鍋爐配置雙層等離子燃燒器燃燒特性試驗研究

馬悟明， 陳 祿， 李 明

(1. 西北電力試驗研究院， 西安 710000； 2. 東北電力大學 能源與動力工程學院， 吉林吉林 132012)

燃煤發電機組鍋爐傳統的點火方式是將煤粉噴入爐膛后被相鄰的油槍火焰點燃，點火期間需要消耗大量的燃油，1 000 MW超超臨界機組整套啟動試運用燃油約為5 042 t，鍋爐分部試運用燃油約為1 698 t[1]。

為適應節能降耗的大趨勢，近幾年新建機組絕大多數采用了等離子或微油點火技術，但是微油點火并不能實現100%的節油目標，在同樣點火能量的條件下，點火性能沒有等離子點火好，并且等離子燃燒器點火后可以立即投入電除塵系統，減少了煙塵的排放量，降低了對大氣環境的污染。因此，等離子點火技術占有重要的市場地位[2]。等離點火技術是利用高溫的等離子體在燃燒器內部直接點燃煤粉。目前，采用等離子點火技術的機組絕大多數只設置了1層等離子燃燒器，啟動試運過程中往往由于部分等離子點火器的故障導致無法正常進行等離子點火啟動；且正常啟動后，須等熱一次風溫達到160 ℃后才能投入第2套制粉系統，制約升負荷速率，浪費能源[3]。為解決以上弊端，某1 000 MW超超臨界機組鍋爐采用了雙層等離子點火技術。

1 設備及系統概況

該1 000 MW超超臨界機組鍋爐采用單爐膛、雙切圓的燃燒方式。鍋爐爐膛為長方形結構，其燃燒器采用前后墻布置，共計8個，前后墻各布置4個，8個燃燒器均為擺動式燃燒器，在爐膛內部形成反向雙切圓，具體布置見圖1。

圖1 雙切圓鍋爐流場形態示意圖

燃燒器共設6層一次風口，16層二次風口，整個燃燒器與水冷壁固定連接，并隨水冷壁一起向下膨脹。在距上層煤粉噴嘴中心線上方6.475 m處布置有3層低位分離燃盡風(LSOFA)噴嘴、10.485 m處布置有3層高位分離燃盡風(HSOFA)噴嘴，其作用是補充燃料后期燃燒所需要的空氣，同時實現分級燃燒，降低爐內溫度，抑制NOx的生成，燃盡風燃燒器與煤粉燃燒器一起構成低NOx燃燒系統。

該電廠使用的等離子燃燒器型號為ZRH580/12-YM，等離子發生器的型號為DLZ-200-V。A、D層布置等離子燃燒器，其余4層為多相污染物最小(MPM)低NOx燃燒器。圖2為爐膛某一個角的燃燒器結構布置圖，其中上段燃燒器為D、E、F層燃燒器及二次風燃燒器，下段燃燒器為A、B、C層燃燒器及二次風燃燒器。等離子燃燒器主要設計參數見表1。

圖2 燃燒器結構布置示意圖

表1 等離子燃燒器主要設計參數表

2 爐內冷態空氣動力特性

鍋爐冷態空氣動力場試驗是雙層等離子燃燒特性試驗研究的基礎，對雙層等離子燃燒器進行風量的標定，研究周界風和二次風擋板的開度對爐內空氣動力場的影響，為鍋爐熱態實際運行提供參考，并以此為依據研究不同層等離子燃燒器的點火特性和燃燒特性。

2.1 爐內冷態空氣動力場試驗

爐內冷態空氣動力場試驗理論依據為：

(1) 模型與實物應幾何相似。

(2) 保證氣流運動狀態進入自模化區。

(3) 邊界條件相似。

鍋爐額定參數見表2。

表2 鍋爐額定參數

通過理論計算，一次風風速為30.2 m/s、二次風風速為34.6 m/s時爐膛進入自模化區，可用冷態運行工況模擬熱態運行工況。為保證爐內空氣動力場氣流分布均勻，首先對一、二次風量的標定和磨煤機出口一次風管風速進行調平，然后測繪出一、二次風射流混合情況及爐內切圓的大小和位置。A、D磨煤機出口一次風風速調平結果見表3。

