(wǎng)峰谷差持續(xù)增大，燃煤火電機組面臨的調峰運行形勢更加嚴峻，尤其是隨著高比例新能源電力系統(tǒng)不斷推進建設[1]，燃煤機組低負荷運行將更加頻繁[2-3]。由于火電機組參與調峰偏離機組最佳運行方式，且工況變化頻繁，機組運行安全性和經(jīng)濟性顯著下降[4]。近年來，關于火電機組調峰試驗以及調峰運行優(yōu)化的研究較多。

雷霖等[5]對某超臨界600 MW機組鍋爐不同煤種下的機組調峰特性開展現(xiàn)場試驗，研究了入爐煤質變化對機組調峰的深度、幅度、速度等方面的影響。宋民航等[6]總結常規(guī)低負荷穩(wěn)燃措施及其不足，系統(tǒng)分析了制約旋流煤粉燃燒器低負荷穩(wěn)燃性能深度提升的主要因素。黃獻華等[7]研究了330 MW亞臨界機組摻燒準東煤條件下鍋爐低負荷穩(wěn)燃及深度調峰，分析大比例摻燒準東煤工況下鍋爐的抗結焦性、穩(wěn)燃特性、經(jīng)濟性及環(huán)保特性。劉輝等[8]對爐膛火焰溫度場進行測量，研究主要運行參數(shù)變化對燃燒器噴口溫度場分布的影響，指導開展深度調峰下的精細化燃燒調整試驗。劉文勝等[9]對某電廠600 MW亞臨界機組30%～40%額定容量深度調峰動態(tài)過程進行研究。袁文杰等[10]針對某165 t/h循環(huán)流化床鍋爐低負荷運行灰渣碳含量高、鍋爐效率低、調峰負荷受限等問題，進行了鍋爐燃燒優(yōu)化研究。祝志福等[11]以某300 MW亞臨界機組為研究對象，基于煙氣直接加熱原理，提出了尾部煙道補燃寬負荷脫硝技術，并應用于實踐。張龍英等[12]對300 MW供熱機組調峰性能及影響因素開展研究。

前人在火電機組調峰運行優(yōu)化以及調峰受限因素方面開展了大量研究，涉及機組調峰運行理論與現(xiàn)場試驗，但對于不同類型燃煤火電機組深度調峰能力及關鍵參數(shù)的系統(tǒng)性分析和研究較少。筆者通過開展8臺火電機組深度調峰能力試驗，分析了鍋爐穩(wěn)燃能力、SCR脫硝溫度在低負荷下的運行規(guī)律，研究了北方機組冬季供熱期供熱量對機組調峰運行的影響，并比較不同類型機組在深度調峰運行中的表現(xiàn)，評價不同類型機組設備在調峰狀態(tài)下的特性。

1 試 驗

1.1 機組概況

選取8臺不同類型的火電機組開展深度調峰能力試驗，確定機組調峰能力以及關鍵受限因素。重點關注機組穩(wěn)燃能力、污染物排放濃度、SCR脫硝裝置煙氣溫度以及供熱量等參數(shù)，分析機組深度調峰運行規(guī)律。8臺試驗機組基本情況如下：

1)機組a：1 030 MW超超臨界機組，單爐膛、一次中間再熱、平衡通風、固態(tài)排渣直流鍋爐，低NOx旋流燃燒器前后墻對沖布置，正壓直吹式制粉系統(tǒng)，采用雙進雙出鋼球磨，一次中間再熱、單軸、四缸四排汽、凝汽式汽輪機。

2)機組b：650 MW超臨界機組，單爐膛、一次再熱、平衡通風、固態(tài)排渣直流鍋爐，低NOx旋流燃燒器前后墻對沖燃燒方式，中速輥式磨正壓直吹制粉系統(tǒng)，一次中間再熱、單軸、雙背壓、凝汽式汽輪機。

3)機組c：645 MW超超臨界機組，單爐膛、一次中間再熱、平衡通風、固態(tài)排渣直流爐，中速磨冷一次風機正壓直吹式制粉系統(tǒng)，低NOx旋流燃燒器前后墻對沖燃燒，一次中間再熱、單軸、三缸四排汽、雙背壓、純凝汽式汽輪機。

