DG2070/17.5-Π6型鍋爐低氮燃燒器改造分析

鄧全勝

(中國大唐集團公司寧夏分公司，寧夏 銀川 750002)

1 DG2070/17.5-Π6型鍋爐簡介

某電廠DG2070/17.5-Π6型鍋爐為東方鍋爐股份有限公司制造的亞臨界、自然循環、前后墻對沖燃燒方式、一次中間再熱、固態排渣、全鋼構架的Π型汽包鍋爐，配套東方汽輪機廠NZK600-16.7/538/538型直接空冷汽輪機和東方電機廠QFSN-600-2-22C型發電機，額定功率600 MW。

空氣預熱器采用東方鍋爐廠三分倉回轉式空氣預熱器，單臺空氣預熱器能滿足60 % BMCR負荷。

制粉系統為正壓直吹式中速磨系統，配置6臺HP1003型磨煤機，正常情況下5臺運行、1臺備用。每臺磨煤機有5根一次風管，對應5臺東方鍋爐股份有限公司DBC-OPCC型旋流煤粉燃燒器。

旋流煤粉燃燒器在爐膛前后墻各布置3層，每層各5只，共30只。燃盡風噴口布置在最上層燃燒器上面，前后墻各1層，每層各5只，共10只，距離最上層煤粉燃燒器中心線4 000 mm。燃燒器各層間距4 400 mm，列間距3 680 mm，外側燃燒器到側墻水冷壁中心線距離2 990 mm。在A層燃燒器中布置等離子點火裝置，其他各層燃燒器內，布置點火油槍及高能點火器。

2 低NOX旋流煤粉燃燒器改造情況

2013年9月和2014年6月配合5，6號爐脫硝改造，B，C，D，E，F層25只燃燒器改用低NOX軸向旋流燃燒器(LNASB)，A層5只燃燒器繼續使用原東方鍋爐廠的外濃內淡型低NOX旋流煤粉燃燒器，安裝位置不變。燃燒器上部布置20只燃盡風風口，20只燃盡風調風器分別布置在前后墻上。最上層煤粉燃燒器中心線到燃盡風調風器中心線的距離為7 550 mm。

2014年下半年國家環保標準提高，要求凈煙氣NOX控制不大于100 mg/Nm3，當時6號爐由于SCR催化劑堵塞等原因，無法滿足環保需要。為了滿足發電量和環保要求，鍋爐缺風運行，導致飛灰含碳量居高不下，同時又因空預器堵灰，1，2號引風機入口風壓達到-5.9 kPa，引風機電流超過620 A，不僅飛灰、廠用電率、機組負荷受到了影響，而且在2014-08-31T17：20和2014-09-11T05：00引風機入口出現負壓過大造成引風機喘振情況，對鍋爐安全運行造成較大威脅。

3 改造后出現問題的分析

經過分析，導致燃燒器改造后出現問題的可能原因有以下幾個。

(1) 原設計鍋爐爐膛豎井高度不夠，只能勉強滿足當時設計煤種的需要，機組投產后由于煤種變化，鍋爐設計值與實際運行需求存在較大偏差。燃用的本地大礦煤(清水營、石槽村、靈新、新井)較多，其灰熔點均為1 200 ℃以下。經過多次配煤調整分析，在煤種灰熔點低于1 260 ℃時鍋爐容易結焦。特別是對脫硝低氮燃燒器改造的鍋爐，增加燃盡風后，主燃燒區域缺氧燃燒，部分可燃物在爐膛出口處繼續燃燒，導致屏過、高過、高再、SCR反應器處結焦積灰嚴重，同時也造成屏過、高過壁溫偏高。

(2) 為了控制脫硝環保參數，鍋爐運行氧量偏低，爐內還原性氣氛較強，鍋爐更容易結焦。由于積灰和大顆粒的焦粒造成SCR催化劑的堵塞，影響了反應效果，為了控制環保參數，必須進一步降低鍋爐氧量，增大噴氨量，這就造成鍋爐結焦、水平煙道積灰、空預器堵塞加劇。如此惡性循環下去，對鍋爐的安全運行會造成很大影響。