表3 磨煤機出口支管風速相對偏差表 %

從表3可以看出：A、D磨煤機出口支管風速基本調平，相對偏差在允許的范圍內，但D磨煤機出口支管風速最大相對偏差較A磨煤機低，如果在鍋爐熱態運行中，單投D層等離子燃燒器時爐膛各墻的受熱面受熱可能會更均勻。

2.2 爐內空氣動力場試驗結果

此次試驗選擇了2個工況：工況一是A、B、C磨煤機同時投運以及下段燃燒器10層(AAL層、A層、AAU層、AB層、BBL層、B層、BBU層、CCL層、C層、CCU層)二次風全投；工況二是D、E、F磨煤機同時投運以及上段燃燒器12層(DDL層、D層、DDU層、DE層、EEL層、E層、EEU層、EF層、FFL層、F層、FFU層、FFU1層)二次風全投。

圖3為工況一爐內空氣動力場的氣流分布，橢圓長軸為10.2 m，短軸為7.5 m。

圖3 工況一爐內速度場分布圖

圖4為工況二爐內空氣動力場的氣流分布，橢圓長軸為9.8 m，短軸為7.2 m。

圖4 工況二爐內速度場分布圖

根據鍋爐設計經驗,一般規定測量切圓直徑為設計切圓直徑的3～8倍，當測量切圓直徑為設計切圓直徑的7～8倍時，易造成沖刷水冷壁和結焦等問題。由于該電廠設計切圓直徑為1.678 m，此次A、D層等離子燃燒器冷態空氣動力場試驗測量切圓直徑均約為設計切圓直徑的5倍左右，說明該鍋爐運行時氣流分布均勻，氣流充滿度良好，能夠有效地防止煤粉氣流沖刷水冷壁。

3 雙層等離子燃燒特性試驗

雙層等離子燃燒技術不僅實現了100%的節油目標，降低了大氣環境的污染，而且解決了單層等離子燃燒技術存在的弊端，未來具有比較大的發展前景，因此對雙層等離子燃燒特性進行試驗研究意義重大。雙層等離子燃燒特性試驗研究主要從以下幾個方面進行：

(1) 投運不同層等離子燃燒器，研究在點火過程煤粉著火燃燒情況，判斷等離子燃燒器設計的可行性。

(2) 投運不同層等離子燃燒器，研究爐內燃燒對鍋爐升溫、升壓速率的影響。

(3) 投運不同層等離子燃燒器，對鍋爐水動力特性的影響，主要通過燃燒過程水冷壁壁溫變化進行試驗研究。

(4) 通過投運不同層等離子燃燒器，在相同工況下，分析煙氣中NOx排放量，并以此評價不同層等離子燃燒器投運時機組對環境的影響。

3.1 點火過程

等離子在點火燃燒過程中影響燃燒的因素很多，如等離子發生器的功率、磨煤機出口溫度、煤粉細度等，但是主要的因素是磨煤機入口的一次風量。為了保證等離子燃燒器點火正常，穩定燃燒，按照表1設計等離子燃燒器的出口最小風速為18 m/s。

磨煤機入口風質量流量為：

qm=ρ·ν·A·3.6·n-qm,1

(1)

式中：qm為磨煤機入口風質量流量，t/h；ρ為磨煤機入口一次風密度，kg/m3；ν為磨煤機出口每個粉管的風速，m/s；A為磨煤機出口粉管內徑截面積，m2；n為磨煤機出口粉管的數量(該磨煤機為8個)；qm,1為磨煤機密封風質量流量，t/h。

經過計算,該等離子燃燒器點火所需的磨煤機最小入口風質量流量約為120 t/h。表4為A、D層等離子燃燒器點火過程磨煤機入口風質量流量情況。

表4 磨煤機入口風質量流量 t/h

由表4可以看出：A、D層等離子燃燒器在點火過程中，磨煤機入口風質量流量基本保持在120 t/h左右，由于磨煤機入口風量受到其他因素(如磨煤機在運行時密封風壓力的波動，磨煤機暖磨時入口風溫度的變化等)的影響，導致磨煤機入口風質量流量微大于或微小于120 t/h，這是正常的。