4)機組d：635 MW亞臨界機組，單爐膛、中間一次再熱、平衡通風、自然循環(huán)汽包爐，設計煤種為煙煤，正壓直吹式制粉系統(tǒng)，配有6臺雙進雙出鋼球磨，低NOx旋流燃燒器前后墻對沖布置，中間再熱、單軸三缸四排汽、沖動凝汽式汽輪機。

5)機組e：335 MW亞臨界機組，單爐膛、中間一次再熱控制循環(huán)汽包爐，雙進雙出鋼球磨煤機直吹式制粉系統(tǒng)，四角切圓燃燒方式，中間再熱、高中壓合缸、雙缸雙排汽、單軸、凝汽式汽輪機。

6)機組f：330 MW亞臨界機組，單爐膛、一次中間再熱控制循環(huán)汽包爐，四角切圓燃燒方式，雙進雙出鋼球磨正壓一次風直吹式制粉系統(tǒng)。汽輪機為中間再熱、單軸、雙缸雙排汽凝汽式汽輪機。

7)機組g：330 MW亞臨界機組，單爐膛、一次中間再熱、自然循環(huán)汽包鍋爐，設計煤種為煙煤，四角切圓燃燒，中速磨正壓直吹式制粉系統(tǒng)，一次中間再熱、單軸、三缸、雙排汽、凝汽汽輪機。

8)機組h：330 MW亞臨界機組，單爐膛、一次中間再熱、控制循環(huán)汽包爐，正壓直吹四角切圓燃燒方式，中間再熱式、高中壓合缸、雙缸雙排汽、單軸、凝汽式汽輪機。

試驗機組涵蓋1 000、600、300 MW等容量等級機組，包括超超臨界、超臨界、亞臨界以及超高壓等類型。試驗機組對比見表1。

表1 試驗機組概況Table 1 Overview of the test unit

1.2 試驗過程

為確定機組的深度調峰能力，機組在50%額定出力以上的負荷開始試驗，在不采取點火及助燃措施的情況下，鍋爐負荷以3%～10%額定負荷的幅度逐級降低，在試驗過程中可在每級負荷下保持15～30 min，直至機組出力降至最低。試驗過程中保持機組環(huán)保達標、參數(shù)相對穩(wěn)定，穩(wěn)燃狀況良好。試驗期間主、輔機安全指標不超標，無顯著的煙溫偏差和大量落焦等狀況。

機組的調峰試驗負荷由試驗期間的平均電負荷確定，機組電負荷按分鐘取數(shù)，調峰試驗負荷P計算公式為

式中,n為機組穩(wěn)定運行時間，min；Pi為機組穩(wěn)定運行期間每分鐘的機組有功功率。

試驗期間，觀察鍋爐火檢信號、助燃措施投運情況，采集鍋爐爐膛負壓、污染物排放指標、SCR裝置運行溫度以及機組供熱狀況等數(shù)據(jù)，分析機組調峰運行的受限因素及其對調峰能力的影響。

1.3 燃用煤質

試驗期間各機組鍋爐燃用煤種與設計煤質相同，均為煙煤。機組設計煤質、試驗期間燃用煤質分析見表2。

由表2可以看出，各機組燃用煤質與設計煤質在Qnet,ar和Vdaf較接近。機組d和機組e試驗煤質的Qnet,ar較設計煤質略高，均在3%以內(nèi)，其余機組試驗煤質的Qnet,ar較設計煤質低，降低了3%～14%。機組a、機組c和機組h試驗煤質分別較設計煤質高1.3%、24.7%和9.1%，其余機組試驗煤質均較設計煤質低，機組e、機組f差別較大，分別降低7.6%和20.2%。整體來看，試驗煤質大多較設計煤質差，不利于煤粉著火和鍋爐低負荷穩(wěn)燃。

表2 試驗機組設計煤質與試驗煤質Table 2 Design coal quality and test coal quality of test unit

2 調峰試驗結果分析

2.1 機組調峰能力

試驗機組純凝工況下的調峰能力分析結果如圖1所示。由圖1可知，機組a試驗中可達到設計最低穩(wěn)燃負荷以下，其余機組均在設計最低穩(wěn)燃負荷以上。在機組投運時間較長，缺少穩(wěn)燃能力改造的情況下，大部分機組已難以達到設計最低穩(wěn)燃負荷，尤其是在機組燃用煤質不及設計煤質的情況下。為提升鍋爐穩(wěn)燃能力，機組a對一次風、內(nèi)二次風和外二次風、中心風、冷卻進行優(yōu)化，保證煤粉氣流離開燃燒器噴口后能迅速及時著火、穩(wěn)定燃燒，獲得最佳燃燒工況。

