370 MW 機組鍋爐低氮燃燒改造分析

賈宏祿

(江蘇利港電力有限公司，江蘇 江陰214444)

0 引言

目前國內外針對旋流燃燒器鍋爐從燃燒方面降低氮氧化物改造的主要方法是通過燃燒器分級配風、濃淡燃燒來控制燃料著火點和配風達到降低氮氧化物的生成量，通過二次風配風和增加燃燼風(OFA)控制主燃燒區域的過量空氣系數和還原性氣體使已經生成的氮氧化物進行還原反應，降低鍋爐氮氧化物排放量［1，2］，各種技術存在差異，改造效果和存在問題也不盡相同。利港電廠3 號爐是370 MW 機組的配套鍋爐，是燃燒器前墻布置的L 型燃燒自然循環汽包爐，采用的是低NOX軸向旋流燃燒器(LNASB)，投產后鍋爐的實際氮氧化物排放水平在700 mg/Nm3左右。分別于2012 年和2014 年對3 號爐實施低氮改造和優化，通過試驗、調整，燃燒器低氮改造取得了一定的效果。

1 鍋爐改造前燃燒設備情況及運行介紹

1.1 鍋爐和燃燒器的基本參數和結構特點

3 號爐是武漢鍋爐廠制造的型號為WGZ1246/18．15-1 的亞臨界汽包爐，一次中間再熱、旋流燃燒器前墻布置、煙氣擋板調再熱汽溫、固定排渣形式。每套正壓直吹式制粉系統帶6 只雙調風低NOX軸向調節旋流燃燒器，設計在額定負荷時3臺磨運行。24 只燃燒器分成四層布置在爐膛前墻，四層燃燒器由上向下依次對應ABCD 磨煤機。LNASB 雙調風軸向調節旋流燃燒器的內、外二次風風量和旋流強度均可在運行中調整。二次風箱分成4 層，同一層的6 只燃燒器共用1 個二次風箱，并通過二側進口的層二次風量擋板來調節本層燃燒器的總二次量。

1.2 改造前氮氧化物排放狀況

1998 年投產后3 號爐的氮氧化物排放水平較高，滿負荷一般在600～700 mg/Nm3之間，高時超過800 mg/Nm3。由表1 所示的改造前基準試驗數據中可以看出，上三層燃燒器運行工況下氮氧化物排放濃度最高，四磨運行工況下次之［3］。燃燒器集中運行方式(ABC 和BCD 磨方式)下氮氧化物排放濃度比燃燒器隔層運行方式(ABD 和ACD 磨方式)高。

1.3 改造前鍋爐存在的問題

3 號鍋爐投產后存在的主要問題是燃燒器的著火性能不好，尤其是燃用揮發分較低或高熱值的難燃煤時，現場觀察燃燒器著火點很遠，經常超過1 m。為提高燃燒器的著火性能、降低鍋爐減溫水，運行中被迫采用增加燃燒器二次風的解決方法，層二次風箱的風壓提高幅度高達數百Pa，這樣就造成了鍋爐過量空氣系數偏大，排煙損失增加和NOX排放水平較高。由圖1 和圖2 可以看出:改造前在350 MW 負荷下，D1 燃燒器在爐內距一次風噴口800～900 mm 處，溫度達到780～847 ℃，D4 燃燒器在爐內距一次風噴口1 000～1 100 mm 處，溫度達到620～720 ℃。

表1 改造前基準試驗測試及運行數據匯總

圖1 3 號爐改造前后D1 燃燒器著火點對比

圖2 3 號爐改造前后D4 燃燒器著火點對比

雖然鍋爐減溫水取自高加進口的“冷水”水源，但鍋爐減溫水量大仍是影響鍋爐和機組正常運行的主要問題之一，因為減溫水不夠而降負荷或頻繁增加爐膛吹灰的事件經常發生。鍋爐頻繁掉焦也是影響安全運行的因素之一，有時1 個月可發生多次掉焦現象。

