前后對沖旋流燃煤鍋爐CO和NOx分布規律的試驗研究

李德波， 沈躍良

（廣東電網公司電力科學研究院，廣州510060）

隨著我國火力發電事業的發展，國內投產了一大批超臨界和超超臨界燃煤發電機組．四角切圓鍋爐殘余旋轉給過熱器和再熱器受熱面溫度偏差的控制帶來非常大的困難和挑戰，尤其是超臨界和超超臨界機組，這種偏差對溫度的影響更明顯，因此采用旋流燃燒器組織爐內空氣動力場逐漸成為超臨界和超超臨界機組首選的燃燒方式［1－3］．

經過近幾年的運行實踐，部分超臨界對沖燃煤鍋爐存在尾部煙氣中CO排放質量濃度較高的問題，即鍋爐的燃燒效率有待提高，如某A電廠的1號和2號鍋爐的CO排放質量濃度有時高達3 000 mg／m3，化學不完全燃燒損失達到1%，從而使這部分煤耗高達3g／（kW·h）；某B電廠1號和2號鍋爐也存在CO排放質量濃度較高的問題，使得鍋爐熱效率無法達到設計值［3－5］．

為了找出超臨界或超超臨界前后對沖燃煤鍋爐CO排放量大的原因，筆者對某電廠前后對沖旋流燃煤鍋爐的CO和NOx排放進行試驗究，初步得到了CO排放質量濃度高的原因，為前后對沖旋流燃煤鍋爐的設計和運行提供理論指導．

1 前后對沖燃煤鍋爐

筆者所研究的某電廠3號鍋爐為東方鍋爐股份有限公司與日本日立－巴布科克公司聯合設計的600MW超臨界機組前后對沖旋流燃煤鍋爐，有關設計參數見表1，其中BMCR為鍋爐最大連續蒸發量，BRL為鍋爐額定出力．該鍋爐設計煤種為神木煤，校核煤種為晉北煙煤，煤種的煤質分析見表2．

表1 鍋爐的主要性能參數Tab．1 Main performance parameters of the boiler

2 燃燒器的結構及配風情況

2．1 燃燒器的結構

鍋爐燃燒器為東方日立鍋爐有限公司的HTNR3低NOx旋流燃燒器，其結構見圖1，燃燒器布置見圖2．其中，第1層燃燒器對應A磨和F磨，第2層燃燒器對應B磨和D磨，第3層燃燒器對應E磨和C磨．

表2 煤種的煤質分析Tab．2 Proximate and ultimate analysis of the coal

圖1 燃燒器結構示意圖Fig．1 Structural diagram of the burner

煤粉和一次風經煤粉管道、燃燒器一次風風管、文丘里管、煤粉濃縮器和燃燒器噴嘴后進入爐膛．二次風經二次風大風箱及燃燒器內、外二次風通道進入爐膛，其中內二次風（二次風）為直流，外二次風（三次風）為旋流．單只燃燒器內、外二次風的風量分配通過調節內二次風擋板開度和外二次風調風器開度來實現．各層燃燒器總風量的調節通過風箱入口擋板開度來實現．燃盡風主要由中心風、內二次風和外二次風組成，其中中心風為直流風，內、外二次風為旋流風．側燃盡風主要由中心風和外二次風組成，其中中心風為直流風，外二次風為旋流風．燃盡風總風量的調節通過風箱入口擋板開度來實現．

圖2 燃燒器的布置Fig．2 Arrangement of burners

2．2 燃燒器的配風情況

針對實際運行中CO排放質量濃度高的問題，電廠技術人員對燃燒器配風進行了調整．將每層中間2個燃燒器的外二次風調風器開度調整為50%，兩側的外二次風調風器開度調整為100%（其中E1和E2燃燒器因調風器故障，處于全關狀態）．中間2個燃盡風的三次風擋板全關，二次風和三次風的調風器則全開．該電廠3號鍋爐燃燒器的配風情況見表3．

3 試驗方法及結果分析

3．1 試驗方法

空氣預熱器進、出口截面的數據采用網格法進行測量，在負荷穩定3h后，每10～15min測量一次數據．試驗測量儀器為西門子公司的U23煙氣分析儀和PMA10順磁氧體積分數計．

3．2 試驗結果及分析

3．2．1 O2體積分數對CO和NOx排放質量濃度的影響

當入爐煤（其煤質參數見表4）為m（澳洲煤）∶m（印尼煤）≈1∶5，3號鍋爐6臺磨煤機滿負荷下運行時不同O2體積分數下空氣預熱器進口的CO和NOx排放質量濃度分布見圖3，其中測試條件見表5，A磨和F磨的各煤種質量比為m（澳洲煤）∶m（印尼煤1）∶m（印尼煤2）＝2∶1∶1，B磨、D磨、E磨和C磨各煤種質量比為m（印尼煤1）∶m（印尼煤2）∶m（印尼煤3）＝1∶1∶2．

