低NOx切向燃燒系統(tǒng)的改造及性能優(yōu)化試驗(yàn)

寧新宇, 梁紹華, 岳峻峰, 張恩先, 黃 磊

(1.江蘇方天電力技術(shù)有限公司,南京211102;2.江蘇省電力試驗(yàn)研究院有限公司,南京210029)

某電廠3號(hào)機(jī)組原為亞臨界壓力再熱式直流鍋 爐,鍋爐蒸發(fā)量為1 025 t/h.由于早期的直流鍋爐在運(yùn)行可靠性、靈活性以及調(diào)峰能力方面均明顯低于汽包鍋爐,這對(duì)機(jī)組參與市場(chǎng)競(jìng)爭(zhēng)十分不利[1];同時(shí),為適應(yīng)當(dāng)前日益嚴(yán)格的環(huán)保要求,對(duì)該機(jī)組的鍋爐進(jìn)行了改造,其改造內(nèi)容包括:將直流鍋爐改造為汽包鍋爐,以提高機(jī)組的調(diào)峰能力;同時(shí)改造燃燒器的結(jié)構(gòu)布置,在保證機(jī)組鍋爐熱效率的同時(shí),降低鍋爐NOx的排放濃度,達(dá)到環(huán)保相關(guān)的要求.通過(guò)對(duì)改造前、后機(jī)組運(yùn)行狀況的比較可知:機(jī)組的調(diào)峰能力得到了提高,但機(jī)組運(yùn)行時(shí)卻存在飛灰含碳量偏高、主蒸汽和再熱蒸汽溫度偏低及爐膛塌焦等問(wèn)題.針對(duì)存在的問(wèn)題,筆者對(duì)該機(jī)組的鍋爐進(jìn)行了相關(guān)的優(yōu)化試驗(yàn)與研究.

1 設(shè)備概況

該廠3號(hào)機(jī)組經(jīng)改造后的鍋爐是上海鍋爐廠設(shè)計(jì)制造的SG 1025/16.81-M 748型亞臨界壓力、一次再熱控制循環(huán)鍋爐:其結(jié)構(gòu)為單爐膛、倒 U型露天布置、后煙井雙煙道、四角切圓、再熱汽溫?fù)醢逭{(diào)節(jié)、平衡通風(fēng)、全鋼架懸吊結(jié)構(gòu)和固態(tài)排渣,其燃用煤種為煙煤.

2 燃燒器改造

改造前,燃燒器為直流型式,每個(gè)燃燒器由12層噴嘴組成,其中煤粉噴嘴為5層,二次風(fēng)噴嘴為7層,呈間隔布置,爐膛為同心反切四角燃燒,假想切圓直徑分別為:φ內(nèi)=730 mm,φ外=1 180 mm;其中,一次風(fēng)量占總風(fēng)量的 21%,二次風(fēng)量占總風(fēng)量的79%.