(3) 制粉系統檢修時，為了能夠保證5臺磨煤機帶滿負荷而改變配煤方式，增加高熱值火車煤，這又加劇了鍋爐的結焦。

(4) 煙道積灰導致鍋爐高負荷時缺風運行，飛灰含碳量居高不下，同時由于空預器堵灰，引風機入口負壓過大造成引風機喘振，對鍋爐和引風機安全運行造成很大威脅。

(5) 雖然通過在線水沖洗使空預器堵灰得到了緩解，但不能從根本上解決問題；而且水沖洗必然會對空預器的蓄熱元件造成損害。

(6) 由于燃煤中灰分含量高，煙氣中攜帶的粉塵多，對受熱面的磨損會加劇；且當積灰嚴重的時候通流面積變小，煙氣流速增加，就會進一步增加對受熱面的磨損。

(7) 鍋爐積灰嚴重時，會造成受熱面換熱不均，局部熱負荷過大，局部金屬溫度偏高，從而影響受熱面的壽命。積灰嚴重的時候再熱器汽溫有時能降至500 ℃以下，且高再壁溫明顯偏高。

(8) 由于鍋爐結焦造成水冷壁管束換熱不均，左右側熱負荷不均造成汽包水位偏差大，水位自動控制無法投入，尤其是高負荷的時候更為明顯，這對鍋爐安全運行造成了很大影響。為了調整汽包水位的偏差，運行人員只能開大水位低一側的二次風開度，強化燃燒；減小水位高一側的二次風開度，弱化燃燒。這會使本來結焦的區域的爐膛溫度更高，進一步加劇結焦，不能從根本上解決問題。

(9) 燃用低揮發分、高灰分煤時，在燃燒初期階段，由于揮發分不能很快析出，著火點推后，燃燒不穩定，使燃盡階段時間加長；加之燃燒又處于低溫區，煤粉不易燃盡，使飛灰可燃物含量增大。

4 再次改造的方案

(1) 增大一次風出口穩燃齒環的直徑(由最初的齒尖內徑568 mm增加到現在的齒尖內徑598 mm，齒根外徑由618 mm增加到現在的齒根外徑628 mm)，增加一次風流通面積，從而將原設計一次風速由最初的26 m/s調整到23 m/s左右。一次風速降低可縮短火焰長度，降低爐膛火焰中心，降低爐膛出口煙溫、降低減溫水量。

(2) 一次風與二次風之間的內二次風導流穩燃罩由原來的10°擴錐形優化為0，即不帶擴錐，以利于內二次風與一次風的快速混合，提前著火。同時將外二次風與內二次風之間的錐體角度由原來的35°優化為25°，加快外二次風參與燃燒的時間。

(3) 加大內二次風進風口的面積，以適應內二次風進風口加大帶來的風速分配比例問題；外二次風風速設計為35 m/s，內二次風風速為30 m/s。

(4) 增加燃盡風燃燒器外部旋流空氣擋板，調節旋流器入口風量，從而控制旋流風的風量及旋流強度。當減少外旋流風量時，自然增加內直流風風量及剛性。

(5) 增加燃盡風燃燒器內直流風擋板，調節內外二次風的分配比例，控制中心直流風風量和剛性。

(6) A層燃燒器內二次風風量調節拉桿行程為450 mm，拉桿全部拉出時風量最大，旋流調節強度最小。內二次風旋流調節拉桿行程為100 mm，拉桿推進時風量最小，旋流強度最大。外二次風調整桿90°時擋板全開，風量最小，旋流強度最大；0°時擋板全關，風量最大，旋流強度最小。其余燃燒器二次風進風口改造后為矩形結構。內、外二次風套筒擋板在全開時內二次風進風量最大，所有矩型/梯形截面積均可進風；內、外二次風套筒擋板在全關時內二次風進風量最小，梯形/矩型高度(與燃燒器中心軸線平行)的一半能夠被套筒擋板遮蓋，不能覆蓋住的部分為梯形的上底。

(7) 燃盡風改造后為內直流外旋流。直、旋流噴口均設置套筒擋板，套筒擋板可對每只噴口進行直旋流風速配比和風量調整。燃盡風燃燒器直流風調節擋板行程為0—150 mm，行程為0時進風量最小，行程為150 mm時進風量最大。燃盡風燃燒器旋流風調節擋板程為0—250 mm，行程為0時進風量最小，行程為250 mm時進風量最大。

