330 MW亞臨界CFB鍋爐煙氣再循環深度調峰運行性能研究

張思海，張雙銘，張俊杰，苗 苗，王家興，張 縵，楊海瑞

(1.寧夏國華寧東發電有限公司 寧夏 銀川 750408； 2.清華大學 能源與動力工程系 電力系統及發電設備控制和仿真國家重點實驗室，北京 100084； 3.煙臺龍源電力技術股份有限公司，山東 煙臺 264000)

0 引 言

隨著近年來新能源的不斷發展，電力系統參與調峰的形勢越來越嚴峻，為了消納更多的新能源上網，要求火電機組實現深度調峰靈活性運行[1-2]。盡管循環流化床(CFB)鍋爐較煤粉爐有更好的調峰能力，但在深度調峰低負荷運行時，為了確保密相區內顆粒充分流化，當負荷低于50%時，一次風總量將維持不變，通過降低二次風份額來維持爐膛出口的過量空氣系數。因此，導致密相區內氧量過剩，呈宏觀富氧的燃燒狀態，引起NOx原始排放增加；二次風份額降低，進一步弱化了二次風分級對NOx還原能力[3]。隨負荷降低爐膛平均溫度降低，密相區和爐膛出口溫度差降低更多，導致分離器入口溫度甚至低于800 ℃。CFB鍋爐NOx超低排放技術中，除了爐膛內燃燒優化調整降低NOx的原始生成外，還需通過選擇性非催化還原噴氨技術(SNCR)進一步保證排放濃度達到超低標準，CFB鍋爐中SNCR脫硝反應要求的窗口溫度在800 ℃以上[4-5]。以300 MW亞臨界CFB鍋爐機組為例，機組負荷低于100 MW時，鍋爐床溫常低于720 ℃，嚴重偏離了SNCR脫硝反應的窗口溫度，繼續在分離器入口噴入尿素等溶液，還原效率將大幅降低，從而造成氨逃逸量加劇，既增加了尿素用量，也會對設備造成腐蝕、堵塞[6]。

低負荷運行時NOx易超標，使CFB鍋爐的深度調峰能力受到極大限制，也無法發揮其寬負荷調整的優勢，很難滿足現階段電力市場需求，因此CFB鍋爐低負荷下實現NOx環保指標的合格排放，也是目前CFB鍋爐深度調峰期間需要迫切解決的問題之一。

為了CFB鍋爐低負荷控制NOx原始排放，根據煤種的成灰特性優化入爐煤粒度，降低爐內床料的平均粒度，粒度降低一方面可增加密相區內氣固傳質阻力，強化固體可燃物表面的還原性，抑制NOx生成；另一方面可延遲可燃物的燃燒，增加爐膛上部燃燒份額，避免爐膛出口溫度降低。床料粒度降低后，密相區的最低流化風量降低，使一次風份額適當降低，從而顯著降低了密相區的氧化氣氛，減少NOx生成[7]。同時，可優化二次風口位置，適當提高二次風口高度可強化空氣分級的作用，延長底部還原區高度，進而達到降低NOx的目的[8]。近年來，通過在爐膛中上部安裝SNCR系統，利用爐內高溫區進行脫氮的工業[9]。

煙氣再循環(簡稱“煙再”)技術也是一種適合CFB鍋爐低負荷運行的NOx控制技術[10-11]。CFB低負荷運行階段，由于存在最低流化風量、二次風口防燒損等基本要求，使密相區氧量很難降低，通過煙氣再循環可獲得低負荷低氮燃燒氧量理想匹配，料層以欠氧模式充分流化。同時，煙再的欠氧緩燃能力適度推遲了燃盡，上部煙溫可提高30～60 ℃，使爐膛出口溫度與床溫趨于一致，同時解決了低負荷時SNCR區域煙溫不足的問題。

在實際運行調整中，煙氣再循環的工業化應用效果顯著[12-16]，但也出現了循環風機腐蝕等問題，特別是在大型CFB鍋爐機組上的運行經驗較少。

本文主要針對某臺330 MW亞臨界CFB機組，對投運煙氣再循環系統前后性能進行對比，探討了該技術對鍋爐燃燒、污染物排放等參數的影響，從而為眾多深度調峰CFB機組提供參考。

