某300 MW 機組燃燒器及二次風噴口改造研究

董志強

（山西臨汾熱電有限公司，山西臨汾 041000）

0 引言

隨著生態環境的惡化，全球二氧化碳減排的步伐加快，能源結構將會發生變化。近年來，以風能、太陽能為代表的低碳新能源發展迅速[1]，大規模風、光能源并網，然而這些電力都有著隨機性強、能源生產是間歇性的、不能隨電網的需求而調節的特征，這對電網的安全和穩定產生了極大的挑戰[2-3]。據分析，風電、光伏在電力系統中到達一定比例（15%～20%）后，每提高一個百分點，對于電力系統的調峰要求都是質的改變。但是我國大部分地區電力系統運行靈活性不足，系統亟需較大比例靈活電源改善調峰電源結構，緩解系統調峰壓力[4-6]。

從全國資源特性和現有技術條件的角度來看，煤電是最為經濟可靠和最具開發潛力的靈活性電源，煤電機組將越來越多地作為配合新能源發電的調峰手段[7-10]。目前的調峰，主要是針對電網低谷時煤電機組的低負荷跟蹤能，分為深度調峰[11]和啟停調峰[12-13]。2018 年2 月28 日，國家發展改革委、國家能源局下發了《關于提電力系統調節能力的指導意見》[14]，指出要實施火電靈活性提升工程，根據不同地區調節能力需求，科學制定火電靈活性提升工程實施方案。2019 年9 月，山西省委省政府印發了《山西能源革命綜合改革試點行動方案》[15]，要求先行選擇30 萬千瓦級及以上機組開展煤電機組靈活性改造試點，加快推進煤電機組靈活性改造步伐，提升電網的調峰能力。參與調峰的機組通常運行于低負荷工況下，燃燒穩定性影響著機組的安全運行。

某300 MW 機組鍋爐目前低負荷穩燃能力在45%左右，飛灰含碳量、爐渣含碳較高。鍋爐A 層四只一次風煤粉燃燒器為安裝有氣化小油槍的煤粉燃燒器，運行時微油過大存在噴嘴燒壞的風險，微油過小則容易被一次風吹滅，且A 層燃燒器在不投油燃燒時煤粉的穩燃性不好。現有一次風濃淡燃燒器，煤粉氣流的組織性差，不利于煤粉及時著火和穩定燃燒。隨著電網對鍋爐低負荷燃燒穩定性要求越來越高，為提高某300 MW 機組鍋爐低負荷穩燃能力，擬對1#機組A、B、C 三層燃燒器、底層二次風噴口進行低負荷穩燃能力提升改造。

1 設備概況

某300 MW 機組鍋爐型號為DG1060/17.4-Ⅱ4，是由東方鍋爐股份有限公司制造的亞臨界自然循環汽包爐、單爐膛、∏型布置、一次中間再熱、平衡通風、固態排渣、全鋼架懸吊結構、爐頂帶金屬防雨罩。燃燒器布置于爐膛水冷壁四角，采用四角切圓燃燒方式。燃燒器噴口布置如圖1 所示，水冷壁每角的燃燒器共有17 層噴口，一次風噴口（四周有周界風）6 層，二次風噴口9層，其中3 層二次風噴口內設有油槍、用于降低氮氧化物生成量的頂二次風噴口2 層。每角燃燒器分上下兩組，上組燃燒器有3 層噴口，下組燃燒器有14 層噴口。

圖1 燃燒器噴口布置

2 燃燒系統優化改造方案

為提高鍋爐低負荷穩燃能力，解決目前鍋爐存在的下層燃燒器掉粉導致爐渣含碳偏高的問題，現對燃燒系統進行優化改造，改造方案如下：

（1）采用強回流燃燒器，將A層（最底層）改為帶微油功能的強回流燃燒器，B、C 層為強回流燃燒器。

（2）重新設計AA 層托底二次風噴口，更換4 個托底二次風噴口。

強回流燃燒器如圖2 所示。強回流燃燒器在形成濃淡燃燒的條件下，布置豎直穩然齒，增強噴嘴附近高溫煙氣卷吸能力和煤粉氣流在噴嘴附近的停留時間，保留了利于煤粉的著火與穩燃的特性，又可確保濃淡燃燒，減少NOx的生成，且更有利于降低飛灰和大渣含碳量。在保證燃燒器冷卻的前提下，盡可能控制周界風的風量和動量，使一次風直接卷吸高溫煙氣，大大提高火焰溫度，抑制煤粉著火時間的推遲，進而達到更好的燃燒效果，保證煤粉在出口處及時著火，能更好地控制爐膛火焰中心，改善結焦和高溫腐蝕，降低飛灰含碳量。

圖2 強回流燃燒器

3 改造效果

3.1 鍋爐熱效率

為了解1#機組在改造前后的性能，采用國家標準GB 10184—2015《電站鍋爐性能試驗規程》規定的反平衡法，對1#機組鍋爐熱效率進行計算，灰渣平衡比率取飛灰90%、爐底大渣10%。鍋爐熱效率η 按式（1）計算：

