呂國東，許 昕，尹 健，李廣周，程昌業(yè)

（1.國家電投集團山西鋁業(yè)有限公司，山西 忻州 034100；2.煙臺龍源電力技術(shù)股份有限公司，山東 煙臺 264006）

0 引言

循環(huán)流化床（Circulating Fluidized Bed，CFB）鍋爐使用獨特的流態(tài)化燃燒方式，與其他類型燃煤鍋爐比較，其具有燃燒效率高、燃料適應(yīng)性廣、燃燒污染物生成量低、負荷調(diào)節(jié)性好的優(yōu)點［1］，逐漸成為國內(nèi)自備電廠的發(fā)電、供汽、供熱主力爐型。旋風分離器是CFB 鍋爐維持物料循環(huán)流態(tài)化燃燒的主要設(shè)備之一，主要由分離器進口煙道、分離器筒體、中心筒、返料器和返料斜腿等部分構(gòu)成。旋風分離器將鍋爐爐膛出口高溫煙氣中攜帶的大量高溫未燃盡顆粒借助離心力進行氣固分離，分離的固體物料經(jīng)返料器返送至爐膛密相區(qū)，重新參與爐內(nèi)的流態(tài)化燃燒。在煤質(zhì)限定的情況下，旋風分離器的分離效率決定了CFB 鍋爐灰循環(huán)倍率的高低，不僅影響燃煤燃盡性、爐內(nèi)傳熱系數(shù)、NOx原始生成量，而且會對鍋爐排煙溫度及帶負荷能力產(chǎn)生十分重要的影響［2］。同時，中心筒作為分離器關(guān)鍵部件之一，其插入深度及中心筒內(nèi)徑等都對分離器效率有重要影響。

目前，針對旋風分離器結(jié)構(gòu)的優(yōu)化研究主要通過數(shù)值仿真研究［3］，對CFB 鍋爐旋風分離器出現(xiàn)的因分離器效率不合理引起的鍋爐排煙溫度異常、帶負荷能力不足、NOx排放濃度偏高等實際問題的優(yōu)化實踐改造研究較少，且研究因素不夠全面。本文以山西某240 t/h 循環(huán)流化床鍋爐為研究對象，針對鍋爐實際入爐煤質(zhì)成分及粒度偏離設(shè)計值較大等原因，造成的實際運行過程中存在的分離器筒體耐火材料磨損、分離器分離效率異常、排煙溫度偏高、NOx生成量高、帶負荷能力不足等問題，對旋風分離器結(jié)構(gòu)進行了優(yōu)化改造。同時，為了研究改造后旋風分離器的分離效率對CFB 鍋爐性能的影響，開展了鍋爐燃燒調(diào)整試驗。

1 研究對象

1.1 燃用煤質(zhì)

設(shè)計煤種為當?shù)氐蜔嶂等济?，入爐煤質(zhì)成分分析如表1所示，可見晉北煤揮發(fā)分高，屬于易著火煤種，易造成爐膛下部密相區(qū)燃燒強度大、鍋爐床溫高、帶負荷能力不足等問題。入爐煤設(shè)計粒度范圍：粒度0 mm～13 mm。粒度分布占比：0 mm～5 mm 占20%，5 mm～7 mm 占30%，7 mm～8 mm 占30%，8 mm～13 mm 占20%。

表1 煤質(zhì)分析Tab.1 Properties of coal samples

1.2 鍋爐概況

研究對象為山西某自備電廠配置的濟南鍋爐集團生產(chǎn)的YG-240/9.8-M5 型高溫高壓、單汽包橫置式、單爐膛、自然循環(huán)、全鋼架π 型布置循環(huán)流化床鍋爐。鍋爐主要性能參數(shù)見表2。鍋爐配置有2 臺絕熱式旋風分離器，采用切向進氣方式，設(shè)計旋風分離器分離效率≥99.5%，分離器立腿采用水冷套結(jié)構(gòu)，可減少耐火材料用量、縮短鍋爐啟動時間。

表2 鍋爐性能參數(shù)Tab.2 Boiler performance parameters

1.3 存在的問題

旋風分離器結(jié)構(gòu)優(yōu)化前，鍋爐運行中存在以下主要問題：旋風分離器分離效率低，直觀表現(xiàn)在鍋爐100%負荷時，旋風分離器出口飛灰中位粒徑為46.21 μm；NOx初始排放濃度（質(zhì)量濃度）高達350 mg/Nm3～400 mg/Nm3，SNCR 脫硝系統(tǒng)尿素消耗量高；密相區(qū)平均床溫950 ℃～997 ℃，分離器入口煙溫低于850 ℃；爐膛差壓低于400 Pa。與同類型循環(huán)流化床鍋爐相比，鍋爐運行床壓較低，床溫偏高，NOx初始排放濃度較高，飛灰粒徑大，旋風分離器阻力偏低，這與旋風分離器運行狀態(tài)密切相關(guān)［4］。其中分離器效率低下導致中心筒出口飛灰粒徑較大，造成分離器返料量降低，引起鍋爐飛灰含碳量升高、鍋爐效率降低；另外，由于鍋爐床溫升高，爐膛密相區(qū)燃料型NOx生成量增加，SNCR 脫硝系統(tǒng)尿素耗量偏高。

