600MW 亞臨界鍋爐低氮改造后汽溫特性研究

肖 琨，張建文，王振東

（上海鍋爐廠有限公司，上海200245）

2011年7月29日，國家發(fā)布了GB 13223—2011《火力發(fā)電廠大氣污染物排放標準》，該標準對鍋爐NOx排放提出了更高的要求.為了滿足最新的排放標準，在過去幾年里，對大量鍋爐進行了以空氣分級低氮燃燒（以下簡稱分級燃燒）技術為代表的爐內(nèi)脫硝改造.在獲得良好減排效果的同時，鍋爐的汽溫特性尤其是再熱汽溫特性，相比改造前發(fā)生了較大變化.有的鍋爐改造后汽溫偏高，減溫水量增加［1］；有的鍋爐改造后汽溫偏低，尤其是低負荷時再熱汽溫偏低更多；多數(shù)鍋爐在負荷變動時汽溫波動較大，降負荷過快時易出現(xiàn)再熱汽溫超跌現(xiàn)象［2-3］.

筆者以某臺600 MW 亞臨界鍋爐為研究對象，分析了分級燃燒技術對其汽溫特性（包括靜態(tài)特性和動態(tài)特性）的影響.

1 鍋爐概況

研究對象為上海鍋爐廠有限公司生產(chǎn)的600 MW 亞臨界控制循環(huán)鍋爐，2013年由該公司采用自主研發(fā)的高級復合空氣分級低氮燃燒技術進行了改造.鍋爐的設計煤種為神府東勝煤，煤質(zhì)主要參數(shù)如表1所示.該煤種的主要特點為揮發(fā)分質(zhì)量分數(shù)高、燃盡性好、灰熔點較低、結(jié)渣性較強.

表1 設計煤種特性參數(shù)Tab.1 Proximate and ultimate analysis of design coal

鍋爐的過熱器和再熱器主要受熱面布置如圖1所示.其中過熱蒸汽的主要流程為：來自汽包的飽和蒸汽→低溫過熱器→屏式過熱器→后屏過熱器→末級過熱器→汽輪機高壓缸.再熱蒸汽的主要流程為：高壓缸排汽→墻式再熱器→屏式再熱器→末級再熱器→汽輪機中壓缸.過熱器中的低溫過熱器和末級過熱器為對流受熱面，屏式過熱器和后屏過熱器為輻射受熱面，額定工況時，對流受熱面與輻射受熱面吸熱比例約為4∶5.再熱器中末級再熱器為對流受熱面，墻式再熱器和屏式再熱器為輻射受熱面，額定工況時，對流受熱面與輻射受熱面的吸熱比例約為3∶7.過熱器和再熱器均有較強的輻射特性，其中再熱器的輻射特性更強，這說明爐膛火焰中心高度對過熱汽溫和再熱汽溫均有較大影響，其中對再熱汽溫的影響更大.

圖1 過熱器和再熱器布置圖Fig.1 Arrangement of boiler superheater and reheater

在汽溫調(diào)節(jié)方面，過熱汽溫除受燃燒器擺動的影響外，主要靠噴水調(diào)溫.鍋爐共布置2級噴水減溫器，一級減溫器布置在分隔屏進口管道上，二級減溫器布置在末級過熱器進口管道上.再熱汽溫主要通過燃燒器擺動改變爐膛火焰中心高度來調(diào)節(jié)，當負荷低于一定值時，可通過改變爐膛出口過量空氣系數(shù)來調(diào)節(jié).再熱器進口設有2只事故噴水減溫器.

2 低氮改造對汽溫靜態(tài)特性的影響

低氮改造后，爐內(nèi)溫度場發(fā)生較大變化，進而對受熱面的沾污結(jié)渣情況產(chǎn)生較大影響，這都會對鍋爐汽溫特性造成影響.此外，為了獲得較好的NOx排放效果，運行中通常采用較小的過量空氣系數(shù)，這也將對汽溫，尤其是低負荷下的再熱汽溫產(chǎn)生一定影響.

2.1 爐膛火焰中心高度對汽溫的影響

改變爐膛火焰中心高度是調(diào)節(jié)汽溫的重要手段，對過熱器和再熱器中輻射換熱比例較大的鍋爐來講尤為重要.低氮改造對爐膛火焰中心高度產(chǎn)生了較大的影響，這種影響在鍋爐高負荷與低負荷運行時是不同的.