經(jīng)改造后,采用低 NOx切向燃燒系統(tǒng)(LNTFS),燃燒器成對(duì)沖布置.為了控制鍋爐左右側(cè)的煙溫偏差,采用二次風(fēng)噴嘴偏轉(zhuǎn)的方法,將大部分二次風(fēng)噴嘴按順時(shí)針?lè)较蚱D(zhuǎn),其中AB、BC、DE層為7°偏轉(zhuǎn),CD層為 15°偏轉(zhuǎn),以此達(dá)到驅(qū)使?fàn)t內(nèi)氣流作順時(shí)針?lè)较蛐D(zhuǎn)的目的,此部分二次風(fēng)為起轉(zhuǎn)二次風(fēng);而 AA、EF層的偏轉(zhuǎn)角度為 0°;頂部OFA(FF)層二次風(fēng)成逆向25°布置,使進(jìn)入燃燒器上部區(qū)域的氣流旋轉(zhuǎn)強(qiáng)度削弱甚至消除.在燃燒器區(qū)域的這種布置有利于在爐膛中心形成富燃料區(qū),而在四周水冷壁形成富空氣區(qū),這有利于煤粉著火穩(wěn)定,結(jié)焦和高溫腐蝕傾向低,還可降低NOx的生成.同時(shí),為了提高機(jī)組的調(diào)峰能力,專門為燃燒器噴嘴配置了百葉窗煤粉濃縮器,將一次風(fēng)在水平方向上分成濃度適當(dāng)?shù)膬晒?一股將濃煤粉氣流從火側(cè)切向噴入爐膛;另一股將淡煤粉氣流在濃煤粉氣流與水冷壁之間切向噴入爐膛.這樣,既有利于提高煤粉的著火性能,也有利于在煤粉壁面形成氧化性氣氛,提高灰熔融溫度,阻止燃燒的煤粉顆粒沖刷水冷壁.燃燒器具體布置示于圖1.從圖1可知:為進(jìn)一步降低NOx的排放濃度,增設(shè)了2層分離式燃盡(SOFA)風(fēng).該SOFA風(fēng)噴嘴可上下擺動(dòng)30°,左右擺動(dòng) 15°.改造后,一次風(fēng)量占總風(fēng)量的比重為18.7%,二次風(fēng)量占總風(fēng)量的比重為81.3%,與改造前比,一次風(fēng)量的比重有所下降,而二次風(fēng)量的比重有所上升,這有利于降低NOx的生成.改造后燃燒器各風(fēng)門的尺寸與分布列于表1.

圖1 燃燒器布置示意圖Fig.1 Schematic of the arrangement of burners

表1 改造后燃燒器各風(fēng)門的尺寸與分布Tab.1 Sizes and collocation of air damper of the burners after retrofit

3 優(yōu)化試驗(yàn)與結(jié)果分析

3.1 試驗(yàn)內(nèi)容

結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際情況,進(jìn)行了相關(guān)試驗(yàn)研究,其包括:習(xí)慣運(yùn)行工況試驗(yàn),改變省煤器出口氧量試驗(yàn),改變二次風(fēng)配風(fēng)方式試驗(yàn)及改變SOFA風(fēng)試驗(yàn).

3.2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.2.1 習(xí)慣運(yùn)行工況試驗(yàn)

在進(jìn)行優(yōu)化試驗(yàn)前,先進(jìn)行了習(xí)慣運(yùn)行工況試驗(yàn).表2為機(jī)組改造前后的對(duì)比工況試驗(yàn)數(shù)據(jù),在表2中,主蒸汽和再熱蒸汽出口溫度、省煤器出口氧量、飛灰含碳量均為兩側(cè)平均值,鍋爐熱損失及鍋爐熱效率均為修正值.改造后的習(xí)慣運(yùn)行工況試驗(yàn)結(jié)果顯示:與改造前比,飛灰含碳量明顯偏高,主蒸汽溫度偏低,排煙溫度比改造前明顯下降.主蒸汽溫度偏低可能是由于蒸發(fā)受熱面與過(guò)熱器受熱面吸熱量分配不匹配引起的;另外,NOx排放濃度下降明顯,比改造前下降了約100 mg/m3,這是燃燒器改造的緣故.但改造后飛灰含碳量偏高,比改造前升高了約5.62%,導(dǎo)致機(jī)械不完全燃燒熱損失比改造前增加1.70%,這除了與煤質(zhì)變化及運(yùn)行狀況有關(guān)外,主要還是由于燃燒器改造后影響了煤粉顆粒的燃盡,并嚴(yán)重影響了改造后鍋爐熱效率的提高.同時(shí),由于主蒸汽溫度偏低,運(yùn)行人員需將燃燒器擺角放置在較高位置,這種做法一方面更不利于煤粉的燃盡;另一方面可能會(huì)加重機(jī)組運(yùn)行時(shí)所存在的塌焦問(wèn)題,從而影響到機(jī)組的安全穩(wěn)定運(yùn)行[2].因此,根據(jù)機(jī)組的實(shí)際狀況,進(jìn)行了以下一些試驗(yàn).