2 低氮改造情況和運行機理

2.1 燃燒系統改造的運行機理

經過煤粉濃縮裝置后的一次風穿越中心回流區的煤粉濃度增大，且因為一、二次風的混合的推遲，在中心區域產生高濃度的CO 等還原性氣氛，使煤粉在還原性氣氛下燃燒，延長了煤粉在還原性氣氛中的停留時間，可有效控制燃料型NOX的形成。由于二次風被分成了內外兩部分，因而形成了分級燃燒，與中心給粉相結合，實現低NOX排放。布置在后墻的燃燼風燃燒器的配風由直流二次風和旋流二次風組成，中心為直流二次風，中心部分氣流剛性大、擴散衰減速度慢，可以直接穿透上升煙氣直達爐膛中心部位;外層為旋流二次風，其擴散角大、衰減速度快、剛性弱，能夠與距爐膛前后水冷壁附近的上升煙氣迅速、均勻地混合，不會造成靠近壁面附近的部位缺氧。通過改變直流二次風和旋流二次風的比例及旋流強度可達到使煤粉最大限度地燃燼并抑制NOX生成的效果。設計為可以垂直向下擺動的燃燼風噴口，能有效調節爐膛火焰中心，控制爐膛出口煙溫，防止超溫。

2.2 燃燒器實際改造情況

改造時保留了原燃燒器的層二次風箱和層二次風量擋板，燃燒器改為HBS-LNSBⅡ型中心給粉燃燒器。進入燃燒器的一次風由旋流特性改為直流特性，燃燒器的一次風筒增加了三道風粉濃縮裝置用于煤粉濃淡燃燒，并設置合適的一次風口與內二次風擴口的軸向距離，以推遲一、二次風的混合。內調風器改為角度固定不可調，外調風器由以前的軸向調節改為徑向可調調風器，該葉片最大可調范圍為0～70°，燃燒器也不設內二次風量擋板，運行中內二次風量不可調節。改造后的燃燒器不再設最外邊的風量調節套筒，所以不能進行同層燃燒器之間的配風調節。

在最上層的A 層燃燒器上方所對應的后墻位置布置一層燃燼風，安裝6 只燃燼風。在后墻增加一個燃燼風風箱，從兩側墻二次風總風道上引一段風道至燃燼風風箱，并設置風量調節擋板門，用于所有燃燼風風量的調節。每個燃燼風燃燒器的配風均由直流二次風和旋流二次風組成，直流部分的風量及旋流部分的徑向可調葉片通過各自的擋板來調節。燃燼風噴口角度還可以實現0～-15°的調節，用來輔助控制火焰中心位置。

3 燃燒器改造后運行情況分析

3.1 冷態空氣動力場試驗結果

爐內冷態空氣動力場試驗時燃燒器外調風器葉片角度選擇了20°，25°，30°，35°這4 個位置，通過試驗發現燃燒器回流區明顯，經過爐內燃燒器飄帶試驗檢查燃燒器回流區，最終將燃燒器外調風器葉片定位在25°，將燃燼風的外二次風葉片角度定為30°。對應的燃燒器風速見表2。

表2 外調風器葉片為25°時燃燒器風速 m/s

在1 000 t/h 的總二次風量下，測量外二次風葉片角度分別為20°，25°，30°及35°時的燃燒器回流區直徑為1 300～1 700 mm，長度為1 700～2 100 mm，隨著外二次風葉片角度的增大，燃燒器出口二次風旋流強度降低，中心回流區變小。

3.2 熱態運行情況

機組改造投運后，結渣嚴重，鍋爐頻繁發生掉渣(最多時1 天4 次)，嚴重影響機組的安全運行，變負荷時鍋爐火檢晃動、不穩。NOX排放濃度高。運行中發現燃燒器二次風阻力增加了800～1 000 Pa，增幅較大。降低二次風壓運行后燃燒器火檢有明顯好轉。熱態測量燃燒器著火點和改造前相比明顯提前，大多數燃燒器著火點在距離出口(以爐墻為界)100 mm 以內。從圖1 和圖2 的額定負荷下著火點對比可以看出，改造后燃燒器著火距離明顯縮小，且幅度很大。但個別屏再熱器金屬容易超溫，鍋爐減溫水率也有明顯升高。NOX排放濃度隨氧量變化非常敏感。OFA 擺角由水平下調后，氣溫和金屬溫度反而升高。

