480 t/h 鍋爐低氮燃燒器改造與運行優化調整

單錦宏

(鹽城發電有限公司，江蘇鹽城 224003)

隨著世界范圍內環保壓力的與日俱增,燃煤電廠的NOx排放越來越受到重視，在降低NOx的排放方面，使用低氮燃燒器是一個重要的選擇，且具有應用廣泛、結構簡單、經濟等優點，是燃煤電廠NOx控制的首選技術[1，2]。

1 改造前鍋爐概況

鹽城發電有限公司10 號鍋爐為上海鍋爐廠2004年制造，2005年7 月投產，鍋爐型號為SG-480/13.7-M775 型，480 t/h 鍋爐超高壓自然循環鍋爐，鍋爐本體呈Π 型露天布置，采用全鋼雙排柱構架懸掛結構方式。燃燒器采用四角布置切向燃燒方式，在爐膛中心形成D700 mm的假想切圓，逆時針旋轉，燃燒器的箱體固定于水冷壁上，隨水冷壁一起向下膨脹；爐膛截面深×寬=9.6 m×9.6 m，寬深比為1:1，爐膛容積為2761 m3；燃燒器共設置四層一次風噴嘴，“下下”、“下上”一次風集中布置，采用水平濃淡分離燃燒技術；一次風設計風速為24 m/s，二次風設計風速為45 m/s，每組燃燒器各有二次風擋板四組，均由電動執行機構單獨操作，燃燒器一次風噴嘴除下一次風不擺動，其余噴嘴均可手動上下擺動。制粉系統采用鋼球磨中間儲倉式乏氣送粉系統，每臺鍋爐共配置2 臺TDM350/600 型磨煤機。燃煤設計煤種為煙煤，目前正常為摻配煤入爐。

2 低氮燃燒器改造技術方案

更換現有燃燒器組件，包括四角風箱、風門擋板、燃燒器噴嘴體、角區水冷壁彎管等。對燃燒器進行重新布置，主燃燒器整體下移，改變假想切圓直徑，調整各層煤粉噴嘴的標高和間距，增加新的燃盡風組件以增加高位燃盡風量。更換A 層微油燃燒器和其他3 層一次風噴口、噴嘴體及彎頭，一次風全部采用上下濃淡中間帶穩燃鈍體的燃燒器；采用新的二次風室，適當減小端部風室、油風室及中間空氣風室的面積；主燃燒器區域下端部AA 及燃盡風（OFA）、高位燃盡風（SOFA）二次風及一次風為逆時針方向旋轉,切圓直徑D831 mm，其他的二次風改為與一次風形成5°角偏置，順時針反向切入，形成橫向空氣分級；在燃盡風室兩側和BC 兩層一次風噴口之間加裝貼壁風，風量重新合理分配，并調整主燃燒器區一二次風噴口面積，使一次風速滿足入爐煤種的燃燒特性要求，主燃燒器區的二次風量適當減小，形成縱向空氣分級，改造后燃燒器主要設計參數如表1 所示。

表1 改造后燃燒器主要設計參數

在原主燃燒器上方增加3 層SOFA 分離燃盡風噴口，在主燃燒器上部兩側墻大風箱上蓋開孔,向上延接SOFA 燃盡風道,與原大風箱結構相似,保持較大的流通面積，形成統一的等壓大風箱，阻力小，供風量能得到滿足，分配足量的SOFA 燃盡風量，SOFA 噴口可同時做上下左右擺動。改造后燃燒器由下至上依次為：AA 二次風、A 一次風（微油燃燒器）、AB 二次風、B 一次風、BC 二次風（帶貼壁風）、C 一次風、CD 二次風（油）、D 一次風、OFA 二次風（帶貼壁風）、SOFA1、SOFA2、SOFA3，改造后燃燒器分布方式如圖1 所示。

圖1 改造后燃燒器分布方式

3 改造后運行調試

（1）試驗中選取OFA，CD，BC，AB 二次風門，在130 MW 左右負荷下保持不同的開度燃燒所得到的飛灰含碳量，以檢驗主燃區二次風量大小對飛灰含碳量的影響。試驗過程中二次風門開度從30%到100%，飛灰含碳量從3.6%降至1.6%，氮氧化物排放從250 mg/m3左右升至340 mg/m3左右。試驗結果表明二次風門開度越大，飛灰含碳量越小，說明燃燒越充分，但是氮氧化物排放也隨之升高，而且主燃區局部熱負荷也增大，增加了主燃區結焦的可能性，因此運行中保持合適的二次風門開度。

（2）在130 MW 負荷下測定，不同氧量對應不同的NOx排放及CO 排放水平，試驗結果表明，當實測氧量降低至2.0%以下時，會使CO 排放顯著激增，達到25 μL/L，尤其是尾部煙道的兩側達到35 μL/L 左右；增加氧量至3.0%時，CO 就會明顯降低，降至10 μL/L以下，但是NOx的排放也相應會升高，因此在運行中應盡量控制氧量在合理范圍內。

（3）本次改造新增加了三層SOFA 燃盡風，試驗為了檢驗SOFA 風門開關對汽溫和氮氧化物的影響，為以后運行確定最佳開度，試驗選取SOFA3 進行開關試驗。試驗結果表明，當SOFA 高位燃盡風開啟后，主汽溫有小幅上升3℃左右，再熱汽溫則變化不明顯，而氮氧化物從270 mg/m3左右降至240 mg/m3左右，下降30 mg/m3左右，降氮效果明顯。