表2 機(jī)組改造前后工況的試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比Tab.2 Test data comparison before and after retrofit of the unit

3.2.2 改變省煤器出口氧量的試驗(yàn)

鍋爐運(yùn)行氧量的大小對(duì)鍋爐運(yùn)行的性能影響很大.改變省煤器出口氧量的試驗(yàn)主要是為了找出使鍋爐熱損失最小的運(yùn)行氧量值,但此時(shí)需考慮到低氧運(yùn)行時(shí)爐膛內(nèi)壁面高溫腐蝕的發(fā)生[3].圖2為運(yùn)行氧量對(duì)鍋爐熱損失的影響.從圖2可知:當(dāng)運(yùn)行氧量從1.9%上升到3.8%時(shí),總熱損失(q2+q3+q4)呈先降后升的趨勢(shì),機(jī)械不完全燃燒熱損失(q4)呈下降趨勢(shì),但總體上熱損失還是較大,這與燃燒器的布置和相關(guān)配風(fēng)方式有關(guān).

在試驗(yàn)期間,對(duì)燃燒器頂部與SOFA風(fēng)噴口上部附近處爐膛內(nèi)壁面的煙氣成分進(jìn)行了測(cè)量.表3為爐膛內(nèi)壁面O2和CO濃度測(cè)量結(jié)果.從表3可知:隨著運(yùn)行氧量的增加,CO濃度呈降低趨勢(shì),O2濃度呈上升趨勢(shì),同時(shí)煙氣在爐膛內(nèi)的上升過(guò)程中,CO與O2含量都逐步減少;在低氧量(1.9%)運(yùn)行時(shí),爐膛內(nèi)壁面從燃燒器頂部到SOFA風(fēng)噴口上部,還原性氣氛明顯,這對(duì)機(jī)組長(zhǎng)期運(yùn)行帶來(lái)安全隱患.這是因?yàn)樗浔诘母邷馗g與還原性氣氛的存在有極其密切的關(guān)系,在水冷壁空氣不足的部位,未燃盡的煤粉在水冷壁管附近缺氧燃燒,產(chǎn)生的還原性氣氛不利于硫的完全燃燒和SO2的生成,導(dǎo)致硫化氫與鐵發(fā)生急劇反應(yīng),引起管子高溫腐蝕.此外,由于強(qiáng)還原性氣氛也會(huì)導(dǎo)致灰熔點(diǎn)下降,從而引起鍋爐結(jié)渣[3].當(dāng)氧量增加后,爐膛內(nèi)的氧量也顯著增加,在爐膛內(nèi)壁面形成富氧區(qū)域,這一方面與運(yùn)行氧量的增加有關(guān);另一方面與將二次風(fēng)設(shè)置了偏置角度有關(guān),爐膛內(nèi)壁面富氧區(qū)域的形成有利于鍋爐的安全運(yùn)行.圖3為運(yùn)行氧量對(duì)鍋爐熱效率和NOx排放濃度的影響.從圖3可知:鍋爐NOx排放濃度(折算到6%O2)隨氧量的增加而上升,修正后鍋爐熱效率先升后降.經(jīng)綜合比較,在 300 MW 負(fù)荷下,合適的運(yùn)行氧量為3.1%左右,但由于機(jī)組存在塌焦現(xiàn)象,所以應(yīng)適當(dāng)增大機(jī)組運(yùn)行氧量,強(qiáng)化爐膛內(nèi)“風(fēng)包火”的煙氣流場(chǎng),以利于減輕爐膛內(nèi)水冷壁的結(jié)焦[4-5].

