1025 t/h鍋爐低氮燃燒器改造后存在的問題及對策

董全文

(大唐信陽發(fā)電有限責任公司，河南 信陽 464100)

某電廠300 MW機組于2001年投入運行，鍋爐NOx排放濃度為907.9～1063.9 mg/Nm3，為了降低脫硝運行成本，2013年利用機組大修在省煤器出口加裝了選擇性催化還原法(SCR)煙氣脫硝裝置，同步進行了鍋爐低氮燃燒器的改造。低氮燃燒器改造后，雖然NOx降幅很大，省煤器出口NOx排放濃度能降至450～550 mg/Nm3，NOx排放能滿足國家環(huán)保要求［1］，但也出現(xiàn)了分隔屏易超溫、過熱器減溫水量大、飛灰可燃物上升、鍋爐效率下降、低負荷時主、再熱汽溫偏低及低負荷燃燒穩(wěn)定性降低等問題。因此，本文針對上述問題，闡述了低氮燃燒器改造過程，分析了燃燒工況，并提出采取優(yōu)化控制鍋爐運行氧量、取消下兩層SOFA燃燼風門反切、優(yōu)化一、二次風配比及燃燒器擺角的調(diào)節(jié)、優(yōu)化制粉系統(tǒng)運行方式、低負荷不按低氮控制等措施，以提高了鍋爐燃燒穩(wěn)定性，保證300 MW機組運行中經(jīng)濟性、安全性與NOx排放控制的協(xié)調(diào)統(tǒng)一。

1 低氮燃燒器改造過程

某電廠300 MW機組SG1025/17.4－M847型鍋爐為上海鍋爐廠制造的亞臨界、一次中間再熱、自然循環(huán)、固態(tài)排渣爐。鍋爐為Π型布置，采用平衡通風、四角切向燃燒、配4臺低速鋼球磨中儲式制粉系統(tǒng)。設計煤種為鄭州地區(qū)貧瘦煤。鍋爐設計參數(shù)如表1所示。

表1 某電廠鍋爐設計參數(shù)Tab.1 A power plant boiler design parameters

改造前燃燒器采用成熟的四角切向燃燒技術，一次風設計采用WR燃燒器，相對集中布置。基于煤粉低氮燃燒理論，采用新型高效低NOx燃燒器與爐內(nèi)二次可控燃燒相結合的低NOx燃燒技術(SCC)，以實現(xiàn)鍋爐的潔凈高效燃燒。

1.1 采用水平濃淡低NOx煤粉燃燒器

在煤粉噴嘴前，通過偏流裝置使煤粉濃縮分離成濃淡兩股，利用燃料水平分級燃燒原理有效降低著火初期的NOx生成量。噴嘴設擾流鈍體，一方面可卷吸高溫煙氣回流，另一方面使?jié)庀嗝悍墼诶@流時偏離空氣，射入高溫回流煙氣區(qū)域，強化出口氣流著火和燃燒，在燃燒器鈍體下游可形成高濃度煤粉在高溫煙氣中濃淡偏差欠氧燃燒，從而有效控制燃燒初期NOx的生成量［2］。噴口周圍保留適當噴口面積的周界風，推遲周界風向一次風內(nèi)的混入，防止噴口結渣及噴口高溫變形或燒壞。

1.2 增加爐內(nèi)二次可控燃燒系統(tǒng)(SCC)

將燃燒所需二次風沿爐膛垂直方向分級供入，主燃區(qū)空氣量與理論空氣量的比值由原來λ=1.2變?yōu)棣?0.85～0.90，SOFA燃燼風率為0.17～0.23。在主燃燒器上方增裝三層SOFA燃燼風噴嘴。SOFA燃燼風噴嘴可實現(xiàn)垂直電動擺動和水平手動調(diào)節(jié)。運行時可根據(jù)鍋爐運行狀況對SOFA噴口擺動角度進行適當調(diào)整，可有效地進行煙氣消旋，減少爐膛出口煙溫偏差，保證過熱器管壁溫正常。