3.3 燃燒器低氮改造后運行情況分析

分析冷態空氣動力場試驗結果發現，外調風器角度在25°時，燃燒器出口外二次風速比內二次風速低，內二次風平均風速約為外二次風的1．56倍。簡單計算，在不考慮一次風和燃燼風，單對燃燒器的二次風而言，燃燒器外二次風占45．83%，而內二次風量則占54．17%，實際外二次風量與內二次風量之比約為0．85 倍。無論從燃燒器的穩燃角度還是從降低NOX的機理來看都應該是控制外二次風量大于內二次風量，燃燒改造設計的外二次風量與內二次風量之比約為1．63倍。改造后的3 號爐內二次風直接從風箱中進風，內二次風量偏大且不可調整。這樣機組運行中會因為內二次風量大、風速高造成一次風煤粉氣流與內二次風過早的混合，燃燒器著火、燃燒的核心區還原性氣氛不夠，所以NOX排放濃度高。

測量燃燒器外調風器角度由25°開大到40°減少旋流強度時，燃燒器著火點沒有明顯的變化，反而火焰氣流形狀有明顯好轉的情況，而且燃燒器層二次風壓明顯下降，燃燒器阻力減小(減小約1/3)。這說明原來設計燃燒器的外調風器運行角度在25°偏小，因為外二次風速和風量均小于內二次風，造成了內二次風對燃燒器熱回流區及著火點的影響過大。雖然一次風采用了濃淡分離燃燒，但外二次風風量小、旋流大就造成外二次風飛邊，個別燃燒器的少量煤粉脫離主火焰，影響火檢不穩晃動，尤其在負荷波動時。

將燃燒器外調風器角度由25°開大到40°后NOX排放濃度明顯下降。節日調停期間再次測量了調整后的燃燒器噴口氣流速度，測量發現燃燒器平均外二次風速明顯提高且已經高于內二次風速，平均內二次風速約為外二次風速的0．94 倍，這也說明了以上理論分析是正確的。

因為單只燃燒器沒有風量套筒擋板和內二次風量調節擋板，無法進行燃燒器配風和燃燒器之間風量調平造成同層燃燒器之間風量偏差大，不利于靈活調節沿爐膛寬度的CO 及火焰高度位置，這是影響完全燃燒和影響降低NOX排放濃度的原因之一。冷態測量噴口氣流速度時發現同層燃燒器之間的風速相差很大，尤其是燃燒器外調風器角度由25°開大到40°后，同層的燃燒器中最大的外二次風速是最小風速的1．84 倍，最大內二次風速是最小風速的2．21 倍［4］。

分析認為改造設計的燃燼風率偏高，雖然對于降低NOX有較明顯的效果，但在爐膛區域生成的CO含量過高，容易造成爐膛結渣和高溫腐蝕［5，6］。測量爐膛后墻OFA 下部區域的CO 超過50 000 μL/L，就是在二層燃燒器運行的200 MW 低負荷、高氧量工況下實測爐膛后墻OFA 下部區域的CO 也同樣超過儀表50 000 μL/L 的量程。燃燒改造后鍋爐燃燒器區域頻繁結渣的主要原因應該是燃燒器配風的嚴重偏差造成。一是內、外二次風之間的配風不合理;二是燃燼風配風不合適。燃燒器區域過高的CO 也會造成燃料灰熔點有較大幅度的下降。

在高負荷時CO 高、個別區域金屬溫度高限制了降低氧量運行，通過實測的CO 可以發現煙道中的CO 是局部的，且分布很不均勻。

OFA 放在后墻并無明顯的優點［7］，且OFA 外調風器角度、內調風器風量擋板調節后無明顯的效果。6 只OFA 的風量采用風箱二側進口擋板遠方調節效果也不好。如果采用單只OFA 均能單獨遠方調節的方式，會更有效地控制局部區域的CO和金屬超溫。