圖2 運(yùn)行氧量對(duì)鍋爐熱損失的影響Fig.2 Effect of operational oxygen content on heat loss of the boiler

表3 爐膛內(nèi)壁面O2和CO濃度的測(cè)量結(jié)果Tab.3 Measuring results of the O2and CO concentration on the inner wall of the furnace

圖3 運(yùn)行氧量對(duì)鍋爐熱效率與NOx排放濃度的影響Fig.3 Effect of operational oxygen content on boiler thermal efficiency and NOxemission concentration

3.2.3 改變二次配風(fēng)的試驗(yàn)

在改變氧量的試驗(yàn)基礎(chǔ)上,進(jìn)行了改變二次風(fēng)配風(fēng)的試驗(yàn).不同的二次風(fēng)小風(fēng)門開度組合可以改變爐內(nèi)空氣動(dòng)力場(chǎng)及沿爐膛高度方向的風(fēng)粉配比:一方面,可以調(diào)整爐內(nèi)火焰中心高度,影響排煙溫度、飛灰和爐渣可燃物,直接關(guān)系到鍋爐熱效率;另一方面,還會(huì)影響NOx的排放[6].為優(yōu)化二次風(fēng)配風(fēng)方式,選取了3種不同的二次風(fēng)小風(fēng)門開度組合進(jìn)行試驗(yàn).在進(jìn)行風(fēng)門開度配置時(shí),考慮到爐內(nèi)總風(fēng)量一定,而煤粉顆粒在高溫區(qū)的停留時(shí)間較短,因此在燃料富燃極限內(nèi)提高氧氣的濃度,有利于提高氧氣和煤粉顆粒的反應(yīng)速度.此外,在機(jī)組運(yùn)行狀況下存在飛灰含碳量偏高的問(wèn)題,為此,需在燃燒初期保持足夠的風(fēng)量,以保證煤粉顆粒在高溫區(qū)燃盡,同時(shí)也有利于降低爐渣含碳量[7-8].各試驗(yàn)工況的二次風(fēng)配風(fēng)方式列于表4.

表4 各試驗(yàn)工況的二次風(fēng)配風(fēng)方式Tab.4 The secondary air distribution modes of each test condition %

圖4、圖5所示分別為不同的二次配風(fēng)對(duì)鍋爐熱效率及NOx排放濃度影響.從圖中可看出:均布配風(fēng)與束腰配風(fēng)的鍋爐熱效率基本相當(dāng),均較高,而正塔配風(fēng)時(shí)的鍋爐熱效率最低,這主要是由飛灰含碳量的變化造成的,其原因一方面是在均布與束腰兩種配風(fēng)方式中,底部二次風(fēng)風(fēng)門開度較大,關(guān)小燃燒器中間區(qū)域二次風(fēng)開度,有利于降低飛灰含碳量[8];另一方面是在當(dāng)前燃燒器的布置方式下,中間層二次風(fēng)CD層偏轉(zhuǎn)角度較大,位置較高,底層二次風(fēng)偏轉(zhuǎn)角度較小,這種布置方式會(huì)影響爐內(nèi)切圓運(yùn)轉(zhuǎn)的穩(wěn)定性,因而導(dǎo)致爐內(nèi)流場(chǎng)紊亂,影響煤粉的著火與燃盡.而在正塔配風(fēng)方式中,CD層風(fēng)門開度相對(duì)較大,其試驗(yàn)結(jié)果也印證了上述分析.對(duì)于NOx排放濃度,束腰配風(fēng)最低,正塔配風(fēng)與均布配風(fēng)基本相當(dāng),這是由于采用束腰配風(fēng)方式提高了燃燒器底部一次風(fēng)噴口區(qū)域煤粉量與風(fēng)量之比,而NOx的生成量主要取決于局部化學(xué)當(dāng)量比,因此采用束腰配風(fēng)方式時(shí)NOx排放濃度較低[9-10].

圖4 二次配風(fēng)對(duì)鍋爐熱效率的影響Fig.4 Effect of secondary air distribution on boiler thermal efficiency

圖5 二次配風(fēng)對(duì)NOx排放濃度的影響Fig.5 Effect of secondary air distribution on NOx emission concentration