（4）SOFA 燃盡風擺角試驗在130 MW 負荷下進行，投入主、再熱汽溫調節自動，將擺角由水平位（50%）逐漸向下擺動至20%后，觀察主蒸汽溫度出現小幅降低，而再熱汽溫則變化不明顯，同時隨著擺角向下，還原空間相對減小，氮氧化物會略有升高，而后將擺角逐漸向上擺動，由20%逐漸擺至70%，主、再熱汽溫隨之升高5℃，減溫水量也隨之逐漸增大，而氮氧化物從約270 mg/m3降至約230 mg/m3，下降40 mg/m3。

4 改造后運行優化調整

10 號爐調試期間，按廠家提供的配風方式進行配風，即加減負荷時，調整燃盡風門開度，二次風門基本不作調整，加減負荷過程中，主、再熱汽溫波動幅度較大，在運行人員有準備的超前調節、提前干預情況下，在120 MW 加至135 MW 負荷時，主汽溫度最高升至577℃；在110 MW 減至90 MW 負荷時，主汽溫度最低降至497℃。加、減20 MW 負荷時汽溫變化幅度達34℃，機組負荷自動控制（AGC）達不到調度要求，不能投入運行，廠家初期提供配風方式如表2 所示。

表2 廠家初期提供配風指導 %

經廠家和公司專業技術人員多次試驗分析，認為主燃燒器區的二次風量減小過大，阻力較大，送風機出口風壓較改造前增加，二次風和燃盡風配比與設計存在偏差是汽溫波動大主要原因。為減少汽溫波動，通過優化運行，改變配風方式和調整鍋爐燃燒方式，機組AGC 達到調度要求，投入運行。

（1）在加負荷時，為了防止主燃區過度貧氧，火焰中心上升，造成汽溫急劇升高，應提前開啟二次風門，給主燃區加氧，這樣可以阻止火焰中心上升，如果汽溫上升過快，可以將SOFA3 關閉，擺角下擺（百分比調?。麥胤€定后再恢復，避免汽溫急劇升高。減負荷時，為了防止火焰中心迅速下移，應提前將二次風門關小，同時要保證氧量及時跟進，避免出現大幅波動，減負荷時如果汽溫下降過快，將SOFA3 全開100%，擺角上擺（百分比調大），優化后配風方式如表3 所示。

（2）低氮改造前，鍋爐燃燒調整方式是保持A 層給粉機轉速并切換成手動，B，C，D 層給粉機投入燃燒自動控制，高低負荷時投停D 層給粉機。為控制加減負荷時汽溫波動，保持B 層給粉機穩定轉速并切換成手動，C 層、D 層給粉機投入燃燒自動控制，高低負荷時投停A 層給粉機，正常運行時，在低負荷下盡量保持甲磨運行，增加上層一次風的帶粉量。通過配風和燃燒方式調整，10 號機組加減負荷對鍋爐蒸汽參數汽溫的影響減少約10℃，投入機組AGC，達到調度要求。AGC 投入后，鍋爐排煙溫度和飛灰可燃物有一定上升。

表3 優化運行后配風方式

5 改造后性能試驗

鍋爐燃燒系統改造后，經過燃燒系統調試，鍋爐原有特點及燃煤適應性不變，鍋爐出力及主要運行參數達到基準設計值，爐膛未發生生嚴重結焦及高溫腐蝕。改造前后性能考核試驗部分數據如表4 所示。從表4可看出，低氮燃燒器改造后，氮氧化物及一氧化碳排放濃度、飛灰含炭量、排煙溫度、鍋爐效率等指標均較改造前好轉，低負荷段主、再熱汽溫較改造前偏低，高負荷段減溫水量較改造前增加，鍋爐耗氧量較改造前增加，主要原因是燃燒器整體下移后，二次風與燃盡風配比與設計存在一定偏差，低負荷段火焰中心下移，主、再熱汽溫偏低；高負荷段，二次風量供應不足，燃盡風過量，拉長燃燒區域，火焰中心上移，主、再熱汽溫上升，減溫水量上升。低氮燃燒器改造后機組性能試驗在穩定工況下進行，在實際機組運行中，為保證主、再熱汽溫滿足負荷調節性能要求，飛灰含炭量、排煙溫度、鍋爐效率等指標和性能試驗工況存在一定偏差。

6 結束語

480 t/h 鍋爐因鍋爐爐膛空間較小，實施低氮燃燒器技術改造難度相對較大。本次10 號爐采用空氣分級和煤粉再燃燒技術方案進行改造后，氮氧化物及一氧化碳排放濃度、飛灰含炭量、排煙溫度、鍋爐效率等指標均達到了設計要求，其中氮氧化物排放濃度從450～550 mg/Nm3降到260 mg/Nm3左右，達到國內同類機組先進水平，年減排氮氧化物800 t 左右。低氮燃燒器改造后，機組加減負荷過程中，主、再熱汽溫波動幅度較大，在優化調整后雖基本達到調節要求，但犧牲了飛灰可燃物和排煙溫度和爐效一些指標，在后續改造中應對二次風門風道進行調整，合理分配二次風與燃盡風分配比，減少送風阻力，后續改造后應重新進行配風優化調整，并將二次風門投入自動，以減輕運行人員操作強度。

表4 改造前后性能考核試驗部分數據

[1]吳碧君，劉曉勤.燃煤鍋爐低NOx燃燒器的類型及其發展[J].電力環境保護，2004，20（3）：24-27.

[2]周俊虎，趙玉曉，劉建忠，等.低NOx煤粉燃燒器技術的研究進展與前景展望[J].熱力發電，2005（8）：1-7.