表3 3號鍋爐燃燒器的配風Tab．3 Air distribution for burners of No．3boiler%

表4 入爐煤種的煤質參數Tab．4 Quality parameters of the coal as fired

由圖3（a）可見，當運行 O2體積分數φ（O2）＝3．0%時，空氣預熱器進口CO平均排放質量濃度僅為219mg／m3，NOx平均排放質量濃度為261mg／m3（折算為O2體積分數為6．0%時，下同）．脫硫系統出口凈煙氣在線測量得到的CO平均排放質量濃度為176mg／m3（波動范圍為26～466mg／m3），CO排放質量濃度不穩定，且隨著運行時間的延長，CO排放質量濃度呈下降趨勢，總體排放質量濃度不高．

由圖3（a）還可以看出，空氣預熱器進口O2體積分數和NOx排放質量濃度基本呈兩側低、中間高的分布趨勢，與O2體積分數的變化一致，而CO排放質量濃度則相反，呈兩側高、中間低的分布趨勢．

對于前后對沖旋流燃煤鍋爐，可以認為煙氣流線整體上并不會發生顯著的扭轉、拐彎或偏斜等，尾部煙道兩側煙氣中CO排放質量濃度的升高基本表明爐膛兩側水冷壁區域的還原性氣氛相對增強［6］．

圖3 3號鍋爐空氣預熱器進口的煙氣成分分布Fig．3 Gas composition distribution at inlet of No．3boiler＇s air pre－heater

表5 3號鍋爐的測試條件Tab．5 Experimental conditions of No．3boiler

由圖3（b）可知，當φ（O2）減小為2．6%時，空氣預熱器進口處的O2體積分數分布相對均勻，A側靠邊位置處的O2體積分數相對偏小，CO排放質量濃度較高，CO平均排放質量濃度升高為373．75 mg／m3，NOx平均排放質量濃度為265mg／m3，略有升高．脫硫系統出口凈煙氣在線測得的CO平均排放質量濃度為499mg／m3（其波動范圍為186～1 029mg／m3），CO排放質量濃度也不穩定，隨著運行時間的延長，CO排放質量濃度呈升高趨勢．

由圖3（b）還可以看出，A側靠邊位置處CO的排放質量濃度較高，分析認為主要原因是E1和E2燃燒器外二次風調風器發生故障及F層A側二次風箱擋板開度相對偏小．爐膛總O2體積分數相對較小時，A側O2體積分數的減小趨勢增大，貼壁處的還原氣氛增強，CO排放質量濃度升高．

由圖3（c）可知，當φ（O2）增大至3．8%時，空氣預熱器進口A側的O2體積分數相對較低，CO排放質量濃度相對較高，CO平均排放質量濃度升高為373．75mg／m3．NOx排放質量濃度相對B側偏低，NOx平均排放質量濃度為308mg／m3，與φ（O2）＝2．6%時相比，約升高了16%．脫硫系統出口凈煙氣在線測得的CO平均排放質量濃度為174mg／m3（波動范圍為54～507mg／m3），CO排放質量濃度也不穩定，隨著運行時間的延長，CO排放質量濃度變化趨勢較平穩．

φ（O2）增大至3．8%與減小至2．6%相比，隨著O2體積分數的增大，CO平均排放質量濃度降低，NOx平均排放質量濃度升高．當φ（O2）增大為3．8%時，爐膛總體O2體積分數變化相對較平穩．由于受煤粉細度和煤粉質量濃度偏差的影響較大，爐內局部區域存在不完全燃燒現象，煙氣中CO的排放質量濃度在空氣預熱器進口中部出現峰值．

圖4給出了3號鍋爐CO和NOx排放質量濃度隨φ（O2）的變化，其中CO和NOx排放質量濃度均采用脫硫系統出口凈煙氣的在線數據．由圖4可知，當φ（O2）＞3．0%時，φ（O2）的增大對降低CO排放質量濃度的效果并不明顯，反而使NOx排放質量濃度略有升高．綜合考慮CO和NOx排放質量濃度變化趨勢，該鍋爐φ（O2）維持在3．0%較為合適．

圖4 3號鍋爐CO和NOx排放質量濃度隨φ（O2）的變化Fig．4 Variation of CO and NOxmass concentration with the change of oxygen for No．3boiler

3．2．2 燃盡風風量對CO和NOx排放質量濃度的影響

表6給出了600MW負荷下燃盡風風量對CO排放質量濃度的影響．由表6可知，在維持鍋爐總氧量不變的前提下，當主燃燒器二次風門適當關小且燃盡風門適當開大時，CO和NOx的排放質量濃度均呈下降趨勢．主燃燒器區域風量減少，尾部煙氣中CO的排放質量濃度降低，說明鍋爐的燃盡風穿透力不足，使得主燃燒器區生成的CO無法在燃盡區完全被氧化．

表6 調整燃盡風對CO和NOx排放質量濃度的影響Tab．6 Effects of overfire air adjustment on CO and NOx mass concentration