在相同煤種、相同等離子發生器電流、相同磨煤機入口風量條件下，對A、D層等離子燃燒器在點火過程中的著火情況進行對比，結果見表5(其中，A、D磨煤機的鋪煤質量為1.5 t)。

表5 啟磨時間表

由表5可以看出：在相同條件下，A磨煤機降磨輥后約80 s，出現第1個火檢，約120 s后出現第6個火檢，約133 s后8個火檢全部出現，著火正常穩定；D磨煤機降磨輥后約89 s，出現第1個火檢，約127 s后出現第6個火檢，約151 s后8個火檢全部出現，著火正常穩定。A層等離子燃燒器點火時比D層等離子燃燒器點火時較先著火，因為A層等離子燃燒器在鍋爐23.8 m處，D層等離子燃燒器在鍋爐32.2 m處，但是A、D磨煤機均在鍋爐房0 m處，如果不考慮其他因素的影響(如煤粉細度、煤質偏差)，A磨煤機出口的煤粉氣流到達等離子燃燒器的用時比D磨煤機出口的煤粉氣流到達等離子燃燒器的用時要短，所以A層等離子燃燒器點火時比D層等離子燃燒器點火時較先著火。

3.2 對鍋爐升溫、升壓速率的影響

在A、D層等離子燃燒器點火成功穩定燃燒過程中，A、D層等離子發生器的實際電流均為290 A,電壓為335 V，磨煤機出口風粉溫度為60 ℃，磨煤機入口一次風質量流量為120 t/h，給煤質量流量為35 t/h(磨煤機最小給煤質量流量)，爐膛總風質量流量為1 593 t/h時,單投A層等離子燃燒器和單投D層等離子燃燒器時鍋爐啟動升壓過程見圖5。

圖5 冷態啟動升壓曲線圖

由圖5可以看出：單投A層等離子燃燒器在鍋爐啟動過程中的升壓速率較D層快，因為A層等離子燃燒器在爐膛燃燒區的最下部，煤粉燃燒后高溫煙氣在爐膛的停留時間較長，水冷壁吸收的爐膛輻射熱較多，產生的蒸汽量較多，主蒸汽壓力較單投D層等離子燃燒器變化較快。但A、D2層等離子燃燒器的升壓速率都沒有超過設計值，升壓速率較為平緩，各受熱面管道的承壓能力在允許的范圍內。由于單投A層等離子燃燒器升壓速率較快，在啟動過程中燃燒更充分，從燃燒經濟性考慮，建議在鍋爐啟動過程中先用A層等離子燃燒器點燃煤粉。

在A、D層等離子燃燒器點火成功穩定燃燒過程中，單投A層等離子燃燒器和單投D層等離子燃燒器時鍋爐啟動升溫過程曲線見圖6、圖7。

圖6 冷態啟動主蒸汽升溫曲線圖

圖7 冷態啟動再熱蒸汽升溫曲線圖

由圖6、圖7可以看出：鍋爐主蒸汽溫度和再熱蒸汽溫度從點火開始的30 min內，溫度不升反而降低了，是由于在點火之前鍋爐停爐時間較短(距離上次停爐時間約為12 h)，管壁溫度較高，A、D層等離子燃燒器在點火燃燒初期鍋爐產生的過熱蒸汽溫度較低，在流經過熱器時帶走管壁熱量使管壁溫度降低，因此點火前30 min的溫度變化率向負向變化。點火30 min后主蒸汽溫度和再熱器溫度開始上升，點火30～60 min，A層等離子燃燒器或D層等離子燃燒器投運時，主蒸汽的升溫速率基本和設計值一致，而再熱蒸汽的升溫速率低于設計值，這是因為在該時間段A層等離子燃燒器或D層等離子燃燒器燃燒逐漸變好，煙氣溫度上升較快，但是該階段產生的蒸汽量較少，導致主蒸汽升溫速率較快；經過過熱器吸收的煙氣溫度會降低，而再熱蒸汽溫度比過熱蒸汽溫度要高出將近30 K，傳熱溫差小，因此該階段再熱蒸汽升溫速率比過熱蒸汽升溫速率低，低于再熱器升溫速率的設計值。點火60 min后主、再熱蒸汽升溫速率明顯變緩且低于設計值，因為隨著時間的推移燃燒也更充分穩定，產生的蒸汽量足以將過熱器和再熱器的管壁從煙氣中吸收的熱量帶走。