式中 Q2——1 kg 煤的排煙損失熱量，kJ/kg

Q3——1 kg 煤的氣體未完全燃燒損失熱量，kJ/kg

Q4——1 kg 煤的固體未完全燃燒損失熱量，kJ/kg

Q5——1 kg 煤的散熱損失熱量，kJ/kg

Q6——1 kg 煤的灰渣物理損失熱量，kJ/kg

Qr——1 kg 煤引入的熱量，kJ/kg

q2——排煙熱損失，%

q3——氣體未完全燃燒熱損失，%

q4——固體未完全燃燒熱損失，%

q5——散熱損失，%

q6——灰渣物理熱損失，%

3.1.1 改造前鍋爐熱效率

試驗期間機組穩定在兩個調整工況下，在270 MW、220 MW、150 MW 工況下進行原煤取樣、灰渣取樣，以及對空預器進出口氧量、溫度進行測試，測試結果如表1 所示。

從表1 可知，270 MW 負荷下的實測鍋爐熱效率為89.26%，均小于220 MW 負荷（90.09%）和150 MW負荷（90.22%）下的實測鍋爐熱效率。修正后270 MW的鍋爐熱效率為89.25%，仍小于220 MW 負荷（90.01%）和150 MW 負荷（90.13%）。

3.1.2 改造后鍋爐熱效率

試驗前，鍋爐保持穩定，各設備調整至最佳運行狀態，然后對#1 鍋爐進行性能測試，試驗期間機組穩定在兩個負荷工況下，在270 MW、240 MW、180 MW 工況下進行原煤取樣、灰渣取樣，以及對空預器進出口氧量、溫度進行測試，測試結果如表2 所示。

表2 改造后各工況下鍋爐爐效

由表2 可以得出，270 MW 負荷下的修正后鍋爐熱效率為90.60%；隨著負荷降低，鍋爐熱效率升高，180 MW 負荷下的修正后鍋爐熱效率最大、為91.23%。

試驗結果表明，改造前后1#機組鍋爐熱效率都出現隨負荷降低而升高的趨勢。在270 MW 負荷下，改造后的修正后鍋爐熱效率為90.60%，大于改造前的修正后鍋爐熱效率（89.25%），鍋爐熱效率提高了1.5%。

3.2 爐內冷態空氣動力工況實驗

為了解改造后爐內動力場情況，現對1#機組進行鍋爐冷態動力場試驗。在爐內A 層、B、C 層一次風噴口上沿高度，用風速儀進行爐內冷態風速測量，確定燃燒器出口氣流在爐內形成的強風環大小，并在四周水冷壁實測貼壁風速，同時在各一次風噴口處進行飄帶示蹤試驗。爐膛截面積（寬×深）13335 mm×12829 mm，燃燒器實際切圓示意及貼壁風見圖3。

從圖3 可以看出，A 層燃燒器爐內冷態實際切圓為橢圓形，長徑7335 mm，短徑6329 mm，貼壁風在3.6～4.7 m/s；B、C 層燃燒器爐內冷態實際切圓為一橢圓，長徑7835 mm，短徑5829 mm，貼壁風在1.4～2.4 m/s。速度場測量完畢后在爐內燃燒器噴口處進行飄帶試驗，氣流不刷墻。結果表明，爐膛主燃燒區域實際切圓直徑在7 m 左右，切圓偏前墻與左墻。

3.3 爐內冷態空氣動力工況實驗

為確定1#機組的最低不投油穩燃負荷，現在保證1#機組運行參數正常的條件下，將1#機組從210 MW 負荷開始，按每分鐘1.5%額定負荷的速度降低鍋爐負荷，并在150 MW、135 MW各級負荷狀態下保持30 min，直至燃燒穩定的最低負荷，并在該負荷下維持2 h。

隨著負荷的降低，整個爐膛溫度水平也相應下降。當1#機組負荷降至120 MW 時，不投助燃油，沒有出現劇烈的火焰閃爍及爐膛溫度大幅下降的不良狀況，爐膛負壓穩定、氧量波動正常。繼續降低機組負荷至110 MW 時，火檢信號閃爍較為頻繁，再熱汽溫降為470 ℃，油槍投入助燃。由試驗結果可得，1#機組的最低不投油穩燃負荷為120 MW 負荷。結果表明，改造前1#機組最低穩燃負荷為135 MW，改造后1#機組最低穩燃負荷為120 MW，實現鍋爐最低不投油穩燃負荷≤40%BMCR（BMCR為鍋爐最大連續蒸發量）。

4 結論

為提高某300 MW 機組低負荷穩燃能力，以滿足深度調峰需求，現將機組A 層燃燒器改為帶微油功能的強回流燃燒器，B、C 層改為強回流燃燒器，同時更換AA 層4 個托底二次風噴口。對機組改造前后的鍋爐熱效率、冷態空氣動力廠、最低不投油穩燃負荷進行分析，得到以下結論：

（1）改造前，270 MW 負荷下的修正后鍋爐熱效率為89.25%，均小于220 MW 負荷（90.01%）和150 MW 負荷（90.13%）。

（2）改造后，270 MW 負荷下的修正后鍋爐熱效率為90.60%，鍋爐熱效率提高了1.5%。

（3）改造后的爐內實際切圓直徑在7～8 m，切圓偏前墻與左墻。

（4）1#機組最低穩燃負荷可達到120 MW，實現鍋爐最低不投油穩燃負荷≤40%BMCR。