1.3 調(diào)整主燃區(qū)二次風噴口布置

對于主燃燒器區(qū)二次風噴口應根據(jù)分級燃燒目的進行調(diào)整，優(yōu)化各噴口面積，同時保證主燃區(qū)二次風風速與改造前一致，在保證穩(wěn)定燃燒的同時實現(xiàn)控制NOx生成。考慮鍋爐運行中爐渣含碳量偏高的影響因素，在A層一次風噴口下增設一層二次風燃燒器噴口，從而增加底部風量，延長大顆粒煤粉燃燒時間，控制爐渣含碳量。

1.4 三次風及SOFA燃燼風優(yōu)化布置

主燃燒器一次風及二次風逆時針方向布置，三次風順時針方向布置，與一、二次風方向主軸反偏10°。SOFA燃燒器順時針方向布置，與一、二次風方向主軸反偏6°。三次風與SOFA燃燼風共同起消旋風作用。

2 低氮燃燒器改造后存在的問題及原因分析

對低氮燃燒器改造后，省煤器出口NOx排放濃度從改造前的907.9～1063.9 mg/Nm3降至450～550 mg/Nm3以下，通過脫硝系統(tǒng)后，煙囪入口NOx排放量小于100 mg/Nm3，能滿足國家的新環(huán)保要求。但低氮燃燒器改變了鍋爐燃燒工況、爐膛溫度分布以及鍋爐各受熱面吸熱量比例等，給機組帶來一些負面影響［3］。

2.1 分隔屏易超溫，過熱器減溫水量增大

在低氮燃燒器改造時，在主燃燒器上方標高23 500～26 500 mm處增裝了三層SOFA燃燼風噴嘴，同時將三次風相應上移。根據(jù)分級燃燒的原理，在主燃區(qū)和燃燼區(qū)各建立了一個熱負荷中心，相同負荷下火焰中心較改造前上移較多，由于分隔屏在爐膛正上方，故分隔屏壁溫易超溫。

在加裝脫硝裝置后，空氣預熱器運行環(huán)境變差，腐蝕和積灰使空氣預熱器壓差增大［6］。為了防止引風機入口負壓不超限，高負荷二次風箱壓力控制較改造前低很多，導致二次風速降低;燃燒器A、B、C三層粉嘴進行了上移，同時為了防止一次粉管堵管，一次風速控制較設計值高，造成燃燒著火相應推遲及分隔屏超溫。

由于三次風與SOFA風共同起反切作用，制粉系統(tǒng)運行方式不同及各SOFA層風門開度調(diào)整不合理，導致無法形成有效的消旋流場，爐膛出口煙氣流場發(fā)生向某一側偏移，引發(fā)分隔屏超溫。隨著機組負荷、制粉系統(tǒng)運行方式、SOFA層風門開度不同，兩側煙溫偏差及分隔屏各超溫測點位置均發(fā)生變化。

為了避免分隔屏壁溫超溫，運行人員不得不投入大量過熱器減溫水，導致機組的經(jīng)濟性下降。

2.2 飛灰可燃物上升

在低氮燃燒器改造后，飛灰可燃物較改造前提高了1% ～2%，拉動供電煤耗上升1.8～3.6 g/(kW·h)。若摻燒部分揮發(fā)份偏低的貧廋煤，則飛灰可燃物能達到5%以上。主要原因是低氮燃燒技術采用低溫、低氧燃燒，主燃區(qū)的溫度下降較多，控制和推遲煤粉的著火，并降低著火區(qū)的氧量，使煤粉燃燼能力下降，燃燒過程延長，飛灰可燃物增大。

在燃燒器改造時，改變了燃燒器一、二次風噴口和燃燼風噴口的面積，為控制脫硝SCR入口NOx含量，氧量按低限控制，燃燼風比例較大，底層缺氧及二次風動量不足影響煤粉充分燃燒。燃燒器制粉系統(tǒng)三次風噴嘴較改造前上移較多，三次風溫偏低，帶粉量增大，致使三次風著火推遲且燃燒不完全，導致飛灰可燃物上升。

該電廠一次風管只有壓力測點，無風速測量裝置，運行人員一般根據(jù)一次風壓作為調(diào)整一次風速的依據(jù)，尤其機組高負荷運行情況下，為防止給粉機高轉速下粉管堵粉，一次風母管壓力一般控制在3100 Pa(風速約30 m/s)以上，遠大于設計值24 m/s。一次風速過高會縮短爐內(nèi)燃燒時間，導致飛灰可燃物上升。