圖6為二次配風(fēng)對(duì)鍋爐主蒸汽和再熱蒸汽溫度的影響.從圖6可知:對(duì)于鍋爐主蒸汽溫度,不論是束腰配風(fēng)方式還是正塔配風(fēng)方式,在燃燒器擺角基本一致的情況下,其主蒸汽溫度均低于均布配風(fēng)方式下的原因是:①在均布配風(fēng)方式下,燃燒器區(qū)域二次風(fēng)風(fēng)門開度總體上小于束腰和正塔2種配風(fēng)方式,使燃燒器區(qū)域的總風(fēng)量低于后兩者配風(fēng)方式,因此延長(zhǎng)了煤粉的著火時(shí)間,導(dǎo)致爐膛火焰中心的上升.同時(shí),由于關(guān)小燃燒器中上部二次風(fēng)風(fēng)門(相對(duì)于束腰與正塔配風(fēng)方式),使燃燒器底部二次風(fēng)風(fēng)量增大,剛性增強(qiáng),形成的“托底風(fēng)”對(duì)火焰中心起抬升作用,同時(shí)在總風(fēng)量保持不變的情況下,爐膛上部風(fēng)量增大,這樣一方面可均衡爐膛溫度,提高爐膛出口煙溫[2,11];另一方面還有利于強(qiáng)化燃燒器頂部的燃燒,降低飛灰含碳量,提高燃燒效率,這些都有利于提高和穩(wěn)定鍋爐主蒸汽溫度.②在二次風(fēng)束腰配風(fēng)方式下,隨爐膛下部大量二次風(fēng)送入,爐內(nèi)煙氣順時(shí)針動(dòng)量增大,但會(huì)隨著煙氣向爐膛頂部的上升而衰減[12],當(dāng)進(jìn)入爐膛上部時(shí),上部大量二次風(fēng)的送入使反切的二次風(fēng)很難克服煙氣順時(shí)針的旋轉(zhuǎn)動(dòng)量,造成屏區(qū)煙氣流速的偏差,進(jìn)而導(dǎo)致煙氣溫度的偏差;對(duì)于正塔配風(fēng)方式,由于頂部二次風(fēng)風(fēng)量較小,煙氣上升時(shí)動(dòng)量衰減,在上部反切二次風(fēng)的作用下,有可能改變煙氣的旋轉(zhuǎn)方向,而且在當(dāng)前燃燒器系統(tǒng)布置下,頂部的反切二次風(fēng)使煙氣發(fā)生反轉(zhuǎn)的可能性增大;對(duì)于均布配風(fēng)方式,處于束腰配風(fēng)與正塔配風(fēng)之間,有利于減輕爐膛出口煙氣偏差,同時(shí)可防止煙氣反轉(zhuǎn)的出現(xiàn)[13].

圖6 二次配風(fēng)對(duì)主蒸汽和再熱蒸汽溫度的影響Fig.6 Effect of secondary air distribution on temperature of superheated steam and reheated steam

因此,綜合考慮鍋爐熱效率、NOx排放濃度、主蒸汽和再熱蒸汽溫度及煙氣的殘余旋轉(zhuǎn)等因素,筆者認(rèn)為采用均布配風(fēng)方式較好.

3.2.4 改變SOFA風(fēng)風(fēng)門的試驗(yàn)

在改變SOFA風(fēng)風(fēng)門的試驗(yàn)中,進(jìn)行了3次試驗(yàn),SOFA風(fēng)風(fēng)門開度分別為45%、75%和100%,運(yùn)行氧量約為3.3%.在試驗(yàn)中,隨著SOFA風(fēng)風(fēng)門開度的增大,灰渣含碳量減少,鍋爐熱效率呈不斷提高趨勢(shì),NOx排放濃度(折算到6%O2)則呈降低趨勢(shì).圖7和圖8分別為SOFA風(fēng)風(fēng)門開度對(duì)灰渣可燃物熱損失和鍋爐熱效率與NOx排放濃度的影響.由圖可知:通過(guò)增大SOFA風(fēng)風(fēng)門開度,強(qiáng)化了對(duì)爐膛頂部煙氣的后期擾動(dòng),及時(shí)補(bǔ)充了碳顆粒后續(xù)燃燒所需的氧量,使飛灰含碳量減少,提高了鍋爐熱效率.但在試驗(yàn)中,當(dāng)SOFA風(fēng)風(fēng)門開度從45%提高到100%時(shí),NOx排放濃度只降低了11 mg/m3,其原因是:①燃燒器采用了百葉窗式煤粉濃縮器配合WR煤粉噴嘴,使燃燒器區(qū)域形成較強(qiáng)的富燃料區(qū),有利于降低NOx的生成,使NOx的排放濃度降低;②由于SOFA風(fēng)量設(shè)計(jì)偏小,對(duì)NOx排放濃度的影響較小.在運(yùn)行中,為提高鍋爐熱效率及降低NOx排放濃度,建議宜將SOFA風(fēng)風(fēng)門全開.

