660 MW超超臨界旋流對沖鍋爐降低CO體積分數(shù)的燃燒優(yōu)化分析

黃國輝

(國家電投江西電力有限公司新昌發(fā)電分公司，南昌 330117)

前后墻對沖燃燒系統(tǒng)布置形式由于具有單個燃燒器相對獨立的燃燒流場、燃燒器相互干擾小的特點，近年來越來越多地被應用到鍋爐燃燒系統(tǒng)中[1-4]。與其他燃燒方式相比，大型鍋爐采用旋流燃燒器墻式布置對沖燃燒方式也可以實現(xiàn)煤的高效低污染燃燒，具有良好的煤種和負荷適應性[5-7]。優(yōu)化燃燒試驗對提高鍋爐效率，改善經(jīng)濟性和安全性具有重要意義[8-10]。

筆者以某660 MW超超臨界機組鍋爐為研究對象，開展了一系列燃燒調(diào)整試驗工作，對研究降低高負荷下煙氣CO體積分數(shù)及貼壁CO體積分數(shù)具有一定參考意義。

1 鍋爐概況

該燃煤發(fā)電機組鍋爐為超超臨界參數(shù)變壓直流爐，采用一次再熱、平衡通風、露天布置、固態(tài)排渣、全鋼構(gòu)架、全懸吊結(jié)構(gòu)Π形鍋爐，型號為DG2060/26.15-II2。

該機組制粉系統(tǒng)采用中速磨煤機直吹式正壓冷一次風制粉系統(tǒng)，每臺鍋爐配6臺磨煤機(A～F)，其中1臺備用。

煤粉細度R200為70%，煤粉均勻性系數(shù)為1.10。煤粉燃燒器采用前后墻對沖燃燒，旋流式煤粉燃燒器的二次風分為內(nèi)二次風和外二次風，內(nèi)二次風和外二次風通過煤粉燃燒器內(nèi)同心的內(nèi)二次風、外二次風環(huán)形通道在燃燒的不同階段噴入爐內(nèi)(外側(cè)為外二次風)，實現(xiàn)分級供風，降低NOx的生成量。通過調(diào)節(jié)內(nèi)二次風門擋板的開度可得到適當?shù)膬?nèi)二次風量，獲得最佳燃燒工況，即著火穩(wěn)燃性能良好、燃燒效率高、NOx排放量低及防止煤粉燃燒器結(jié)焦等。內(nèi)二次風通道內(nèi)布置有軸向旋流器使經(jīng)過的二次風產(chǎn)生旋轉(zhuǎn)，離開煤粉燃燒器后旋轉(zhuǎn)的氣流在離心力的作用下擴張，從而在中心區(qū)域產(chǎn)生負壓，使高溫煙氣回流，為煤粉氣流的著火提供能量。內(nèi)二次風旋流器為固定式，不作調(diào)節(jié)，葉片傾角60°。進入每個燃燒器的外二次風量可通過煤粉燃燒器上切向布置的葉輪式風門擋板進行調(diào)節(jié)。調(diào)節(jié)外二次風門擋板的開度，即可得到適當?shù)耐舛物L量和外二次風旋流強度，獲得最佳燃燒工況，見圖1。

圖1 旋流式煤粉燃燒器

1臺磨煤機對應單面墻的1層煤粉燃燒器。前、后墻各布置3層煤粉燃燒器，每層6個，共布置36個低NOx旋流煤粉燃燒器；同時，在前、后墻各布置1層下層燃盡風噴口，其中每面墻2個側(cè)燃盡風噴口，6個燃盡風噴口，共布置12個燃盡風噴口和4個側(cè)燃盡風噴口。下層燃盡風為內(nèi)部直流外部旋流，上層燃盡風為改造時新增，設計為直流燃盡風，前后墻各6個。

2 運行現(xiàn)狀

自運行以來，該電廠2號機組鍋爐主要存在以下問題：(1)660 MW與600 MW負荷下空氣預熱器進出口煙氣CO體積分數(shù)高；(2)貼壁煙氣CO體積分數(shù)高；(3)分隔屏過熱器結(jié)渣；(4)空氣預熱器進口煙氣存在偏斜，右側(cè)O2體積分數(shù)較低。

該電廠運行習慣為低負荷運行A、B、D、E 4臺磨煤機，540～600 MW高負荷下，運行C磨煤機或F磨煤機，600 MW及以上運行6臺磨煤機。表1為試驗前空氣預熱器出口煙氣CO體積分數(shù)。由表1可知：在高負荷下，鍋爐負荷以及磨煤機組合對空氣預熱器中煙氣CO體積分數(shù)有較大影響。高負荷下投運C磨煤機后空氣預熱器出口煙氣CO體積分數(shù)達到2 000×10-6以上。

表1 試驗前空氣預熱器出口煙氣CO體積分數(shù)

在660 MW、600 MW、540 MW、480 MW 4個負荷下對C、F層煤粉燃燒器至燃盡風(鍋爐標高30.0～38.8 m)的左墻、右墻共12個測點進行煙氣成分測試，試驗前貼壁煙氣O2體積分數(shù)見表2；在600 MW、660 MW負荷下，100%測點的CO體積分數(shù)>0.05；在540 MW負荷下，80%測點的CO體積分數(shù)>0.05%；在480 MW負荷下，70%測點的CO體積分數(shù)>0.05%。