3.3 對水冷壁壁溫的影響

該1 000 MW超超臨界機組鍋爐水冷壁管采用直徑為28.6 mm、壁厚為5.8 mm的內螺紋管+光管，材質均為12Cr1MoVG，節距為44.5 mm，共2 288根，其中前后墻各布置768根，左右墻各布置376根。引起每根水冷壁管的壁溫偏差主要有3個方面：熱力不均、流量不均和結構不均。由于水冷壁下集箱外面的水冷壁入口管段上安裝了入口節流孔圈以保證每根管子進入的工質均勻，并且每根管子的面積結構差異很小，因此在實際運行中導致各個水冷壁管道出現壁溫偏差的主要原因是受熱不均。而爐內冷態空氣動力場試驗就是保證爐內空氣動力場均勻，爐內火焰中心不偏斜，煙溫分布均勻。圖8為單投A層等離子燃燒器和單投D層等離子燃燒器時的水冷壁爐膛出口壁溫變化曲線，其中1～18為前墻的管道測點，19～26為后墻的管道測點，27～35為右墻的管道測點，36～44為左墻的管道測點。

圖8 水冷壁爐膛出口壁溫變化曲線圖

由圖8可以看出：單投A層等離子燃燒器時，前墻管壁溫度最大偏差為7 K，后墻管壁溫度最大偏差為8 K，右墻管壁溫度最大偏差為5 K，左墻管壁溫度最大偏差為7 K；單投D層等離子燃燒器時，前墻管壁溫度最大偏差為9 K，后墻管壁溫度最大偏差為6 K，右墻管壁溫度最大偏差為5 K，左墻管壁溫度最大偏差為6 K。無論是單投A層等離子燃燒器，還是單投D層等離子燃燒器，前、后、左、右墻的管壁溫度整體偏差較小，符合設計要求，爐內截面溫度場分布均勻，各受熱面管道的吸熱較為均勻，水動力特性良好，鍋爐能夠安全穩定地運行。由于爐內空氣動力場試驗中測出的爐內空氣動力場呈橢圓形，并不能保證前、后、左、右墻的管壁溫完全一致，所以這種偏差是存在的。進一步計算2組數據的標準差，得出在相同工況下，單投D層等離子燃燒器時水冷壁爐膛出口壁溫的標準差為3.28，單投A層等離子燃燒器時水冷壁爐膛出口壁溫的標準差為3.79，可以看出單投D層等離子燃燒器時水冷壁爐膛出口壁溫的標準差低于A層，說明單投D層等離子燃燒器時各墻水冷壁管道受熱更為均勻；但是單投D層等離子燃燒器時水冷壁爐膛出口壁溫整體高于A層，這是因為D層等離子燃燒器布置在A層的上面，火焰中心整體上移。

3.4 對NOx排放量的影響

該1 000 MW超超臨界機組鍋爐燃燒器采用了低NOx燃燒技術，煙氣脫硝裝置采用選擇性催化還原(SCR)法，運用液氨作為脫硝還原劑，其主要成分為NH3，可以有效地降低NOx對環境的污染。

在相應條件不變的條件下，SCR脫硝系統進口NOx濃度增加時，系統脫硝效率明顯下降，噴氨量上升。

NOx的生成主要有3種途徑：熱力型NOx、快速型NOx、燃料型NOx。相關研究表明：爐內溫度低于1 500 ℃時，熱力型NOx生成量很小，而且快速型NOx的生成量也很小，所占比例不到燃煤電站鍋爐NOx總生成量的5%[4]。由于在鍋爐點火啟動過程中，爐內溫度較低，所以影響點火啟動過程中NOx的生成量主要來源于燃料型NOx。而鍋爐點火啟動過程中為保證燃燒一般會供應充足的氧量導致點火初期NOx質量濃度急劇上升。圖9為A、D層等離子燃燒器分別投運過程中SCR脫硝系統進口NOx質量濃度變化曲線。