圖2給出了一維爐試驗得出的主燃燒器區(qū)域過量空氣系數(shù)與煙氣溫度的關系.從圖2可以看出，當主燃燒器區(qū)域處于缺氧狀態(tài)時，由于煤粉燃燒不完全，主燃燒器區(qū)域煙氣溫度較低；隨著主燃燒器區(qū)域過量空氣系數(shù)的增大，煙氣溫度升高；當主燃燒器區(qū)域過量空氣系數(shù)增大到0.9～1.2時，煙氣溫度升高到最高值；此后主燃燒器區(qū)域過量空氣系數(shù)繼續(xù)增大，爐膛理論燃燒溫度下降，煙氣溫度也隨之下降，此規(guī)律在實際鍋爐運行中也存在.主燃燒器區(qū)域煙氣溫度極值對應的過量空氣系數(shù)與煤種和鍋爐形式等有關，一般為0.9～1.1.

圖2 主燃燒器區(qū)域過量空氣系數(shù)與煙氣溫度的關系Fig.2 Flue gas temperature vs.excess air coefficient in main burner zone

鍋爐高負荷運行時，爐膛出口氧量較低，爐膛出口過量空氣系數(shù)一般控制在1.15～1.25內(nèi).未采用分級燃燒時，主燃燒器區(qū)域過量空氣系數(shù)為1.15～1.25，主燃燒器區(qū)域煙氣溫度處于最高值.采用分級燃燒之后，主燃燒器區(qū)域過量空氣系數(shù)減小，煙氣溫度降低.這說明燃燒延遲，爐膛火焰中心高度升高，進而導致爐膛出口煙氣溫度升高.此時，分級燃燒將對汽溫產(chǎn)生抬升作用.這種燃燒延遲對爐膛出口煙氣溫度的抬升幅度主要受分離燃盡風風量、位置和煤種等因素影響.一般來說，在同樣分級風比例下，燃盡性好的煙煤燃燒延遲引起的爐膛出口煙氣溫度上升幅度較??；對于燃盡性差的貧煤和無煙煤，爐膛出口煙氣溫度上升幅度較大.研究表明，燃用煙煤的600 MW 亞臨界鍋爐采用分級燃燒前后，爐膛出口煙氣溫度變化可達100K 左右［4-5］.

鍋爐低負荷運行時，爐膛出口氧量往往較高，爐膛出口過量空氣系數(shù)多為1.3～1.4，有時甚至高達1.5.未采用分級燃燒時，主燃燒器區(qū)域過量空氣系數(shù)較大，主燃燒器區(qū)域煙氣溫度處于圖2所示曲線右端.采用分級燃燒后，主燃燒器區(qū)域過量空氣系數(shù)減小，煙氣溫度升高，爐膛火焰中心高度降低，爐膛出口煙氣溫度下降.這說明低負荷時，分級燃燒不僅不會推遲燃燒，反而會使燃燒提前，爐膛火焰中心高度降低，并對汽溫產(chǎn)生負面影響.只有進一步強化分級燃燒作用，繼續(xù)減小主燃燒器區(qū)域過量空氣系數(shù)，使主燃燒器區(qū)域煙氣溫度繼續(xù)沿圖2所示曲線向左側(cè)移動，才可能使汽溫重新恢復升高趨勢，但是這往往要求比高負荷時更大的燃盡風風率.

2.2 受熱面結(jié)渣情況對汽溫的影響

鍋爐受熱面的結(jié)渣主要發(fā)生在高負荷階段.如上文所述，高負荷下采用分級燃燒時，主燃燒器區(qū)域煙氣溫度有所降低.相比未采用分級燃燒，采用分級燃燒時主燃燒器區(qū)域煙氣溫度最多可降低100～200K.此外，由于采用分級風，主燃燒器區(qū)域輔助風風量減少，爐內(nèi)切圓直徑也會減小，這使得水冷壁的結(jié)渣情況得到較大改善，水冷壁吸熱增強，爐膛出口煙氣溫度下降，汽溫也隨之下降［4］.低負荷時，由于爐內(nèi)溫度較低，是否采用分級燃燒對爐內(nèi)受熱面結(jié)渣的影響較小.

