燃煤機組靈活性改造后燃燒優化試驗研究

呂為智, 趙 旭, 何 翔, 馬達夫

(上海發電設備成套設計研究院有限責任公司,上海 200240)

近年來,隨著風電、光伏等新能源的大規模發展,新能源裝機容量及發電量占比越來越高,預計到2035年我國新能源發電量占比將超過20%,清潔能源消納問題需要未雨綢繆。考慮到火電機組具有“一次能源可儲、二次能源易控”的特性,火電可有效解決新能源間歇性強、波動大、預測難等隨機性和不穩定性問題,在確保電量供應的同時可滿足出力可靠性要求[1-2]。因此,火電被認為是我國最適宜的調峰電源。2021年,《關于開展全國煤電機組改造升級的通知》中明確指出“十四五”期間完成煤電機組靈活性改造2億kW,增加系統調節能力3 000～4 000萬kW,火電靈活性改造仍有較大的增長空間。

根據文獻報道,低負荷下火電機組的穩燃問題是火電靈活性改造關注的核心與重點[3-4]。當機組在低負荷下運行時,煤粉氣流燃燒邊界條件與實際設計邊界條件存在較大偏離,爐膛斷面及容積熱負荷急劇下降,導致爐膛主燃燒器區域煙氣溫度偏低,煤粉氣流卷吸熱及輻射吸熱量大幅降低,最終導致低負荷運行工況下煤粉氣流著火困難,穩定性差,容易發生火檢閃爍、熄火等安全事故。

從實際改造案例[3-7]來看,目前提高火電機組低負荷穩燃能力的主要技術手段包括改變風煤比、增加空氣的湍流度、減少閑置燃燒器的冷卻風量、改變燃燒器的結構、改變磨煤機的控制運行方式及采用單雙磨運行等。這些措施有利于提高機組低負荷穩燃能力。然而,火電機組靈活性改造后,燃燒工況與改造前存在較大的差異,在提高低負荷穩燃能力的同時也必然提高了高負荷下爐膛主燃燒器區域煙氣溫度,對于低熔點煤種容易引發高負荷下鍋爐結焦、NOx生成量偏高等問題。

因此,筆者以某600 MW超臨界參數直流本生型鍋爐為研究對象,針對機組靈活性改造后運行時存在的結焦問題展開研究,并分析其原因。通過燃燒優化試驗,達到提高低負荷穩燃能力、抑制鍋爐結焦的目的,為國內同類型火電機組靈活性改造后的燃燒優化提供經驗數據以及技術參考。

1 設備概況

以某600 MW超臨界參數變壓直流本生型鍋爐為研究對象,型號為DG 1900/25.4-Ⅱ1,采用一次中間再熱、單爐膛螺旋管圈水冷壁、尾部雙煙道結構、擋板調節再熱汽溫、固態排渣、全鋼構架、全懸吊結構、平衡通風和露天Π型布置。鍋爐采用前后墻對沖燃燒方式,設置24個HT-NR3燃燒器,分3層布置在爐膛前后墻上。燃燒器上部布置有燃盡風(OFA)風口,12個燃盡風風口分別布置在前后墻上,燃燒器布置如圖1所示。

(a) 縱剖視圖

(b) 前視圖圖1 燃燒器布置Fig.1 Burner layout

2021年,對該機組實施了靈活性低負荷穩燃燃燒器改造,主要改造內容如下:將前后墻中下層燃燒器(16個)全部更換,燃燒器采用DBC-OPCC-IV型旋流煤粉燃燒器,下層A、F燃燒器采用外置分離器低負荷燃燒器,中層B、D燃燒器采用新型旋流煤粉燃燒器,并采用新型冷卻風系統。上層C、E燃燒器保持原有的HT-NR3燃燒器。改造后機組低負荷穩燃能力有所提高,實現了30%低負荷下的安全穩定燃燒。

如圖2所示,外置分離器燃燒器是一次風在燃燒器外進行濃淡預分離,燃燒器入口煤粉管道中增加濃淡分離設備,將進入燃燒器的一次風進行濃淡分離,將大約50%的一次風和10%～15%煤粉分離出來,再經乏氣管引到乏氣噴口直接噴入爐膛燃燒,其余50%的一次風和85%～90%的煤粉由燃燒器一次風噴口噴入爐內。乏氣風管上設置電動風門,可遠程調節乏氣風量,以便調節濃煤粉側一次風量和燃燒器出口風速,提高燃燒器對負荷與煤種的適應性。經煤粉管道的煤粉氣流由偏心管進入外置煤粉分離器,進入分離器的煤粉顆粒在慣性力的作用下沿彎頭壁面向上進入濃煤粉側,而在分離器中部設有乏氣風管,被分離后的乏氣風經乏氣風管進入燃燒器上方的乏氣風燃燒器,最后進入爐膛燃燒。