圖7 SOFA風(fēng)門開度對(duì)灰渣可燃物熱損失的影響Fig.7 Effect of SOFA opening on heat loss of unburned carbon content in slag

圖8 SOFA風(fēng)風(fēng)門開度對(duì)鍋爐熱效率與NOx排放濃度的影響Fig.8 Effect of SOFA opening on boiler thermal efficiency and NOx emission concentration

3.3 塌焦現(xiàn)象分析

在機(jī)組運(yùn)行過(guò)程中,爐膛存在塌焦現(xiàn)象.爐膛結(jié)渣的原因很多,例如煤質(zhì)、爐膛內(nèi)溫度、爐內(nèi)空氣動(dòng)力場(chǎng)、爐膛結(jié)構(gòu)特性參數(shù)及燃燒器布置方式等[14-15],除煤質(zhì)外,爐膛結(jié)構(gòu)特性參數(shù)與燃燒器布置方式也直接影響爐內(nèi)空氣動(dòng)力場(chǎng),同時(shí)影響爐膛內(nèi)溫度.在爐膛結(jié)構(gòu)特性參數(shù)基本不變的情況下,燃燒器布置方式成為爐膛塌焦主要影響因素.根據(jù)改造后燃燒器的結(jié)構(gòu)與布置,以及運(yùn)行中爐膛出口煙溫偏轉(zhuǎn)出現(xiàn)反轉(zhuǎn)的情況,爐膛塌焦的原因可能是:在燃燒器對(duì)沖布置下,起轉(zhuǎn)二次風(fēng)的位置偏高,底部偏轉(zhuǎn)二次風(fēng)的角度偏小,導(dǎo)致爐內(nèi)煙氣旋轉(zhuǎn)不穩(wěn)定,同時(shí)在反切二次風(fēng)的作用下,爐內(nèi)煙氣流場(chǎng)的穩(wěn)定性受到影響,并進(jìn)而影響到煤粉燃盡,同時(shí)也使煙氣中的液態(tài)灰滴在氣力作用下接觸到受熱面形成結(jié)渣.因此,在后續(xù)工作中,應(yīng)考慮在改變起轉(zhuǎn)二次風(fēng)的位置時(shí),綜合考慮調(diào)整底部二次風(fēng)的偏轉(zhuǎn)角度,以使?fàn)t內(nèi)煙氣流場(chǎng)穩(wěn)定.

4 結(jié) 論

(1)通過(guò)對(duì)燃燒器進(jìn)行改造,降低了NOx的排放濃度,但飛灰含碳量明顯增大.

(2)為降低飛灰含碳量,提高蒸汽溫度,減輕爐膛塌焦現(xiàn)象,應(yīng)將省煤器出口氧量控制在較高水平改變二次風(fēng)的試驗(yàn)結(jié)果表明:二次風(fēng)采用均布配風(fēng)方式最佳.

(3)增大SOFA風(fēng)門開度可降低飛灰含碳量,但對(duì)NOx 排放濃度影響不顯著.

(4)在燃燒器布置時(shí),底層起轉(zhuǎn)二次風(fēng)的偏轉(zhuǎn)角度與位置需要與一次風(fēng)的假象切圓大小相配合,以使?fàn)t內(nèi)煙氣流場(chǎng)穩(wěn)定.為了保證爐膛內(nèi)切圓大小適中,需在后續(xù)工作中對(duì)這方面的問(wèn)題作進(jìn)一步的研究.

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