2 旋風分離器提效原理及結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案

2.1 旋風分離器提效原理

鍋爐爐膛出口的煙氣經(jīng)過旋風分離器入口導流加速后切向進入分離器筒體段，煙氣中的灰粒在離心力的作用下，沿著徑向向外撞向筒體壁，在進口動量和重力作用下，沿筒壁向下流動，經(jīng)分離器椎體及立腿進入返料器送回爐膛再次參與燃燒。研究表明，影響旋風分離器分離效率的因素主要有：分離器結(jié)構(gòu)參數(shù)和運行參數(shù)［5］。其中，運行參數(shù)主要包括：入口風速、入口含塵濃度、顆粒物物性等，分離器結(jié)構(gòu)參數(shù)主要包括：中心筒偏置、切向進口形狀尺寸、中心筒筒徑、中心筒插深、分離器入口高寬比、分離器筒體直徑、內(nèi)壁耐火材料粗糙度等。因此，綜合分析鍋爐旋風分離器結(jié)構(gòu)及運行參數(shù)與鍋爐運行存在的問題的相互影響關(guān)系，分別制定并實施了以下旋風分離器結(jié)構(gòu)優(yōu)化改造方案，以期優(yōu)化鍋爐的運行性能參數(shù)。

2.2 旋風分離器結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計方案

文獻［5-6］研究表明，旋風分離器的分離效率隨著切向進口風速的提高，顆粒受到離心力增大，分離效率有望提高，但當入口風速超過某一臨界值后，兩相流湍流強度增加，已分離捕集的顆粒發(fā)生二次夾帶，表現(xiàn)為隨著入口風速增加旋風分離器的分離效率降低。同時，姜江［7］等發(fā)現(xiàn)中心筒偏置以及中心筒徑的減小可以適當提高旋風分離器的分離效率。Xiang［8］等提出縮小中心筒直徑能減少二次夾帶，提高分離器效率。因此，采用對5#鍋爐旋風分離器入口結(jié)構(gòu)優(yōu)化、喉口風速調(diào)整、中心筒結(jié)構(gòu)及尺寸優(yōu)化的方式，分析分離器提效后運行特性對鍋爐性能的影響。結(jié)合鍋爐性能參數(shù)變化情況，先后實施了如下結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化方案。

（1）第一次實施方案：如圖1 和圖2 所示，旋風分離器入口水平煙道喉口尺寸由鍋爐原設(shè)計1 550 mm 優(yōu)化調(diào)整為1 350 mm，保證入口收縮弧線平滑過渡；分離器喉口風速由改造前的24.26 m/s提高至28.25 m/s。同時，分離器的中心筒筒徑由Φ2 100 mm 優(yōu)化調(diào)整為Φ1 872 mm，并對中心筒加長及偏置設(shè)計優(yōu)化。

圖1 第一次結(jié)構(gòu)優(yōu)化（分離器入口）Fig.1 First structural optimization（separator inlet）

圖2 第一次結(jié)構(gòu)優(yōu)化（中心筒）Fig.2 First structural optimization（central cylinder）

（2）第二次實施方案：為進一步提高旋風分離器的分離效率，分離器入口水平煙道喉口尺寸，如圖3 所示，由1 350 mm 優(yōu)化調(diào)整為1 250 mm，改造局部入口收縮弧線平滑過渡，提高分離器喉口風速至30.21 m/s。

圖3 第二次結(jié)構(gòu)優(yōu)化Fig.3 Second structural optimization

（3）第三次實施方案：由于前兩次改造期間均未對甲乙側(cè)旋風分離器筒體、錐部、頂部澆注料（耐火材料）進行更換大修，且旋風分離器入口流速增加后耐火材料磨損嚴重，因此，設(shè)計將分離器筒體、錐部、頂部耐火材料全部更換，分離器入口水平煙道喉口尺寸保持第二次改造時的1 250 mm，喉口風速30.21 m/s。同時，考慮到原省煤器管子減薄、外表面積垢嚴重的情況，改造過程中同步更換省煤器管子。