只有對于結(jié)渣性較強的煤種，低氮改造前后，受熱面的結(jié)渣情況才會發(fā)生較大變化，進而對汽溫產(chǎn)生較大影響.而對于低氮改造前受熱面結(jié)渣不嚴重的鍋爐，低氮改造后結(jié)渣情況對汽溫的影響較小.

2.3 運行中爐膛出口氧量對汽溫的影響

爐膛出口氧量對汽溫也會產(chǎn)生一定影響.爐膛出口氧量升高，爐膛風量增大，汽溫上升.改變爐膛出口氧量是低負荷時鍋爐調(diào)節(jié)再熱汽溫的重要手段.但采用低氮改造后，為了獲得較低的NOx排放量，往往采用低過量空氣系數(shù)運行方式，這將對汽溫（尤其是低負荷時再熱汽溫）產(chǎn)生較大的影響.

圖3為300MW 負荷下燃燒器不擺動時，通過性能計算得出的爐膛出口氧量與再熱汽溫的關系.從圖3可以看出，爐膛出口氧量從6%下降到3%，再熱汽溫下降30K 左右.

圖3 300 MW 負荷下爐膛出口氧量與再熱汽溫的關系Fig.3 Reheat steam temperature vs.furnace outlet oxygen concentration at 300 MW

2.4 低氮改造后的汽溫靜態(tài)特性

所研究的鍋爐主要有以下特點：

（1）設計煤種為結(jié)渣性較強的神華煤.低氮改造前，鍋爐水冷壁和屏式過熱器均有較嚴重的結(jié)渣，鍋爐無法實現(xiàn)長時間滿負荷全燒神華煤，需摻燒部分高灰熔點煤.

（2）過熱器和再熱器中輻射受熱面所占比例較大.汽溫尤其是再熱汽溫受爐膛火焰中心高度的影響較大.

低氮改造后，爐膛火焰中心高度變化及受熱面結(jié)渣改善均會對鍋爐汽溫產(chǎn)生較大影響.鍋爐高負荷運行時，分級燃燒導致燃燒延遲，爐膛火焰中心高度上升，進而導致爐膛出口煙氣溫度上升，過熱器和再熱器吸熱量增加；同時爐膛水冷壁結(jié)渣情況有了較大改善，水冷壁吸熱量增加，爐膛出口煙氣溫度下降，過熱器和再熱器吸熱量減少.這2個因素共同對鍋爐汽溫特性產(chǎn)生影響.

表2給出了低氮改造后各負荷下鍋爐汽溫參數(shù)的變化.從表2可以看出，低氮改造后鍋爐汽溫基本能夠達到額定值，但過熱器一級減溫水質(zhì)量流量有所增加，二級減溫水質(zhì)量流量有所減少.這說明低氮改造后分隔屏底部煙氣溫度在上述2個因素的疊加影響下有所降低，屏式過熱器結(jié)渣也有所減輕.低氮改造前全燒設計煤種時，由于屏式過熱器結(jié)渣嚴重，吸熱量減少，使得其后部受熱面進口煙氣溫度上升，導致滿負荷時再熱器減溫水質(zhì)量流量較大，因此鍋爐無法全燒設計煤種.低氮改造后屏式過熱器結(jié)渣減輕，吸熱量增加，過熱器一級減溫水質(zhì)量流量有所增加，而過熱器二級減溫水質(zhì)量流量和再熱器減溫水質(zhì)量流量均有所減少，過熱汽溫和再熱汽溫均能達到額定值.

低負荷時受熱面結(jié)渣情況對汽溫的影響較小，鍋爐汽溫主要受爐膛火焰中心高度和爐膛出口氧量的影響.分級風比例較低時不會導致燃燒延遲，反而會使爐膛火焰中心高度下降，對汽溫產(chǎn)生不利影響.此時，如果為了追求過低的NOx排放量而降低爐膛出口氧量，則會導致再熱汽溫進一步降低.為解決此矛盾，低負荷時應優(yōu)先投運上層燃燒器，提高爐膛火焰中心高度.此外，還可進一步強化分級燃燒，繼續(xù)減小主燃燒器區(qū)域過量空氣系數(shù)，進入圖2所示曲線的左側(cè)區(qū)域運行.