表2 試驗前貼壁煙氣O2體積分數(shù)

通過在高負荷下調(diào)整二次風門擋板[11]、燃燒器就地拉桿、燃盡風就地拉桿以降低煙氣成分偏差，可降低局部CO體積分數(shù)。

3 試驗結(jié)果及分析

3.1 一次風調(diào)平及制粉系統(tǒng)試驗

為了更好地實施燃燒優(yōu)化調(diào)整，對C磨煤機進行熱態(tài)一次風調(diào)平后，將風粉混合物風速偏差保持在6.7%以內(nèi)，C磨煤機風速為30.25 m/s，風速較高。對C磨煤機正常運行工況下的煤粉進行取樣后，得到煤粉細度R90平均值為16.56%，屬于極細煤粉，煤粉均勻性系數(shù)為0.35，煤粉均勻性較差。

3.2 盤面燃燒調(diào)整

表3為各工況下二次風門擋板開度，表4為各工況下空氣預熱器進口CO及O2體積分數(shù)測試結(jié)果。工況1為電廠正常運行工況(每層燃燒器二次風擋板的開度跟隨該層磨煤機電動機的電流)，將所有燃盡風門擋板全開后，測試空氣預熱器進口CO及O2體積分數(shù)，在該運行工況下由于各擋板全開，阻力小，風量大，CO體積分數(shù)有所降低，但整體兩側(cè)O2體積分數(shù)不平衡，CO體積分數(shù)仍較高。

表3 各工況下二次風門擋板開度

表4 各工況下空氣預熱器進口CO及O2體積分數(shù) %

經(jīng)分析，爐膛內(nèi)右側(cè)風速過大導致燃燒不充分進而引起CO體積分數(shù)過高。故工況2將C層右側(cè)風門關到10%，下層左側(cè)燃盡風擋板關到0%，測試空氣預熱器進口CO及O2體積分數(shù)，調(diào)整后左右兩側(cè)的O2體積分數(shù)偏差由0.76百分點減小到0.30百分點，可見O2體積分數(shù)場不平衡的現(xiàn)場被緩解，CO體積分數(shù)也相應降低。

工況3在工況2的基礎上，將下層左側(cè)燃盡風擋板由0%開到20%，并在F磨煤機沒有投運的情況下開啟了F層的二次風擋板，測試空氣預熱器進口CO及O2體積分數(shù)，由于在F磨煤機沒有投運的情況下開啟了F層的二次風擋板后，C層的部分二次風被后墻的F層二次風分流了一部分，導致C層二次風進一步減少。因此，CO體積分數(shù)由工況2的800×10-6左右降低到324×10-6左右。

工況4在工況2的基礎上，將C層二次風門擋板左側(cè)由100%關到50%，其他開度不變，與工況2相比較，工況4條件下雖然兩側(cè)O2體積分數(shù)偏差已基本平衡，空氣預熱器進口CO體積分數(shù)平均值略有降低，但左側(cè)CO體積分數(shù)升高。

工況5條件下C磨煤機沒有投運，C層二次風門擋板開度均為10%，F(xiàn)層二次風門擋板開度均為100%，在C磨煤機沒有投運時CO體積分數(shù)很低，各位置上的測點CO體積分數(shù)在10×10-6左右，右側(cè)4號位置CO體積分數(shù)略高。

工況6由于沒有投運F磨煤機，F(xiàn)層二次風門擋板開度均為15%。與工況5相比，C層左側(cè)二次風門擋板開度由10%開大到30%。而前后墻上層左側(cè)燃盡風風門開度由100%關小到10%，由于上層燃盡風風量并不大，對燃燒影響不大，在該工況下測試空氣預熱器進口CO及O2體積分數(shù)。

工況7中采取將C層二次風門擋板關到0%的方案，由于就地擋板校核試驗顯示此時C層左側(cè)風門就地開度為10%左右，C層右側(cè)風門就地開度為25%左右。測試該工況下空氣預熱器進口CO及O2體積分數(shù)。結(jié)合表3、表4數(shù)據(jù)可見即使把C層外二次風門擋板關到0%，也不會影響燃燒。二次風經(jīng)空氣預熱器加熱后由爐后向爐前輸送，先經(jīng)后墻大風箱，再到前墻大風箱，由于經(jīng)過后墻大風箱時的90°彎頭局部阻力較大，導致更多風輸送至前墻大風箱，所以前墻的風量大于后墻(見圖2)。C層二次風離大風箱最近，局部阻力及沿程阻力最小，因此C層風量最大，即使將C層風門擋板關到5%時，仍會起到強化燃燒的效果(見圖3)。此外，前墻左側(cè)下層燃盡風門擋板關小后，風被分流到了A、B、C磨煤機左側(cè)及上層燃盡風等這些更需要風的地方，從而優(yōu)化了燃燒。