低負荷燃燒狀態下,在一次風進入燃燒器之前通過外置式分離裝置將一部分乏氣分離出來,濃煤粉通過燃燒器送入爐膛,而乏氣從遠離燃燒器的其他區域送入爐膛,從而達到降低燃燒器送入爐膛的一次風率,減小煤粉氣流風煤比,降低了煤粉氣流風煤比較大時對煤粉燃燒安全性和穩定性的影響。在低負荷運行情況下,燃燒器入口風煤比較大,會影響煤粉的著火和穩燃,而外置分離器燃燒器可以解決一次風風煤比較大的問題,目前國內部分機組開始實施外置分離器低負荷燃燒器改造。

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2 運行現狀及原因分析

靈活性改造前后,機組的配煤方式不變。下層A、F磨煤機采用中平煤,較為固定。其余磨煤機配煤方式變化較大,多采用高質煤,其熱值為1.63～1.84 MJ/kg,高質煤灰熔點較低,約為1 100 ℃。中平煤及高質煤的煤質參數見表1。

表1 中平煤和高質煤煤質參數

靈活性改造后,該機組鍋爐頻繁掉渣,導致撈渣機渣量過大甚至跳閘,并同時伴隨爐膛負壓波動,波動值達到400～800 Pa。除此之外,低負荷下脫硝系統入口NOx含量較大(最高質量濃度達到800 mg/m3),遠大于環保排放標準(最嚴標準值為15 mg/m3),導致噴氨量增加、空氣預熱器堵塞,A側空氣預熱器差壓最高達到2 kPa。

該鍋爐于2021年11月18日點火,C、E倉上高質煤,其揮發分高、熱值大、灰熔點低且在上層磨煤機燃燒。高負荷下爐膛出口溫度高,高質煤煤粉氣流在爐內行程短、停留時間短。通過就地觀火孔觀察發現,屏式過熱器區域以及主燃燒器區域等位置發生明顯的結焦、掛焦現象,且火焰較為明亮。如圖3所示,從部分撈渣機掉渣的宏觀形貌上來看,灰渣多為黃褐色,質地堅硬,出現明顯的大氣孔結構以及熔融現象。

圖3 灰渣宏觀形貌Fig.3 Macroscopic morphology of slag

根據實際運行情況來看,層操二次風擋板開度為0,高負荷下中上層燃燒器二次風、燃盡風的風壓基本為0 Pa,由此判斷中上層可能存在缺風的現象,高溫還原性氣氛下結焦的可能性大大提高。另外,爐內整體熱負荷達到較高水平,高負荷下主燃燒器區域煙氣溫度高達1 350～1 380 ℃,且B、D層局部熱負荷最高,B、D燃燒器噴口結焦的可能性及風險較大。

如圖4所示,灰渣的微觀形貌多為熔融后粘結在一起,從化學組成來看,多為Ca、Fe、S等元素的復合礦物,與文獻報道的研究成果[8-9]相吻合。從灰渣的化學成分變化來看,灰渣中明顯發現Fe和S元素的富集,這與焦塊質地堅硬、呈黃褐色等宏觀表現特征相吻合。

(a) 微觀形貌

(b) 元素組成圖4 灰渣微觀形貌及元素組成Fig.4 Microstructure and element composition of ash

根據燃燒器設計說明,外置分離器燃燒器改造后,燃燒器內、外層軸向二次風均改為旋流,其中內二次風量設置較少(25%),內、外二次風同向旋轉。如圖5所示,在外置分離器的作用下,由于慣性力,進入分離器的煤粉被分為濃淡2股煤粉氣流,其中絕大部分煤粉沿彎頭外壁面進入分離器濃側出口。根據模擬計算結果,一次風粉氣流經外置分離器濃淡分離后,約50%的一次風攜帶85%～90%的煤粉進入煤粉燃燒器,此時,煤粉燃燒器內煤粉濃縮比可達3～5,旋轉氣流能將爐膛內的高溫煙氣卷吸到煤粉著火區,噴口處形成高煤粉濃度、高溫、較高氧濃度的“三高”局部區域,保持煤粉火焰穩定。由于內、外二次風均采用就地調整,高負荷下與低負荷下保持相同開度,高負荷下燃燒器噴口處“三高”區域更為明顯,容易導致燃燒器局部區域煙氣溫度偏高,通過移動式紅外測量,高負荷下主燃燒器區域煙氣溫度高達1 338 ℃。