4 CO排放質量濃度的控制措施

針對前后對沖旋流燃煤鍋爐中由于配風不均而造成的CO排放質量濃度較高的現象，可采取以下主要控制措施來有效降低CO的排放質量濃度：

（1）消除E1和E2燃燒器二次風調風器故障缺陷，保證風門開關好用．重新調整各燃燒器外二次風的開度，加大兩側二次風風量，以改善側墻水冷壁管附近的還原性氣氛．將同層1號和6號燃燒器的外二次風調風器開度調為100%，中間2號～5號燃燒器的外二次風調風器開度調為80%．

（2）關小側燃盡風二次風擋板和燃盡風二次風、三次風擋板開度，使直流風量增加，直流風的剛性增強，從而增強直流風穿透到爐膛中心的能力；增大爐膛風箱間壓差和提高燃盡風穿透能力可使主燃燒器區域生成的CO在燃盡區被完全氧化．

（3）減小爐膛漏風量和備用燃燒器的冷卻風量．在一定的φ（O2）下，當鍋爐在低負荷下運行時，勢必會使燃燒區域的風量減少或利用率降低，進而造成燃燒區域整體或局部缺氧現象加重，加劇風粉配比的不均衡性和不及時性，導致CO排放質量濃度升高．

（4）旋流燃燒器要求給粉盡可能均勻，實際運行中由于分離器特性所限，各個燃燒器的給粉并不均勻，其煤粉量偏差一般在10%左右，差別大時可達30%以上，而二次風一般采取均勻配風方式．因此，這種運行方式勢必使部分燃燒器附近處于缺氧燃燒狀態．由于燃燒氣流后期混合較差，部分區域水冷壁處于還原性氣氛中，從而使鍋爐CO的排放質量濃度升高［7］．因此，要調整和維持合適的煤粉細度，削弱煤粉濃度偏差，盡可能使投運的一次風粉管出粉量分配均勻，保持爐內著火充分．

5 結 論

（1）該電廠前后對沖旋流燃煤鍋爐CO排放質量濃度較高是由于配風不均造成的．

（2）當φ（O2）＞3．0%時，O2體積分數的增大對降低CO排放質量濃度的效果并不明顯，反而使NOx排放質量濃度明顯升高．綜合考慮CO和NOx排放質量濃度的變化趨勢，φ（O2）＝3．0%時較為合適．

（3）應重新調整各燃燒器外二次風的開度，加大兩側二次風風量，以改善側墻水冷壁管附近的還原性氣氛．

（4）在鍋爐總O2體積分數不變的前提下，當主燃燒器二次風擋板開度適當關小且燃盡風擋板開度適當開大時，CO和NOx排放質量濃度均降低．

（5）關小側燃盡風二次風擋板及燃盡風二次風和三次風擋板開度，有利于降低CO排放質量濃度．

［1］樊泉桂．新型煤粉燃燒器的燃燒機理分析［J］．廣東電力，2010，23（4）：45－50．FAN Quangui．Combustion mechanism analysis of new type pulverized coal burner［J］．Guangdong Electric Power，2010，23（4）：45－50．

［2］樊泉桂．超臨界和超超臨界鍋爐煤粉燃燒新技術分析［J］．電力設備，2006，7（2）：23－25．FAN Quangui．Analysis of new pulverized coal combustion technology of supercritical pressure boiler［J］．Electrical Equipment，2006，7（2）：23－25．

［3］岑可法，周昊，池作和．大型電站鍋爐安全及優化運行技術［M］．北京：中國電力出版社，2002．

［4］鄭民牛．超超臨界1000MW鍋爐選型的幾個關鍵要點［J］．動力工程，2006，26（2）：166－170．ZHENG Minniu． A few key－problems concerning typechoice of 1000MW ultra－supercritical boilers［J］．Journal of Power Engineering，2006，26（2）：166－170．

［5］楊震，莊恩如，曹子棟．600MW超臨界直流鍋爐的燃燒調整試驗［J］．動力工程，2007，27（4）：502－506，521．YANG Zhen，ZHUANG Enru，CAO Zidong．Combustion adjustment of a 600MW supercritical oncethrough boiler［J］．Journal of Power Engineering，2007，27（4）：502－506，521．

［6］張基標．超超臨界對沖燃燒鍋爐高溫腐蝕研究［J］．浙江電力，2011（4）：4－6．ZHANG Jibiao．Research on high－temperature corrosion of ultra－supercritical opposed firing boiler［J］．Zhejiang Electric Power，2011（4）：4－6．

［7］牟春華，張義政，王春昌．某臺墻式燃燒鍋爐嚴重高溫腐蝕和低負荷飛灰可燃物含量高的原因分析［J］．熱力發電，2008，37（7）：39－41．MU Chunhua，ZHANG Yizheng，WANG Chunchang．Cause analysis of serious high temperature corrosion and high content of unburned combustion on fly ash under low load of one wall－firing boiler［J］．Power Generation，2008，37（7）：39－41．