1 鍋爐、環保設施及主要問題

寧東電廠2臺亞臨界CFB鍋爐采用東方鍋爐廠設計制造的330 MWe 亞臨界CFB鍋爐(型號DG1177/17.5-Ⅱ3)，整體布置為單爐膛、單布風板、一次中間再熱、汽冷式旋風分離器、尾部雙煙道結構。爐膛內布置有12片屏式過熱器、6片屏式再熱器和2片水冷蒸發屏。尾部前煙道布置了低溫再熱器，后煙道從上到下依次布置有高溫過熱器、低溫過熱器，向下前后煙道合成一個煙道，從上到下依次布置省煤器和空氣預熱器。爐前布置10個給煤口，爐后布置6個排渣口。水冷風室為兩側進風。3臺汽冷式旋風分離器下部各布置一臺“J”閥回料器，回料器為一分為二結構。鍋爐主要參數見表1，入爐煤參數見表2。

表1 鍋爐主參數

表2 入爐煤工業分析

煙氣污染物執行超低排放標準，脫硝采用SNCR，還原劑采用氨水(20%溶液)，每臺分離器入口煙道布置12支噴槍，每臺爐共36支。脫硫采用“爐內石灰石干法”+“爐外石灰石濕法”，根據硫分不同，爐內鈣硫比控制在1.5～1.8。爐外脫硫采用單塔一體化脫硫除塵。

隨著西北電網新能源大量并入電網，電網要求機組實現深度調峰功能，寧東一期機組于2018年實現了30%負荷深度調峰工作，但由于煙氣溫度過低(650 ℃)，脫硝效率降低，投入脫硝劑后造成氨逃逸超標，影響鍋爐尾部煙道設備安全運行。為控制NOx，采取了低風量和低氧量運行方式，但同時也出現了以下問題：

1)為了降低負荷，動態工況下一次流化風量需過調至保護值(180 kNm3/h)以下，長時間運行存在流化不良結焦的風險。低負荷鍋爐流化出現異常時，受NOx限制無法提高一次流化風量。

2)二次風量控制過低甚至降至0，導致下方二次風管超溫、開焊漏灰。

3)由于燃用高揮發性高硫煤，需要爐內摻燒石灰石脫硫，30%深度調峰工況下，一次風量和二次風量已達最低值，無法進一步降低調峰深度。

4)深度調峰工況下，煙氣量偏小，使主、再熱汽溫相對偏低。

為了有效解決上述問題，經研究論證，通過改造增加煙氣再循環系統。

2 煙氣再循環系統運行分析

2.1 煙氣再循環系統

煙氣再循環示意如圖1所示，利用引風機出口壓頭，煙氣從引風機出口匯合煙道處引出，通過一套煙氣再循環風機及配套管道接入到2臺一次風機入口，分別為A一次風機和B一次風機，煙氣再循環管道設置電動關斷門與電動調節門，實現與尾部煙道系統的切斷和隔離功能，用于在煙氣再循環系統不投入時，防止煙氣竄入，造成低溫酸腐蝕。同時為防止低溫腐蝕，對煙氣再循環系統、一次風機及相應的冷風道做防腐處理。煙氣再循環系統投運前后參數對比分析見表3，其中5月17日、5月21日運行數據為不同煙氣再循環量下的運行參數，6月2日運行數據為高比例煙氣再循環量下的運行參數。

圖1 煙氣再循環示意

2.2 煙氣再循環系統對鍋爐運行參數的影響

2.2.1對一次流化風量的影響

煙氣再循環系統投運后，因煙氣的煙溫較高，與一次風機入口的空氣混合后，會造成一次風機入口介質密度下降。因此不調整一次風機，風機電流會降低，一次流化風量會減小。圖2為5月17日動態運行監測數據，煙氣再循環量由57 kNm3/h降至0時，若不調整一次風機，風量會升高17 kNm3/h。

圖2 煙氣再循環量與一次風量變化關系

2.2.2對床溫的影響

再循環煙氣中含氧量較低，約為6%，因此與空氣在一次風機混合后會造成一次流化風量含氧量下降，導致密相區氧量降低，相應地密相區燃燒份額降低，造成床溫下降，燃燒后延。圖3為5月17日運行監測數據，30%負荷下煙氣再循環量為60 kNm3/h(占一次流化風量23%)時，床溫降低31 ℃；煙氣再循環量為101 kNm3/h(占一次流化風量51%)時，平均床溫下降51 ℃。

表3 煙氣再循環系統運行參數

圖3 煙氣再循環量與床溫變化關系

2.2.3對氧量及二次風量的影響

一次流化風量用煙氣置換后，爐內整體氧量下降，為維持爐內正常燃燒，需通過二次風補充氧量。30%負荷下，煙氣再循環量增加101 kNm3/h后，為了維持爐內氧量，二次風量增加38 kNm3/h(表3)，增加的二次風量可保證下二次風管的冷卻。