5 改造后基礎工作和冷態試驗

(1) 噴氨管道至噴氨格柵之間煙道彎頭處積灰較多，對其進行了清理。供氨噴嘴積灰堵塞嚴重，1號SCR堵塞約95個，2號SCR堵塞約70個，開啟稀釋風機用細鐵絲全部疏通。

(2) 鍋爐冷態動力場試驗。對表計顯示問題及二次風擋板缺陷及時進行了消除。

(3) 內、外二次風套筒擋板開度為100 %時，內、外二次風速比值為97 %；內、外二次風套筒擋板開度為0時，內、外二次風速比值為90 %。內外二次風套筒擋板開、關時，風速變化在7 %左右。熱態運行時，二次風速在45 m/s左右，套筒擋板開、關時，風速變化在3 m/s左右。燃燒器同層二次風速偏差在±2 m/s以內，符合設計要求。

(4) 根據實測數值的對比，前、后墻同層燃盡風直、旋二次風速偏差總體在2 m/s左右，同層同類型風速偏差基本不需要調整。對于個別噴口風速偏大或者偏低的，在熱態時可以根據冷態數據進行微調。調整前平均直流風速為24.36 m/s，調整前后風速變化5.02 m/s，變化率為20.6 %。調整前旋流風平均風速為18.36 m/s，調整后旋流風平均風速為0.88 m/s，調整前后風速變化17.58 m/s，變化率為95.7 %。燃盡風同層二次風偏差在±2 m/s以內，符合設計要求。后墻風速略高于前墻風速。

(5) 啟動前，將二次風擋板調節至內二次風旋流器開度50 %，內、外二次風擋板開度0，外二次風旋流器角度30°。

(6) 完成了6臺磨煤機一次風冷態調平工作，共調整30只煤粉管。在各臺磨煤機出口風壓保持在2.0 kPa左右時，調整后各層單只煤粉管道風速偏差最大為4.69 %，符合運行要求。磨煤機運行參數推薦值如表1所示。

表1 磨煤機運行參數推薦值

6 改造效果

(1) 汽包水位偏差。6臺磨煤機運行，機組負荷在580 MW以上，燃盡風開度20 %，汽包水位偏差基本控制在150 mm以內，較改造前減小約50 mm。

(2) 轉向室煙溫。轉向室煙溫最高達到750 ℃(設計值803 ℃)，測量高過后煙溫890 ℃左右(設計值984 ℃)。從運行狀況來看，水平煙道不時會有紅色的焦塊隨煙氣氣流飛過，但數量較改造前減少，同時該處觀測火焰溫度以及煙氣氣流正常，水平煙道處兩側煙溫偏差控制在50 ℃之內。

(3) 爐膛出口CO。爐膛出口煙氣側右側溫度較左側高。由于燃燒相對滯后，右側煙氣CO量較高，甚至達到2 000 mg/L以上。經過燃燒調整，左側CO量控制在200 mg/L，右側CO量在1 000 mg/L左右，較改造前明顯降低。

(4) 金屬壁溫。從受熱面壁溫分布來看，右側屏過、高過、高再的壁溫比左側整體要高。經過多次調整，連續600 MW負荷運行時高再、高過、屏過壁溫左右側分布比較均勻，基本未再發生報警現象。

(5) 減溫水量。過熱減溫水量、再熱減溫水量較改造前明顯減小，尤其在機組滿負荷時吹灰過程和吹灰結束后，過熱減溫水量小于50 t/h，再熱減溫水量在40 t/h左右，再熱汽溫出現偏低現象。

(6) 結焦情況。與優化改造前相比燃燒器的最主要改變為：將燃燒器外二次風35°導流筒擴錐改為25°，燃燒器內二次風10°導流筒擴錐改為0。當燃燒器內、外二次風的擴展角度減小后，回流區變狹長，卷吸高溫煙氣的能力下降，著火滯后。雖然燃燒器噴口有少量掛焦的情況，但水冷壁前、后墻較干凈，爐內結焦明顯改善。