圖5 外置分離器燃燒器煤粉顆粒運行軌跡

此外,靈活性改造后,燃燒配風方式仍為原有配風方式,側重于利用空氣分級降低NOx排放,這就意味著主燃燒器區域氧量低、還原性氣氛強。通過便攜式煙氣分析儀對主燃燒器區域煙氣成分進行測量,發現該運行方式下主燃燒器區域H2S、CO的含量偏高,其中H2S質量濃度高達1 214～1 517 mg/m3,CO質量濃度高于7 500 mg/m3,表明原煤中以FeS2為主的礦物質在還原性氣氛下未完全氧化,主要產物為FeO、Fe-O-S系化合物,該類物質熔點低,在煙氣中呈現熔融狀態,為不穩定中間產物,容易黏附在水冷壁、分隔屏等高溫受熱面,形成灰渣的初始形成層。煤中內在含Ca、Mg等元素的礦物質暴露在煙氣中,隨著煙氣流動與FeO、Fe-O-S系熔融體發生碰撞、捕集及交互反應,生成Ca-Fe-S系復合礦物,這也意味著灰焦長大,逐步形成大的灰渣,最終導致Ca-Fe-S系復合礦物在主燃燒器區域發生富集[8-9]。

3 燃燒優化調整

3.1 優化調整思路

高負荷下一般5～6臺磨煤機運行,此時爐膛溫度高,熱負荷較為集中,煤粉氣流著火速率較快,易造成燃燒器噴口及附近水冷壁結焦。此外,該鍋爐燃用煤種的揮發分質量分數為30%～40%,為了提高機組低負荷穩燃能力,改造后燃燒器的設計著火能力強(包括采用內外二次風旋流、穩燃齒、外置式分離多級濃縮等方式),但容易引發高負荷下主燃燒器區域結焦、NOx生成量偏高等問題。因此,燃燒優化調整的思路主要在于推遲煤粉著火、延長煤粉氣流在爐內的停留時間及提升其所需著火熱等方面。

3.2 優化調整措施

為了抑制主燃燒器區域結焦、降低NOx生成量,可采取的具體調整技術措施包括:弱化燃燒器旋流、提升燃燒器直流風占比、降低磨煤機出口溫度、合理配風和提升一次風壓等,但是需要保障低負荷下的穩燃特性。

3.2.1 就地燃燒器風門開度調整

如表2(其中A、B、D、F表示燃燒器所在層,1～4表示燃燒器編號,下同)所示,相對于改造前的HT-NR3燃燒器,當前采用的OPCC-IV型燃燒器的內二次風由直流改為旋流,加之中下層燃燒器位置提高,致使爐膛當前著火非常集中,高負荷下投用6臺磨煤機,爐膛整體熱負荷上升,局部區域煙氣溫度可達1 300～1 380 ℃,高于煤灰的熔融溫度,結焦風險大大增加,故從燃燒器配風方式方面對燃燒進行調整。燃燒優化調節主要以減弱燃燒為方向和原則,將A、F、B、D各燃燒器內二次風開度減小,外二次風開度增大,以降低火焰的旋流;對A、F層的個別燃燒器(A1、A2、F1、F4)進行了燃燒的加強調節,適當開大上層二次風以及燃盡風開度,并適當減小底層二次風開度(為70%～90%)。其調節的依據來源于30%低負荷試驗中火檢強度信號以及就地測溫數據。就地燃燒器風門開度應兼顧防結焦以及穩燃效果。

推遲煤粉氣流著火使爐內最高熱負荷位置升高,可能會導致燃盡風噴口附近受熱面、屏式過熱器結焦可能性增大,故在弱化燃燒的同時在爐膛上部強化其燃盡,火焰中心下壓,避免爐膛出口煙氣溫度過高,高負荷下投運上層磨煤機,煤粉到爐膛出口的行程短,若燃燒組織不當,會造成屏式過熱器結焦,可采取的措施為開大燃盡風層操二次風開度,加大燃盡風直流風份額,將火焰中心盡量下壓。