圖9 SCR脫硝系統進口NOx質量濃度變化曲線

由圖9可以看出：A、D層等離子燃燒器在燃燒初期燃燒產生的NOx不斷增加，大約在距離等離子點火啟動100 min后產生的NOx質量濃度達到最大，而且D層等離子燃燒器投運時產生的NOx比A層等離子燃燒器投運時產生的NOx多，后期隨著燃燒不斷加強，A、D層等離子燃燒器投運時產生的NOx不斷減少，并趨于平緩、一致。

反應溫度對脫硝效率及催化劑的活性都有較大的影響，在313～420 ℃，SCR脫硝系統內催化劑有較高的活性，一般日常生產中保證進口煙溫在這個溫度范圍內。如果煙氣溫度低于催化劑正常運行的溫度時，催化劑的活性就會降低，反應效率會明顯下降。而且此時噴入的氨氣與煙氣中的二氧化硫反應生成的硫酸銨附著在催化劑表面，反應器前后壓差明顯增加，增加了煙氣的流通阻力，降低了鍋爐效率并對機組運行帶來不利影響。圖10為A、D層等離子燃燒器分別投運過程中SCR脫硝反應器進口溫度變化曲線。

圖10 SCR脫硝反應器進口左右側煙溫變化曲線

由圖10可以看出：A、D層等離子燃燒器在燃燒過程中SCR脫硝反應器進口煙溫不斷上升，而且D層等離子燃燒器投運時SCR脫硝反應器進口溫度上升的速度比A層等離子燃燒器投運時SCR脫硝反應器進口溫度上升的速率快，而且在任意時刻，投運D層等離子燃燒器時其進入SCR脫硝反應器的入口煙溫較A層高，這就意味著D層等離子燃燒器投運時，能夠更早地達到SCR脫硝系統脫硝所要求的最低溫度。

4 結語

通過試驗研究A、D層等離子燃燒器爐內冷態動力場分布情況，試驗測得的實際切圓直徑約為設計切圓直徑的5倍，滿足鍋爐設計要求，說明該鍋爐無論在投運A層等離子燃燒器運行，還是投運D層等離子燃燒器運行，爐內氣流分布均勻，氣流充滿度良好，能夠有效地防止煤粉氣流沖刷水冷壁。

鍋爐在冷態啟動過程中，無論是單投A層等離子燃燒器，還是單投D層等離子燃燒器，主蒸汽升壓速率在設計值范圍，符合鍋爐安全運行要求；主蒸汽溫度及再熱蒸汽溫度變化率在設計值范圍，符合鍋爐安全運行要求；鍋爐前、后、左、右墻水冷壁管壁溫度整體偏差較小，符合設計要求，爐內截面溫度場分布均勻，各受熱面管道的吸熱較為均勻，水動力特性良好，符合鍋爐能安全穩定運行的要求。

鍋爐在冷態啟動過程中，無論是單投A層等離子燃燒器，還是單投D層等離子燃燒器，在燃燒初期燃燒產生的NOx質量濃度不斷增加，大約在距離等離子點火啟動100 min后產生的NOx質量濃度達到最大，而且D層等離子燃燒器投運時產生的NOx比A層等離子燃燒器投運時產生的NOx要多，后期隨著燃燒不斷加強，A、D層等離子燃燒器投運時產生的NOx質量濃度不斷減小，并趨于平緩、一致。但是在該過程中D層等離子燃燒器投運時SCR脫硝系統進口的溫度比A層等離子燃燒器投運時高且升溫速率大，這使得投運D層等離子燃燒器時能夠更早地達到SCR脫硝系統投運所要求的最低溫度。因此，從環保方面考慮在鍋爐首次啟動過程中采用D層等離子燃燒器有利于降低NOx對環境的污染。