2.2.4對尾部煙道入口煙溫、排煙溫度及汽溫的影響

圖4 煙氣再循環量與排煙溫度、尾部煙道入口煙溫的變化關系

30%負荷下，煙氣再循環量增加101 kNm3/h后，整體燃燒后移，進入尾部的煙溫升高。圖4為5月17日煙再運行前后的運行監測數據，A、B側分別指對應側的測溫點，尾部煙道入口煙溫升高7 ℃，排煙溫度升高4 ℃。其中，排煙溫度測點選取引風機入口前煙溫。因尾部的煙溫及煙氣量均上升，對流換熱增強，主汽溫度及再熱汽溫均上升(圖5)，主汽溫度升高12 ℃，再熱汽溫升高23 ℃。

圖5 煙氣再循環量與主、再熱汽溫變化關系

2.2.5對環保指標的影響

煙氣再循環投入后，起到降低爐膛密相區氧量、強化分級燃燒的作用，有效降低了NOx濃度。同時，通過提高二次風量和氧量，還能進一步提高爐內脫硫效率，降低原煙氣SO2濃度。

圖6為5月21日動態運行監測數據，在95 MW穩定工況下，煙氣再循環量增加102 kNm3/h后，氨水流量由0.21 m3/h降至0，NOx由41.5 mg/Nm3降至39.4 mg/Nm3。在不噴氨水的情況下，NOx量控制在40 mg/Nm3左右。

圖6 煙氣再循環量與NOx、氨水流量變化關系

在95 MW穩定工況下，煙氣再循環量增加102 kNm3/h后，二次風量由3 kNm3升至43 kNm3，氧量由1.43%升高至1.67%，爐膛出口煙氣SO2由2 469 mg/Nm3降至1 094 mg/Nm3(表3、圖7)。

圖7 煙氣再循環量與原煙氣SO2變化關系

2.3 煙氣再循環系統投運后解決的現場問題

1)減負荷動態工況下，一次流化風量可始終控制在180 kNm3/h以上，提高了流化質量。

2)可有效提高二次風量，保證下二次風管的最低冷卻風量，避免了超溫和開焊漏灰的問題。

3)燃用高揮發性高硫煤時，調峰深度由30%降至20%。

4)深度調峰工況下，有效提高了主蒸汽溫度和再熱蒸汽溫度。

5)低負荷鍋爐流化出現異常時，可配合煙氣再循環系統大幅提高一次流化風量。

2.4 煙氣再循環系統運行存在的腐蝕問題

煙氣再循環系統運行4個月后，分別在一次風機機殼和煙氣再循環管道膨脹節處發現腐蝕問題，如圖8所示。這是因為煙氣再循環系統停運和投運初期，含酸性煙氣遇冷后冷凝成酸液；或煙氣再循環系統停運期間，系統關斷門不嚴密，導致一部分煙氣漏入系統內部，經冷凝成酸液，對系統內局部防腐薄弱區造成了腐蝕。

圖8 煙氣再循環系統腐蝕

3 鍋爐排煙煙氣酸露點計算及預防措施

3.1 混合后的一次風水露點計算

3.1.1排煙煙氣水露點計算

選取含水量為27.5%、熱值為14.65 MJ/kg的燃煤，根據全年氣壓較大值加風室壓力，取煙氣絕對壓力pg=95 kPa，計算公式[17]為

3.1.2大氣水露點計算

參照銀川地區夏季室外干球溫度30.6 ℃、相對濕度64%，冬季室外干球溫度-18 ℃、相對濕度58%，分別計算出空氣中含濕量為：夏季17.76 g/kg、冬季0.45 g/kg[17]。按夏季極端情況下考慮的大氣含濕量為17.8 g/kg，對應大氣的水露點溫度約為23 ℃，計算值取20 ℃。

3.1.3混合后的一次風水露點計算

煙氣和空氣混合后的水露點溫度計算，與煙氣和空氣的風量混合比例有關，經推導、簡化，混合后的一次風水露點計算結果見表4。其中工況1為300 MW負荷、循環煙氣量40 kNm3/h、總一次風量400 kNm3/h；工況2為85 MW負荷、循環煙氣量120 kNm3/h，總一次風量200 kNm3/h。

表4 混合后的一次風水露點計算結果

3.2 酸露點溫度計算

3.2.1再循環管道散熱引起溫降計算

再循環煙氣經過管道輸送后，存在散熱損失，管道采用硅酸鋁棉進行保溫處理，計算選取管道綜合長度為200 m、保溫厚度最薄處50 mm(設計厚度為100 mm)、保溫材料平均導熱系數0.1 W/(m·K)，得到現有管道在不同循環煙氣量下隨取煙溫度和環境溫度變化時的煙溫降公式[17]，即