圖1 試驗機組最低運行負荷Fig.1 Minimum operating load of test unit

機組的調峰能力根據(jù)機組試驗負荷/額定容量計算得出。各機組調峰能力的比較分析如圖2所示。由圖2可知，8臺試驗機組的調峰能力均能達到40%以下，其中6臺機組能達到35%以下，這些機組中機組a進行了穩(wěn)燃能力提升改造，機組f在脫硝裝置中設置了煙氣旁路，其他機組均未進行靈活性改造。雖然各機組在純凝工況難以達到設計最低穩(wěn)燃負荷，但也具備較強的深度調峰能力，尤其機組b調峰能力約30%。

圖2 試驗機組調峰深度Fig.2 Peak shaving capacity of test unit

開展試驗的8臺鍋爐中，600 MW以上機組均采用低NOx旋流燃燒器前后墻對沖，300 MW等級的4臺機組均采用四角切圓燃燒。從2種燃燒器的對比來看，旋流燃燒器一、二次風混合強烈，煤粉著火快，燃燒充分，而且對高溫煙氣的卷吸率高，提高了火焰的穩(wěn)定性，因此旋流燃燒器前后墻對沖方式的低負荷穩(wěn)燃能力優(yōu)于切圓燃燒鍋爐，在大容量鍋爐上應用廣泛，某些旋流式燃燒器低負荷穩(wěn)燃能力能降到額定容量的20%[13-14]。本文試驗中，由于受到SCR脫硝、輔機運行等方面限制，機組未能達到更低運行負荷，8臺機組在35%額定容量左右基本保持穩(wěn)定燃燒。這說明旋流對沖燃燒和四角切圓2種型式均具有35%額定容量甚至以下的穩(wěn)燃能力。

2.2 鍋爐穩(wěn)燃能力分析

鍋爐穩(wěn)燃是火電機組深度調峰運行中關注較多的問題。由于火電機組在低負荷運行時，爐內(nèi)煙氣和爐膛溫度較低。煤粉氣流著火熱源主要有煤粉氣流卷吸回流的高溫煙氣、火焰爐膛等對煤粉的輻射[15]。鍋爐負荷降低時，爐膛平均煙溫降低，燃燒器區(qū)域的煙溫降低，不利于煤粉著火。因此，鍋爐在深度調峰運行中易著火困難，火焰穩(wěn)定性差，對工況適應能力變差，微小擾動就可能導致燃燒不穩(wěn)定，甚至爐膛滅火。同時，在低負荷下鍋爐燃煤量減少，磨煤機運行調整可能會導致制粉系統(tǒng)出粉不均勻，特別是降負荷過程中，一次風量根據(jù)煤量變化調整，一次風速、一次風溫隨煤質變化而變化，都可能導致鍋爐滅火。

燃用煤質是影響鍋爐穩(wěn)燃的重要因素。揮發(fā)分低的煤著火溫度高，煤粉進入爐膛后，加熱到著火溫度所需的著火熱較多，不利于煤粉著火和鍋爐穩(wěn)燃。由前文分析可知，試驗機組燃用煤質與設計煤質在Qnet,ar和Vdaf較接近，對鍋爐穩(wěn)燃能力不會造成明顯影響。

在試驗中，通過爐膛負壓、火檢信號以及助燃措施投運來確定機組燃燒狀況。在深度調峰運行期間，各機組火檢信號正常，均未投入助燃措施，保持較好的穩(wěn)燃狀況。爐膛壓力能夠在較大負荷和一定頻率范圍內(nèi)反映鍋爐燃燒狀態(tài)的變化[16]。爐膛壓力可通過引風調節(jié)系統(tǒng)自動調整，主要有改變引風機轉速、引風機動葉角度、引風機入口擋板開度、引風機出口擋板開度等手段，可通過爐膛壓力波動狀況查看鍋爐燃燒狀況。當機組變負荷運行時，風量與煤量發(fā)生變化，引風控制系統(tǒng)以爐膛壓力為給定值進行調節(jié)，當爐膛負壓出現(xiàn)劇烈波動時，說明引風控制系統(tǒng)無法有效控制爐膛負壓，可能存在燃燒不穩(wěn)定的情況。