燃燒器改造后測量發現同層燃燒器之間(煤粉管間)煤粉量偏差較大，A 磨和B 磨的最大偏差分別達到32%和37%。這也是燃燒工況偏差的原因之一。

4 燃燒器的二次優化改造和驗收試驗及運行情況分析

4.1 二次優化改造及運行分析

燃燒器低氮改造后運行一年多又進行了二次優化改造，主要是每只燃燒器增加了內二次風量調整擋板并增長了一次風噴口。另外進行外調風器調節機構的整改檢修，以解決內二次風量無法調整的問題。

分析二次優化后冷態空氣動力場試驗結果發現，外調風器角度在40°，內二次風量擋板在50%開度時，測量燃燒器出口外二次風速比內二次風速高，平均外二次風速約為內二次風速的2．41 倍，簡單計算，在不考慮一次風和燃燼風，單對燃燒器的二次風而言，燃燒器外二次風占76．05%，而內二次風量則占23．95%，徹底改變了燃燒器剛改造時實際外二次風量遠大于內二次風量的狀態。使內、外二次風的配風到達了合理區間。

二次優化改造后，連續運行也沒有再發生鍋爐掉渣現象，鍋爐著火和燃燒穩定。而且鍋爐的減溫水率有明顯的下降，鍋爐氮氧化物排放也有明顯的下降。

燃燒器組合方式對NOX影響很大［3，4］，同樣控制4%左右氧量和21%～24%的燃燼風率，對比330 MW 負荷下，NOX排放濃度從低到高的順序為:ACD，ABD，BCD，ABC 燃燒器方式，對比改造前的ABD，ACD，ABC，BCD 排列順序還是有一定的改變(詳見表3)，但與二次優化改造前沒變化。

表3 二次優化后燃燒器方式對NOx 的影響(2014 年4 月份在線數據)

4.2 驗收試驗結果分析

2014 年6 月進行了驗收試驗，試驗結果如表4 所示。鍋爐優化改造后氮氧化物排放的質量濃度下降幅度為42．46%，平均氮氧化物達到377 mg/Nm3。相同工況對比，鍋爐減溫水率減少了2．46%，也徹底解決了第一次改造前、后鍋爐結渣、掉渣現象。

表4 改造后驗收試驗測試及運行數據匯總

雖然改造后的灰、渣含碳的質量百分數分別為5．03%和4．36%，但灰、渣含碳升幅卻達到了186%和29．5%，而且改造后鍋爐修正后排煙溫度平均升高了6．24 ℃，對鍋爐效率的影響較大。

增加了內二次風量調整擋板后，調整燃燒器內、外二次風的配風達到了合理區間，這是二次優化改造后氮氧化物排放濃度下降和解決鍋爐嚴重結渣、掉渣現象的主要原因。燃燒器內、外二次風的合理配風結合一次風的濃淡分離燃燒，使煤粉火焰穩定性也得到了提高。

SCR 入口在線測量的氮氧化物排放濃度和實測值很接近，足以指導機組人員進行運行調整。

測量鍋爐水冷壁表面的還原性氣體含量過高，存在水冷壁高溫腐蝕的危險［8］。

5 結論

(1)改造設計時存在的不足，造成了鍋爐投運后嚴重結渣、減溫水率升高，鍋爐的氮氧化物排放無法達到要求。經反復調整無效后被迫進行二次優化改造。

(2)優化改造后不但解決了鍋爐之前存在的燃燒器著火點遠、著火性能不好以及嚴重結渣、掉渣現象，氮氧化物排放的質量濃度下降42．46%，平均氮氧化物達到377 mg/Nm3。二次改造后減溫水率少了2．46 個百分點，解決了機組因減溫水不夠用而降負荷或頻繁增加爐膛吹灰的問題。

(3)改造后的灰、渣含碳的質量百分數升高幅度較大，且修正后排煙溫度也有一定幅度的升高，對鍋爐效率的影響相對較大。鍋爐改造沒有考慮水冷壁高溫腐蝕的預防問題，存在水冷壁高溫腐蝕的危險。

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