2.3 低負荷燃燒穩(wěn)定性下降

在低氮燃燒器改造后，機組負荷降至170 MW以下時會出現(xiàn)B、C層燃燒器火焰變短，火焰電視變黑等現(xiàn)象，燃燒穩(wěn)定性下降，不得不投入油槍穩(wěn)燃。對于燃燒低劣質(zhì)煤種時，低負荷燃燒不穩(wěn)定性更為明顯，這是由于采用低溫、低氧燃燒，爐膛溫度下降，煤粉在低溫缺氧情況下著火推遲，使燃燼能力下降，爐內(nèi)燃燒工況較改造前變差，導致鍋爐低負荷穩(wěn)燃能力下降。

2.4 低負荷主、再熱汽溫偏低

通過燃燒調(diào)整試驗，爐膛溫度分布均勻，分級燃燒建立，機組在高負荷主、再熱汽溫基本能達到設計參數(shù)。低負荷時主、再熱汽溫偏低，尤其單套制粉系統(tǒng)運行，過熱汽溫最低時達到504℃左右，再熱汽溫低達到495℃左右。主要原因是低負荷時考慮機組穩(wěn)定性，燃燼風SOFA風門開度較小，分級燃燒未完全建立，熱負荷中心主要集中在主燃區(qū)，火焰中心下移，導致主、再熱汽溫偏低。當投運單臺制粉系統(tǒng)時，燃燒器四角只能夠投運一個對角三次風而無法形成有效的消旋流場，使對角三次風的氣固兩相流速不均勻，導致流場紊亂，使爐膛出口煙氣流場偏差增加，引發(fā)分隔屏超溫，過熱器減溫水量大增，屏后煙溫降低，限制了過、再熱汽溫增加。

3 治理方案及效果

3.1 優(yōu)化控制鍋爐運行氧量

降低過量空氣系數(shù)和氧量，使煤粉在缺氧的條件下燃燒，有利于抑制NOx的生成，但缺氧的話，鍋爐飛灰可燃物就會增加，鍋爐效率將會受到影響［4］。既要低氮，又要降低飛灰可燃物提高鍋爐效率，就是要通過燃燒調(diào)整試驗，尋求一個最佳的運行氧量，在NOx排放濃度在允許的范圍內(nèi)，使排煙損失和氣體、固體未燃燼損失之和最低，鍋爐效率最高。

低氮燃燒器改造前，風量大，氧量高一些，有利于主、再熱汽溫的控制。但低氮燃燒器是建立在分級燃燒基礎上的，氧量與主再熱汽溫并不是一個成正比例的關系，所以在合理風量下，若再提高風量，主燃區(qū)在富氧情況下燃燒，則使NOx濃度大大提高，不利于燃燼區(qū)熱負荷中心的建立，而且使主、再熱汽溫較設計值偏低較多。通過燃燒調(diào)整試驗證明，機組負荷270～300 MW控制氧量為2.5%，負荷225～270 MW控制氧量為3.5%，負荷180～225 MW控制氧量為4%，負荷150～180 MW控制氧量為5.5%，能使NOx排放濃度、飛灰可燃物、主再熱汽溫等均有一個較好的水平。

3.2 取消下兩層SOFA燃燼風門反切

通過調(diào)整SOFA燃燼風左右擺角，將中、下層SOFA燃燼風調(diào)成與一次風及二次風一致，均為逆時針方向布置，保留上層SOFA燃燼風與一次風及二次風反切。根據(jù)不同負荷及制粉系統(tǒng)的搭配運行方式，配合主燃燒器消旋二次風及其它二次風比例，以控制爐膛出口煙氣溫度及煙氣量的偏差，有利于分隔屏壁溫的控制，從而減少過熱器一級減溫水量提高汽溫［5］。

3.3 優(yōu)化一、二次風配比調(diào)節(jié)

一、二次風的調(diào)節(jié)對調(diào)整飛灰可燃物、NOx的生成、主再熱汽溫以及燃燒的穩(wěn)定性非常關鍵。在一次風管不堵塞的情況下，降低一次風速，提高二次風速，增加空氣與煤粉的擾動，增加煤粉可燃物質(zhì)與空氣的接觸機會，可使燃燒趨向于完全。一般低負荷情況一次風壓箱壓力控制在2700 Pa，高負荷情況一次風箱壓力控制不超過3000 Pa，這樣有利于延長煤粉在主燃燒區(qū)的停留時間。在一次粉管上加裝風速測量裝置，可將一次風速控制在設計值24 m/s。