如圖6所示,調整前就地燃盡風內、外二次風以及中心風均為全開狀態,確保內二次風為旋流狀態,故燃盡風外二次風保持全開,內二次風調整拉桿,即前墻推入50%,保留一定旋流,強化了低負荷工況下的穩燃;后墻全部推入,拉桿推入后內二次風開度關小,內二次風旋流降至最弱,調整前后內外二次風開度如表3所示。

表2 就地燃燒器風門開度調整

圖6 燃盡風就地拉桿Fig.6 Local pull rod of over fire air

表3 燃盡風就地拉桿開度調整

3.2.2 磨煤機出口溫度

原有運行方式下,磨煤機出門溫度保持在90 ℃,煤粉易于著火,著火提前且著火距離短,容易造成燃燒器噴口及水冷壁區域的結焦。因此,對磨煤機出口溫度進行了控制優化,將磨煤機出口溫度定義為負荷和煤量的自動控制函數。高負荷下應考慮延遲著火,抑制水冷壁區域結焦;低負荷下應考慮穩燃因素,可根據負荷及煤量調整磨煤機出口溫度,具體調整方式見表4。

表4 磨煤機出口溫度調整

3.2.3 層操二次風以及燃盡風開度

高負荷下將中上層燃燒器層操二次風開度開大,負荷越高開度越大。根據改造前的運行經驗,高負荷時中上層燃燒器層操二次風開度為25%左右,燃盡風開度為25%左右,底層A、F層層操二次風開度為90%～100%,使得B、D、C、E層小風箱壓力往往為0 Pa甚至出現負值,這樣的配風方式使中上層燃燒器出現缺風,有結焦風險;且C、E層HT-NR3燃燒器無中心風設計,使噴口結焦的可能性大大增強,故需要對配風方式進行優化調整。

B、D、C、E層層操二次風開度應開大,180～ 240 MW時可開至30%～40%,高負荷下投運5～6臺磨煤機時可調整至50%～70%,負荷越高開度越大。高負荷下A、F層層操二次風開度可關小至80%,負荷越高開度越小,二次風最小開度為70%。低負荷下C、E層燃燒器不投運時,層操二次風留10%作為冷卻風。

表5 配風方式調整

采用該配風方式可提高主燃燒器區域氧量。根據實際測量結果,在原配風方式下,為了控制NOx的生成,空氣預熱器入口氧量約為2.5%,主燃燒器區域氧量更低,還原性氣氛更強,不利于結焦的抑制。采用該配風方式后,空氣預熱器入口氧量約為3%,此時主燃燒器區域的還原性氣氛弱化,H2S、CO的含量明顯降低,其中H2S質量濃度幾乎為0 mg/m3,CO質量濃度約為1 500 mg/m3,且NOx生成量基本不變,此時可有效抑制主燃燒器區域結焦。

3.2.4 乏氣風開度

根據燃燒器改造說明,外置分離器燃燒器改造中乏氣風的設置提高了乏氣風噴口截面的爐膛煙氣溫度;另外,乏氣風中淡煤粉處于富氧狀態,可能會對NOx的生成產生一定的影響,因此本次優化在保障鍋爐不發生結焦的條件下對乏氣風開度進行了調整,研究淡煤粉氣流對NOx生成的影響。

240 MW負荷下,運行二次風壓設定為0.5 kPa,調整燃盡風開度至40%,底層A、F層層操二次風開度為55%,脫硝系統入口NOx質量濃度維持在370 mg/m3。穩定工況下,逐漸關小A、F磨煤機乏氣風開度,同時對A、F層煙氣溫度進行測量,試驗結果見表6。

表6 不同乏氣風開度對應的煙氣溫度

從試驗結果來看,乏氣風開度關小后,爐膛煙氣溫度有所降低,尤其是乏氣風開度從100%關至50%后,煙氣溫度降低100 K左右,而乏氣風開度從50%關至20%后,煙氣溫度無明顯變化,說明乏氣風開度對爐膛噴口截面的煙氣溫度分布有一定影響。關小乏氣風開度后,由于乏氣風噴口截面的煙氣溫度有所降低,熱力型NOx生成量減小,其質量濃度降低了30～50 mg/m3,而試驗期間火檢等燃燒運行參數正常,故240 MW及以上負荷下可以適當關小乏氣風開度。