（4）第四次實施方案：為降低鍋爐排煙溫度、提高鍋爐帶負荷能力，將分離器入口水平煙道喉口尺寸，由圖3 所示的1 250 mm 擴大至1 420 mm，保證入口收縮弧線平滑過渡，分離器喉口風速降低至26.60 m/s。同時，恢復中心筒長度尺寸至鍋爐原設(shè)計值，將中心筒偏置段500 mm 割除。

3 改造結(jié)果與討論

3.1 對運行床溫的影響

鍋爐設(shè)計及實際煤質(zhì)ST 溫度大于1 350 ℃（國標制灰方法測定），實際灰熔點遠低于此值，考慮到灰粒表層溫度高于床溫100 ℃～200 ℃［9］，運行須嚴格控制鍋爐床溫在1 150 ℃以下，受床溫限制，改造前鍋爐帶負荷能力在200 t/h 以下。如圖4 所示，前三次改造方案實施后相比較于改造前，不同負荷下鍋爐床溫變化，隨著分離器入口流速的提高，同負荷時鍋爐平均床溫分別降低約20 ℃、30 ℃、60 ℃，局部高溫區(qū)的減少，有利于抑制NOx的生成，而第四次改造方案降低分離器入口流速后，相比于第三次改造鍋爐床溫升高50 ℃～60 ℃。分析認為床溫的降低，是由于旋風分離器入口流速提高、分離效率提高、爐外灰循環(huán)倍率提高及返回爐膛的冷灰冷卻床溫效果提高。第四次改造分離器及中心筒恢復至鍋爐原設(shè)計值后，床溫升高，但是仍然低于改造前，表明耐火材料的更換在一定程度上提高了旋風分離器的分離效率。

圖4 鍋爐平均床溫變化Fig.4 Variation of average bed temperature

3.2 對帶負荷能力及尾部受熱面換熱的影響

改造前鍋爐實際運行時，高床溫限制了其帶負荷能力，最大負荷僅為200 t/h，蒸發(fā)出力不足。經(jīng)過前兩次對分離器結(jié)構(gòu)優(yōu)化改造，分離效率提高，返回爐膛的循環(huán)灰增加，鍋爐平均床溫降低，且爐膛差壓相較于改造前，最大增加約700 Pa，表明爐膛稀相區(qū)灰濃度增加，爐內(nèi)受熱面的換熱系數(shù)增大［2］，因此鍋爐帶負荷能力從200 t/h 提高至240 t/h。但是在第三次改造方案實施后，鍋爐負荷180 t/h 時，空預(yù)器出口排煙溫度高達170 ℃，過高的排煙溫度不利于尾部布袋除塵器及脫硫裝置的安全穩(wěn)定運行，鍋爐帶負荷能力再次受到制約。

如表3 所示為尾部受熱面煙溫變化統(tǒng)計情況，在同負荷時與改造前相比，第三次改造方案實施后，尾部沿著煙氣流向布置的高溫過熱器、低溫過熱器、空預(yù)器的吸熱能力降低，其煙溫降分別降低79.8 ℃、75.2 ℃和14.2 ℃，省煤器煙溫降有所提高，其煙溫降增加45.3 ℃。分析認為旋風分離器筒體澆注料更換后，筒體粗糙度降低，光潔度提升，有利于分離效率的提高，粒度更小的細灰進入尾部煙道，導致尾部煙道受熱面管排粘灰嚴重（停爐后檢查情況如圖5 所示），尤其是高、低溫過熱器吸熱能力下降明顯，最終導致排煙溫度升高，主汽溫度偏低。另外，省煤器吸熱能力下降不明顯，分析認為由于改造時將省煤器更換為新?lián)Q熱管，管子表面光潔度優(yōu)于改造前，因此表現(xiàn)為吸熱能力優(yōu)于改造前。第四次改造后，尾部受熱面積灰減輕而吸熱增強，鍋爐滿負荷排煙溫度在166 ℃以下。

表3 尾部受熱面煙溫變化統(tǒng)計Tab.3 Variation of temperature drop on tail heating surface

圖5 高溫過熱器積灰（左）、低溫過熱器積灰（右）狀況Fig.5 Ash deposition on high（left）and low（right）temperature superheater