(7) 飛灰可燃物。燃用揮發分相對較高(干灰基揮發分36 %左右)的煤種，飛灰含碳量平均值在3.5 %左右，較改造前降低2.0 %左右。

(8) NOX。燃盡風擋板開度與實際風量偏差過大，尤其前墻燃盡風擋板。在燃盡風擋板開度10 %的狀態下，實際燃盡風量已經約40 %，SCR入口NOX平均折算值在500—600 mg/Nm3；燃燼風擋板開度增加至70 %時，SCR入口NOX平均折算值變化50 mg/Nm3左右。

(9) SCR運行情況。機組負荷460 MW，600 MW時分別進行了噴氨優化試驗，1號SCR入口NOX折算值在505.9 mg/Nm3時，出口NOX折算值最小為18.98 mg/Nm3，出口氨逃逸率0.61 mg/L，1號 SCR 效 率 達 到 96.54 %；2號SCR入口NOX折算值在533.0 mg/Nm3時，出口NOX折算值最小為19.89 mg/Nm3，SCR出口氨逃逸率0.30 mg/L，2號SCR效率達到96.42 %，改造效果顯著。

7 存在的問題及建議

7.1 制粉系統

A，D，E磨煤機一次粉管風速基本調平，偏差均在5 %以內。其中D3粉管由于安裝位置受到限制無法取樣，其作為中間一只燃燒器，縮孔開度100 %，基本無影響。建議在檢修期間調整位置，便于測量。

B磨煤機B1粉管風速低，攜粉量小，進行縮孔門調整后(將B1縮孔從70 %開至100 %，B3從94 %關至80 %)無效果。分析原因可能為B1出口煤閥未全開或B1粉管阻力較大導致。需要對出口煤閥、磨煤機內部出口管等部位進行檢查。

F磨煤機F4，F5粉管一次風速低，但攜粉量與其他粉管相差不大，再次調整縮孔并測量無明顯變化，建議在大修時對F4，F5粉管防磨情況及管道阻力情況進行徹底檢查。

7.2 燃盡風問題

燃盡風外二次風全關后，雖然燃盡風內二次風全開，但風量急劇減小，NOX大幅升高。原因有以下2點：

(1) 燃盡風擋板開度與實際位置偏差過大；

(2) 由于燃盡風風量與擋板的實際位置偏差過大，尤其是前墻燃盡風擋板，在燃盡風擋板開度10 %的狀態下，實際燃盡風量已經約40 %，對調整工作帶來很大困難。

燃盡風外二次風全關后，雖然燃盡風內二次風全開，但總燃盡風量并沒有明顯增加，通流面積不足。建議對燃盡風內外風通道進行重新核算。

7.3 燃燒器問題

改造時增大了齒環的直徑，增大了一次風噴口通流面積，從而降低一次風風速，但在齒環改變的同時，齒高由原來的25 mm變為15 mm，減弱了齒環的擾動及氣流卷吸的能力，使燃燒相對滯后。因此，配煤時應考慮適當提高煤種揮發分。

改造時將一次風與內二次風的擴錐角度由10°變為0，將內、外二次風的擴錐角度由35°改為25°，擴錐角度的減小會造成氣流卷吸能力的減弱，也使燃燒相對滯后。因此配煤時也應考慮適當提高煤種揮發分。

C4燃燒器內旋流風量調節拉桿行程最大125 mm；C5燃燒器內旋流風量為0，無法調節；D4燃燒器內旋流調節拉桿行程最大50 mm；另有5只燃燒器也存在卡澀情況，需一并處理。

控制燃盡風開度，盡量減少燃盡風量，提高主燃燒區域的燃燒完全程度，防止爐膛出口位置結焦。如果條件允許，建議對燃盡風進行改造，降低燃盡風層高度。

參考文獻:

1 吳承建.金屬材料學(第2版)[M].北京：冶金工業出版社，2009.

2 姚文達.鍋爐燃燒設備[M].北京：中國電力出版社，2000.

3 高繼錄，陳曉利，張艷友.600 MW超臨界空冷機組鍋爐燃燒調整試驗研究[J].東北電力技術，2014，35(7)：36-38.

4 鄧全勝，孫法治.脫硝SCR反應器堵灰原因分析[J].東北電力技術，2017，38(4)：57-60.

5 高 斌，趙廣家，談力瑋.一起燃燒器故障引起的停爐事故分析[J].電力安全技術，2012，14(10)：29-31.