以機組a、機組b和機組g為例，開展機組調峰運行狀態(tài)下鍋爐爐膛負壓分析，如圖3所示。從圖3(a)可知，機組在降負荷、低負荷以及升負荷運行過程中，爐膛負壓均在-150～-30 Pa，未出現(xiàn)爐膛負壓為正的情況，在各工況下鍋爐燃燒維持在較穩(wěn)定的狀態(tài)。機組a在試驗前開展了穩(wěn)燃改造，對一次風風速測量裝置相關流場進行優(yōu)化，對二次風通過在風箱內(nèi)部設置導流板等優(yōu)化措施，優(yōu)化管網(wǎng)阻力特性，保證前后墻風箱風量、上中下層風道風量、單只燃燒器分配風量趨向均勻，驗證了鍋爐穩(wěn)燃性改造的有效性。

由圖3(b)可知，機組b鍋爐爐膛負壓在低負荷運行期間較為穩(wěn)定，期間出現(xiàn)若干次爐膛壓力為正的情況，但在變負荷階段，爐膛負壓波動劇烈，在前期降負荷階段，爐膛負壓快速減小，甚至達到-200 Pa以下，在后面升負荷階段，爐膛負壓呈快速增加后迅速下降的趨勢，多次出現(xiàn)正壓的情況，說明機組b鍋爐在變負荷階段燃燒出現(xiàn)不穩(wěn)定狀況。這主要是由于在變負荷階段，爐內(nèi)煙量和給煤量劇烈變化，引風機調節(jié)難以快速匹配煙氣量的變化，導致爐膛負壓大幅波動。

圖3 鍋爐爐膛負壓Fig.3 Boiler furnace negative pressure

從圖3(c)可以看出，機組g在低負荷運行期間，即使機組出力基本穩(wěn)定，鍋爐爐膛負壓波動仍較為劇烈，爐膛壓力多次接近甚至超過0，達到正壓，最低接近-200 Pa，變化幅度較大，說明鍋爐燃燒狀況不穩(wěn)定。當機組在高負荷運行時爐膛易維持穩(wěn)定性，而機組在深度調峰工況下，磨煤機給煤量變少，爐膛溫度降低，燃燒狀況極易發(fā)生波動，燃燒不穩(wěn)定。

2.3 污染物排放

燃煤火電機組深度調峰運行會影響鍋爐燃燒狀況、煙氣氧量以及煙氣溫度，從而影響機組污染物生成和排放。在機組執(zhí)行更加嚴格的環(huán)保排放標準情況下，污染物排放控制成為影響機組調峰運行的重要因素。

圖4為試驗機組在深度調峰運行期間的污染物排放濃度。試驗機組均執(zhí)行超低排放標準，即SO2、NOx和煙塵質量濃度分別不超過35、50和5 mg/m3。污染物質量濃度采用機組深度調峰運行期間的平均值，各機組調峰深度為圖2機組運行負荷率，在35%左右。各機組低負荷運行下能夠將污染物排放控制在標準范圍內(nèi)。機組深度調峰運行情況下SO2和顆粒物質量濃度與常規(guī)負荷運行相近，但NOx質量濃度明顯升高，這也是限制燃煤火電機組調峰運行的重要因素。

圖4 試驗機組深度調峰污染物排放Fig.4 Pollutant emission of deep peak shaving of test unit

機組在深度調峰運行期間，SCR脫硝效率會隨運行溫度的降低而降低。SCR催化劑效率一般在350 ℃最佳。機組在低負荷下運行時，煙氣溫度降低，當煙氣溫度降低到硫酸氫銨析出溫度時，硫酸氫銨析出，催化劑的活性位及微孔被覆蓋、失效，使催化劑活性明顯降低，系統(tǒng)脫硝效率降低。同時，硫酸氫銨呈中度酸性且具有很大的黏性，易黏附在催化劑上，導致催化性能下降，還會黏附在下游設備的換熱元件上，加劇設備的腐蝕和堵灰，因此SCR脫硝系統(tǒng)需要在低負荷下退出運行[17]。