不恰當?shù)臓t內(nèi)二次風配風方式，影響分級燃燒的建立，還會削弱三次風及燃燼風的反切圓消旋效果，出現(xiàn)煙氣溫度、流速等過大的偏差等問題［7］。考慮到低負荷SOFA層風門開度小，適當開啟FF層風門，可以補充后期三次風帶粉燃燒時所需的氧量，有利于燃燒充分。通過熱態(tài)調(diào)整試驗，制定了典型負荷下運行配風指導卡片，如表2所示。

表2 典型負荷下運行配風指導卡片Tabl.2 Operation with the wind guide card under typical load %

3.4 燃燒器擺角的調(diào)節(jié)

燃燒器擺角上揚，火焰中心上移，有利于提高主、再熱汽溫，使飛灰可燃物增大。擺動幅度過大和過于頻繁不利于穩(wěn)燃。為了解決低負荷主再熱汽溫偏低問題，保持A、B層燃燒器擺角開度50%在水平位，將C、D層燃燒器向上擺動20%，主、再熱汽溫升高比較明顯。高負荷時分級燃燒建立，火焰中心已上移，保持燃燒器擺角在水平位，有利于飛灰可燃物的降低。

3.5 優(yōu)化制粉系統(tǒng)運行方式

制粉系統(tǒng)的搭配方式對主、再熱汽溫及減溫水量的大小均有較大的影響。盡量保證兩套三次風能形成對角的制粉系統(tǒng)運行，有利于建立有效的消旋流場，控制分隔屏的超溫，從而減少過熱器一級減溫水量。在機組低負荷運行時，若單臺制粉系統(tǒng)運行，則增投D層D2或D3給粉機，對提高主再熱汽溫效果明顯。

3.6 低負荷的穩(wěn)燃

機組在170 MW以下低負荷運行時，鍋爐效率已經(jīng)較低，若按照低氮方式運行，則更會進一步降低經(jīng)濟性，使鍋爐效率進一步降低。若入爐煤熱值有波動，熱值較低，則按低氮方式減小主燃區(qū)二次風門開度有熄火的風險。機組在170 MW以下低負荷時，不按低氮方式運行，保持SOFA風門較小開度，保證主燃區(qū)充足的二次風和氧量，有利于燃燒穩(wěn)定。

3.7 治理效果

實踐證明，采取上述調(diào)整措施，煙氣中的 NOx排放值可以控制在550 mg/m3以下，煙氣中飛灰可燃物平均值不大于1.6%，鍋爐效率基本上不會降低。機組在低負荷運行時不按低氮控制，可以使鍋爐燃燒穩(wěn)定性大大提高。機組在低負荷運行時兩臺制粉系統(tǒng)運行，爐側主汽溫能達到538℃，再熱汽溫能達到532℃，單臺制粉系統(tǒng)運行時爐側主汽溫可以達到534℃，再熱蒸汽溫度平均值也達到525℃，超過了機組150 MW負荷對應的設計值。

4 結論

1)機組在高負荷運行時控制氧量偏低，有利于分級燃燒的建立;低負荷運行時控制氧量偏高，有利于主、再熱汽溫的控制。保證一次風管不堵塞的情況下降低一次風速，可以保證運行中經(jīng)濟性、安全性與NOx排放控制的協(xié)調(diào)統(tǒng)一。

2)機組在低負荷運行時，將C、D層燃燒器向上擺動20%，主、再熱汽溫升高比較明顯。高負荷保持燃燒器擺角在水平位，有利于飛灰可燃物的控制。取消下兩層SOFA燃燼風門反切，根據(jù)不同負荷及制粉系統(tǒng)的搭配運行方式，配合主燃燒器消旋二次風及其它二次風比例以控制爐膛出口煙氣溫度及煙氣量的偏差，有利于分隔屏壁溫的控制，從而減少過熱器減溫水量，提高了汽溫。

3)機組低負荷運行不按低氮方式運行，保持SOFA風門較小開度，保證主燃區(qū)充足的二次風和氧量，有利于燃燒穩(wěn)定。

［1］ GB 13223－2011，火電廠大氣污染物排放標準［S］.

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