(2)

式中，ΔT為再循環管道煙氣溫降，℃；Tpy為引風機出口排煙溫度，℃；Thj為鍋爐區域的環境溫度，℃。

可知，循環煙氣量越低、排煙溫度與外界環境溫度間的溫差越大，管道溫降越強。取極端最低環境溫度為-20 ℃，最低排煙溫度為110 ℃，為保證循環煙氣溫降后的溫度不低于排煙煙氣酸露點計算上限88 ℃，最低循環煙氣量應不低于26 kNm3/h。綜上并考慮一定裕量，鍋爐帶煙再運行時的煙氣量應不低于40 kNm3/h。

3.2.2鍋爐尾部排煙酸露點溫度計算

煙氣酸露點分2種算法進行，算法1參照《73版鍋爐熱力計算方法》進行，以煤質成分+煙氣水露點的值結合為主，首先計算煙氣的水露點溫度，再結合燃料硫分、灰分、熱值的取值，考慮一定爐內脫硫效率后算出；算法2參照DLT 5240—2010《火力發電廠燃燒系統設計計算技術規程》，以煙氣成分為基準，首先計算煙氣中水蒸氣和SO2體積分數，求出兩者的分壓力，再結合煙氣的絕對壓力和SO2-SO3轉化率算出。鍋爐尾部排煙酸露點計算結果見表5，其中w(Sar)=2.5%，尾部煙氣SO2質量濃度按4 440 mg/Nm3考慮。

表5 鍋爐尾部排煙酸露點計算結果

3.2.3混合后一次冷風道內的煙氣酸露點計算

參照3.2.1節計算可知，再循環煙氣與一次風冷風混合后的水露點溫度，將隨再循環煙氣量和鍋爐總一次風量的變化而變化，計算結果見表6，其中假定w(Sar)=2.5%，對應的脫硫入口SO2質量濃度為4 440 mg/Nm3。工況1為300 MW負荷、循環煙氣量40 kNm3/h，總一次風量400 kNm3/h；工況2為85 MW負荷、循環煙氣量120 kNm3/h，總一次風量200 kNm3/h。

表6 混合后一次冷風道內的煙氣酸露點計算結果

3.3 煙氣再循環系統防腐預控措施

1)混合后的一次風水露點Thh作為混合后一次風冷風溫度控制的底線值，一次風冷風在此溫度以上運行就不存在風中水分自動析出結露問題。

2)鍋爐運行期間，保持煙氣再循環最小流量在40 kNm3/h以上，即可保證極端工況下煙氣再循環管道內煙氣工況在水露點以上。

3)混合后一次風的酸露點Tdp作為混合后一次風冷風溫度控制的操作值，需結合暖風器操作控制一次風冷風在此溫度以上運行,保證不發生酸腐蝕。

4)一次風機蝸殼底部增加疏水點，保持常開連續疏水。

5)煙氣再循環系統管道上所有的疏水點保持常開連續疏水。

6)從二次風熱風接至一次風機入口，增加熱風再循環，主要用于冬季工況下控制一次風機的低溫腐蝕。

7)檢修期間對一次風機內部腐蝕區域進行防腐修復。

4 結 論

1)在低負荷運行動態變化工況下，一次風份額顯著降低，煙氣再循環的投入保證密相區流化風量高于180 kNm3/h，有效提高了密相區流化質量。燃用高揮發性高硫煤時，調峰深度由30%降至20%。

2)有效提高二次風量，保證下二次風管的最低冷卻風量，避免了超溫和開焊漏灰問題。密相區氧含量降低，床溫下降，強化分級燃燒，有效降低NOx濃度。同時，通過提高二次風量和氧量，還能進一步提高爐內脫硫效率，降低原煙氣SO2濃度。

3)深度調峰工況下，整體燃燒后移，進入尾部的煙氣溫度升高。尾部煙道入口煙溫升高7 ℃，排煙溫度升高4 ℃，對流換熱增強，主汽溫度升高12 ℃，再熱汽溫升高23 ℃。

4)煙氣再循環系統運行4個月，分別在一次風機機殼和煙氣再循環管道膨脹節處發現腐蝕問題，通過理論計算得到煙氣再混合后的一次風水露點，其作為混合后一次風冷風溫度控制的底線值和操作值，可有效減輕腐蝕。