本次試驗關小乏氣風開度后,最大的效果是降低了噴口截面的煙氣溫度,實際上爐膛內一次風量并未減小,減少的乏氣通過燃燒器依舊進入爐膛,主燃燒器區域的氧量并沒有實質性的減小,故降低NOx質量濃度的作用有限,降低幅度為30～50 mg/m3。若要進一步降低NOx質量濃度,應在關小乏氣風開度的同時降低一次風壓或者關小熱風擋板開度。

3.3 優化調整效果

從2021年11月20日到12月3日,在燃燒調整試驗期間,基本每天都會出現或大或小的掉渣現象,但其整體趨勢在向變好的方向發展。落渣中最危險的是黃褐色硬渣塊,這是撈渣機油壓異常上升、負壓波動的最主要原因。隨著燃燒優化調整的深入,灰渣的形態逐漸發生變化。調整試驗后期,落渣基本以酥松、散塊狀灰渣為主,如圖7所示,該形態灰渣質地疏松、顏色偏灰褐色,呈多孔散狀分布,易于清除。

圖7 燃燒優化調整后的灰渣形貌Fig.7 Ash morphology after combustion optimization

燃燒優化調整后,低負荷下油壓基本穩定在8～8.2 MPa,高負荷下油壓基本維持在9～11 MPa。且11月29日以后,鍋爐無較大規模的掉焦掉渣現象,掉渣規模較小,掉渣時油壓增量變小,負壓冒正趨勢變小;12月3日以后很少出現落渣落焦現象,持續超過168 h無掉渣現象,基本確認調整效果良好。2次變好趨勢出現的時間節點正好對應2次調整的主要方向:就地燃燒器二次風開度調整和層操二次風/燃盡風層操二次風調整,表明燃燒調整后,爐膛結焦大大緩解,出渣已逐漸正常。該運行方式下,灰渣質地松脆,通過升降負荷以及吹灰等手段即可清除,且未發生大面積結焦,這也就意味著調整思路正確。

由圖8可知,在低中高各負荷下,分隔屏吸熱比例基本穩定,低負荷下基本維持在15%～16%,高負荷下維持在16%～17%。相比于燃燒優化前,水冷壁吸熱比例略有升高,分隔屏吸熱比例基本穩定。燃燒優化調整后,分隔屏基本無大面積結焦的情況;水冷壁吸熱比例存在波動,基本穩定,高負荷下維持在36%～37%,低負荷下維持在44%左右。分析認為,調整期間該機組受熱面無大面積結焦發生,基本對汽水系統無太大影響;調整期間出現的落焦掉焦可認為基本屬于局部結渣結焦,對整體吸熱影響很小,這與之前分析得出的主燃燒器區域局部結焦的結論相符合。

圖8 各負荷下受熱面吸熱比例變化

燃燒調整后,對30%低負荷下的穩燃性能進行了測試。180 MW負荷下采用便攜式紅外測溫儀在就地觀火孔測量煙氣溫度,以表征低負荷穩燃特性。就地測量發現煙氣溫度均值在1 100～1 200 ℃(見圖9),火檢較為穩定,機組具備30%低負荷不投油穩燃能力。

由于燃燒調整的整體方向是從弱化燃燒的方向去調整的,故飛灰大渣含碳量不可避免地出現升高的趨勢,含碳量為0.8%～1.3%,該階段燃燒調整主要以解決結焦問題為主要矛盾,這會影響到機組的安全穩定運行,故在弱化燃燒的情況下先將結焦控制住,且保障機組的低負荷穩燃能力,將NOx質量濃度控制在350～400 mg/m3,后續工作中可適當回調強化燃燒,使飛灰大渣含碳量維持在一個合適的值,以保證燃燒效率。

4 結 論

針對火電靈活性改造后部分機組在高負荷下存在的結焦、NOx生成量偏高等問題開展了燃燒優化試驗研究。試驗結果表明:結焦主要是由主燃燒器區域煙氣溫度升高以及還原性氣氛引起的,通過弱化燃燒器旋流、提升燃燒器直流風占比、降低磨煤機出口溫度、合理配風和提升一次風壓等技術手段,可在保障低負荷穩燃能力的同時,抑制主燃燒器區域結焦。