3.3 對NOx 初始排放及NOx 超低的影響

如圖6 所示NOx初始排放和SNCR 脫硝后NOx排放情況。前三次改造后，180 t/h 負荷時鍋爐NOx初始排放濃度呈下降趨勢，NOx初始排放濃度（質(zhì)量濃度）從350 mg/Nm3降低至150 mg/Nm3，改造后同負荷下鍋爐NOx初始排放降幅約48%。分析認為，分離結(jié)構(gòu)優(yōu)化后，旋風分離捕集并送回爐膛的冷灰量增加，鍋爐中高負荷時密相區(qū)燃燒溫度水平大幅降低是導致燃料型NOx生成量大幅度減少的主因［10-11］。同時考慮到，改造后鍋爐采用低氧量運行方式，密相區(qū)空氣分級效果增強，爐膛還原性氣氛增強，也一定程度上抑制了燃料型NOx的生成，因此，第四次優(yōu)化方案實施后，雖然分離效率降低，床溫升高，但是NOx初始排放相比于改造前也降低約15%。同時，鍋爐配置有SNCR 脫硝系統(tǒng)，脫硝還原劑采用質(zhì)量分數(shù)為40%的尿素溶液，稀釋到10%后通過脫硝噴槍噴入旋風分離器煙氣中，鍋爐基本能實現(xiàn)NOx的排放濃度（質(zhì)量濃度）低于50 mg/Nm3指標要求。

圖6 NOx初始排放及SNCR 脫硝后NOx排放Fig.6 Initial NOx emission and NOx emission after SNCR

3.4 對分離器效率及耐火材料磨損的影響

文獻［6］指出通過提高旋風分離器入口流速及優(yōu)化中心筒徑能提高旋風分離器效率、提高灰循環(huán)倍率及改善鍋爐運行性能參數(shù)。目前，對已投運旋風分離器分離效率直接測定的常見方法有壓力測量法及碳平衡測量法，且須在熱態(tài)進行［2］，但是兩種方法分別受壓力測點準確性及分離器進口灰難以收集等條件限制，因此難以直接測定。本文通過對飛灰及返料灰粒度分析，間接分析歷次改造后旋風分離器的分離效率變化。采用Beckman LS 激光粒度分析儀得到顆粒算數(shù)加權(quán)平均粒徑及累積體積50%時的中位粒徑D50（如表4 所示），鍋爐旋風分離器前三次提效改造后，飛灰中位粒徑D50從46.21 μm 逐漸降低到22.73 μm，表明從旋風分離器逃逸的大顆粒飛灰份額降低；返料灰中位粒徑D50從178.46 μm 降低到132.30 μm，表明分離器捕集的灰中的細顆粒份額增多。旋風分離器飛灰及返料灰粒度的降低共同表明改造后旋風分離器對小顆?；业牟都芰μ岣?，間接反映出旋風分離器分離效率提高。第三次改造時未對旋風分離器結(jié)構(gòu)尺寸進行調(diào)整，分離效率仍然有較為明顯的提高，分析認為旋風分離器筒體粗糙度降低，光潔度提升，耐火材料破損處的局部渦流減少，減少了分離灰的二次夾帶，有利于提高分離器效率。

表4 改造前后返料灰及飛灰粒度統(tǒng)計分析Tab.4 Particle size statistics of return ash and fly ash

雖然在前兩次改造中旋風分離器效率不斷提高，但是第二次改造后分離器入口流速嚴重偏高，造成旋風分離器內(nèi)耐火材料磨損速率增加，半年后耐火材料破損嚴重如圖7 所示。通常磨損速率與速度的3 次方成正比［12］，尤其當高濃度含灰氣流以更高的流速直接撞擊分離器靶區(qū)，加劇了分離器靶區(qū)的磨損。這也就促成了第三次改造，也即分離器耐火材料更換改造的實施。

圖7 分離器耐火材料磨損情況Fig.7 Wear of separator refractory

4 結(jié)論

本文在240 t/h 循環(huán)流化床鍋爐上進行了旋風分離器結(jié)構(gòu)優(yōu)化工程實踐，實踐表明：通過旋風分離器入口耐火材料弧線尺寸優(yōu)化及筒體內(nèi)部耐火材料修復，喉口風速從24.26 m/s 可提高至30.21 m/s；分離效率提高，飛灰中位粒徑D50降到22.73 μm，返料灰中位粒徑D50降到132.30 μm；分離效率提高可使鍋爐NOx初始排放濃度（質(zhì)量濃度）從350 mg/Nm3降至150 mg/Nm3以下，結(jié)合SNCR 脫硝技術(shù)NOx排放濃度（質(zhì)量濃度）降到50 mg/Nm3以下；同負荷平均床溫降幅約110 ℃；爐內(nèi)灰濃度提高后鍋爐帶負荷能力從200 t/h 恢復至240 t/h。但是過高的分離器入口流速會造成尾部受熱面積灰嚴重，排煙溫度超過170 ℃限制，鍋爐帶負荷能力在180 t/h 以下，旋風分離器耐火材料磨損加劇等問題。