圖5為機組a、機組b和機組f試驗期間SCR脫硝裝置溫度與機組有功功率的關系。從圖5中可以看出，SCR煙溫隨機組有功功率的減小呈下降趨勢。機組a在試驗中經(jīng)歷穩(wěn)定運行、降負荷與升負荷等階段，SCR隨有功功率的變化關系明顯。機組b的SCR脫硝溫度隨有功功率的變化更加明顯，且脫硝溫度已降低至300 ℃以下，極易降低催化劑效率甚至失效，不能維持長時間運行。機組f在有功功率下降過程中，SCR脫硝溫度先呈下降趨勢，之后逐漸上升，這是由于該機組SCR裝置設置煙氣旁路，當脫硝溫度過低時，可將高溫煙氣引出混合，以提升SCR脫硝裝置的運行溫度，確保脫硝催化劑效率與脫硝效果，因此深度調峰試驗期間機組f的NOx質量濃度維持在較低水平，在所有試驗機組中最低。說明SCR脫硝裝置煙氣旁路在機組深度調峰運行期間效果良好，雖然會降低機組運行經(jīng)濟性，但能保證機組調峰運行安全。

圖5 機組a、b、f的SCR脫硝裝置煙溫Fig.5 Flue gas temperature of SCR denitrification device of unit a,b,f

2.4 機組供熱

熱電聯(lián)產(chǎn)機組供熱也是影響燃煤機組調峰的重要因素，尤其是北方冬季供暖機組，在工業(yè)抽汽和采暖抽汽的供熱需求下，抽汽供熱機組和背壓供熱機組的調峰能力受到極大限制。針對試驗機組中抽汽供熱工況與純凝工況的調峰能力進行對比分析。

試驗的8臺機組中，6臺是抽汽供熱機組，2臺為純凝機組。圖6為機組b、c、g和h在純凝工況和供熱工況下調峰運行負荷的比較。由圖6可知，機組b和h在供熱工況下，調峰能力明顯下降。機組b在工業(yè)抽汽量74 t/h、采暖抽汽量163 t/h時，最低運行負荷由198 MW升至228 MW，調峰能力由30.46%變?yōu)?5.08%；工業(yè)抽汽量為68.9 t/h時，機組最低運行負荷由198 MW降至193 MW，調峰能力由30.46%變?yōu)?9.7%。機組h在工業(yè)抽汽流量93.7 t/h 時，最低運行負荷由115 MW升至181 MW，調峰能力由34.8%變?yōu)?4.8%，調峰能力降低20個百分點。機組c在工業(yè)抽汽流量9 t/h時，最低運行負荷變?yōu)?20 MW，調峰能力變化不大。機組g在工業(yè)抽汽流量94 t/h時，最低運行負荷由124 MW降至121 MW，調峰能力變?yōu)?6.7%，調峰能力有所提升。

圖6 機組純凝工況與供熱工況調峰能力Fig.6 Peak shaving capacity of the unit under pure condensing conditions and heating conditions

綜上可知，機組抽汽供熱對于機組調峰能力的影響不是單一的。當機組抽汽供熱時，鍋爐蒸發(fā)量增加，鍋爐運行負荷增加，有利于鍋爐穩(wěn)燃。但當機組供熱量較大時，機組抽汽較多，此時汽輪機在保證抽汽量的同時需滿足中壓缸排汽溫度不超溫，也需要足夠的蒸氣帶走低壓缸產(chǎn)生的鼓風損失，保證低壓缸的最小蒸氣流量。因此，在機組低負荷運行時，抽汽壓力和抽汽量可能無法滿足需求，影響機組的調峰能力，在帶較大的抽汽量供熱時，可能會使機組調峰能力降低20%以上。

3 結 論

1)鍋爐燃用煤質與設計煤質接近時，調峰能力與設計最低穩(wěn)燃負荷接近，深度調峰能力達到40%以下，甚至達到35%。但在變負荷和低負荷運行階段，可能存在鍋爐燃燒狀況不穩(wěn)定的情況。

2)NOx排放是燃煤火電機組深度調峰運行期間的重要限制因素。SCR脫硝裝置運行溫度隨機組運行負荷降低而降低，或可降至300 ℃以下，嚴重影響SCR裝置正常運行。

3)機組供熱對于燃煤機組調峰運行影響顯著，供熱量較小時對于鍋爐穩(wěn)燃具有促進作用，但供熱量較大時嚴重影響機組深度調峰，可能會使機組調峰能力下降20%以上。

4)鍋爐穩(wěn)燃能力改造和SCR裝置煙氣旁路在實際應用中效果良好，能夠有效保障鍋爐燃燒狀況穩(wěn)定和SCR脫硝裝置正常運行，提升火電機組調峰能力。