圖2 二次風走向俯視示意圖

圖3 二次風走向側(cè)視示意圖

3.3 就地燃燒調(diào)整

經(jīng)過第一階段盤面燃燒調(diào)整后，進行就地二次風及燃盡風拉桿調(diào)整。對就地二次風拉桿進行調(diào)整，內(nèi)二次風通道內(nèi)布置有軸向旋流器使經(jīng)過的二次風產(chǎn)生旋轉(zhuǎn)，離開煤粉燃燒器后旋轉(zhuǎn)的氣流在離心力的作用下擴張，從而在中心區(qū)域產(chǎn)生負壓，使高溫煙氣回流，為煤粉氣流的著火提供能量。

基于流體力學原理，一分為二的流體通道中，支管中彎頭的局部阻力較大，直管的局部阻力較小。內(nèi)二次風風量示意圖見圖4。由圖4可見：由于C1到C6的內(nèi)二次風是從C1和C6兩側(cè)進入的，所以兩側(cè)局部彎頭阻力較大，導致中間C3、C4的風量較大。但就地內(nèi)二次風拉桿開度的刻度較大，為400～450 mm，較大的內(nèi)二次風量會導致負壓過大，卷吸效果過強，反而影響煤粉的著火與燃燼。因此，對上4層磨煤機的中間3、4號內(nèi)二次風門擋板進行了關小。

圖4 內(nèi)二次風風量示意圖

下層燃盡風拉桿為原廠配置，作用是調(diào)整下層燃盡風的風量大小，內(nèi)直流外旋流，但因拉桿銹死，導致鍋爐運行過程中無法調(diào)動。建議在停機檢修過程中將2號機組鍋爐下層燃盡風前后墻的最左、最右側(cè)直流風開到最大，旋流風開度維持在50%，以增強燃盡風穿透力，降低貼壁CO體積分數(shù)，改善受熱面高溫腐蝕。上層燃盡風為改造后新增，外部拉桿調(diào)整直流風開度大小，內(nèi)部拉桿作用為調(diào)整風向。此次燃燒調(diào)整試驗已將前后墻外側(cè)燃盡風直流拉桿開度的刻度由250 mm調(diào)整到400 mm，以增加側(cè)墻的風量穿透能力。

經(jīng)過一系列的盤面調(diào)整及就地拉桿調(diào)整后，貼壁CO體積分數(shù)已有好轉(zhuǎn)(見表5，其中工況8、9、10為燃燒調(diào)整后的驗證試驗)。燃燒調(diào)整前后鍋爐部分參數(shù)與鍋爐效率對比見表6。由表6可以看出：工況8在工況5基礎上開啟C磨煤機并將C層二次風門左右擋板開度調(diào)至30%，測得飛灰可燃物質(zhì)量分數(shù)為1.89%，大渣可燃物質(zhì)量分數(shù)為11.65%；工況9各層磨煤機二次風及燃盡風風門擋板開度與工況5一致，并在工況5基礎上開啟C層磨煤機，機組負荷為659.64 MW，與工況8相比較，工況9中C層二次風門擋板從30%關至10%，飛灰、大渣可燃物質(zhì)量分數(shù)分別為2.17%和7.64%，CO體積分數(shù)與大渣可燃物質(zhì)量分數(shù)降低，但飛灰可燃物質(zhì)量分數(shù)升高；工況10二次風門擋板開度與工況9相同，將O2體積分數(shù)降低后，其他試驗條件相同。此時飛灰、大渣可燃物質(zhì)量分數(shù)分別為1.98%和7.98%。O2體積分數(shù)降低后，左側(cè)空氣預熱器CO體積分數(shù)明顯升高。在驗證試驗工況下，鍋爐效率均達到93.19%以上，平均鍋爐效率為93.26%。

表5 燃燒調(diào)整前后空氣預熱器進出口CO及O2體積分數(shù)

由表6還可以看出：工況8、工況9、工況10由于CO未燃盡引起的熱損失率由修前試驗的1.11%降低到0.17%以下，其他熱損失率變化并不大。

表6 燃燒調(diào)整前后鍋爐部分參數(shù)與鍋爐效率對比

C層燃燒器處于最上層的位置，在一次風速較大的情況下，過細的煤粉會更早地被煙氣帶走，惡化煤粉燃盡情況，從而增加煙氣中CO體積分數(shù)，在分隔屏過熱器上產(chǎn)生結(jié)焦沾污。

4 結(jié)語

通過一系列盤面調(diào)整及就地拉桿調(diào)整，主要是將C層二次風門擋板關小后，該鍋爐空氣預熱器進口CO體積分數(shù)由3 000×10-6～4 000×10-6降低到300×10-6～400×10-6，貼壁CO體積分數(shù)也相應降低，分析主要原因是一次風速較高時，C層二次風量過大且C磨煤機煤粉較細，導致煤粉無法合理著火燃盡。

通過上述燃燒調(diào)整后，驗證試驗工況的平均鍋爐效率為93.26%，比修前試驗高1.02百分點，比修后試驗高0.57百分點，產(chǎn)生了較大的經(jīng)濟效益。