事實上低負荷時，由于煙氣量減少，尾部煙氣脫硝裝置（SCR）效率較高，降低同樣濃度的NOx所需的還原劑比高負荷時大大減少.從經(jīng)濟性角度考慮，低負荷時不宜追求過低的NOx排放量而犧牲汽溫等方面的經(jīng)濟性指標，采用SCR 脫硝裝置來降低煙氣中的NOx排放量更加合算.

表2 低氮改造后鍋爐汽溫參數(shù)的變化Tab.2 Variation of boiler steam temperatures after low-NOxretrofit

3 低氮改造對汽溫動態(tài)特性的影響

低氮改造不但對鍋爐汽溫的靜態(tài)特性產(chǎn)生影響，對汽溫的動態(tài)特性也產(chǎn)生一定的影響，具體表現(xiàn)為在降負荷過程中，再熱汽溫易出現(xiàn)超跌現(xiàn)象.圖4給出了降負荷過程中（即在30 min內(nèi)鍋爐負荷從470 MW 急劇下降到350 MW 左右，然后負荷保持基本穩(wěn)定）各參數(shù)的變化.從圖4可以看出，主汽溫和再熱汽溫均有一個急速下降過程，負荷穩(wěn)定后，主汽溫和再熱汽溫得到恢復.在此過程中，主汽溫下降較少，主汽溫最低值為524 ℃；再熱汽溫下降較多，再熱汽溫最低值為505 ℃.

在降負荷過程中，爐內(nèi)燃燒工況發(fā)生較大變化，汽溫發(fā)生波動屬于正?，F(xiàn)象，但波動太大會對機組運行產(chǎn)生不利影響，尤其是再熱汽溫下降較多，會導致汽輪機效率下降和末級葉片工作狀況惡化.再熱汽溫波動較大主要有以下2個原因：

圖4 鍋爐降負荷過程中各參數(shù)的變化Fig.4 Variation of boiler parameters during unloading process of boiler

（1）在降負荷過程中，通常先減少燃料量，后減少風量［6］.在未采用分級燃燒時，此種運行方式對爐膛火焰中心高度影響不大.采用分級燃燒后，主燃燒器區(qū)域處于缺氧燃燒狀態(tài)，減少燃料量后，主燃燒器區(qū)域過量空氣系數(shù)增大，煙氣溫度上升，相當于爐膛火焰中心高度下移.在降負荷過程中，往往保持一次風風量不變，先減少二次風風量，使燃盡風風量的減少速率大于總風量的減少速率，加速了爐膛火焰中心高度下移，過熱汽溫和再熱汽溫均受到不利影響.

（2）再熱汽溫還受到汽輪機高壓缸排汽溫度（以下簡稱高排溫度）的影響.主汽溫下降往往導致汽輪機高排溫度下降.在降負荷過程中，雖然主汽溫下降不多，但仍會通過汽輪機高排溫度的下降將其影響疊加到再熱汽溫上.

再熱汽溫受到了汽輪機高排溫度下降和爐膛火焰中心高度下降的雙重影響，其下降幅度更大.

在升負荷過程中，先加風量后加燃料，雖然也會導致主燃燒器區(qū)域過量空氣系數(shù)增大，爐膛火焰中心高度降低，但燃盡風風量的增加速率一般快于總風量的增加速率，且鍋爐汽溫總的來說是隨負荷的升高而上升的.因此在升負荷過程中，不易出現(xiàn)再熱汽溫超跌的現(xiàn)象.

運行中應采取以下措施來減少降負荷過程中汽溫的波動現(xiàn)象：（1）在降負荷過程中，減風量時應優(yōu)先減少主燃燒器區(qū)域二次風風量，降低燃盡風風量的減少速率，保證主燃燒器區(qū)域過量空氣系數(shù)處于較低的水平，進而保證爐膛火焰中心高度不降低，這對保證降負荷過程中較低的NOx排放量也是有利的.（2）在降負荷過程中，應提高噴水減溫的調(diào)節(jié)速度.主汽溫降低后，迅速減少減溫水質(zhì)量流量，防止主汽溫下降過多，影響再熱器進口溫度.

4 結(jié) 論

（1）分級燃燒對爐膛火焰中心高度有較大影響.高負荷時分級燃燒使爐膛火焰中心高度升高，鍋爐汽溫上升；低負荷時分級燃燒往往導致爐膛火焰中心高度降低，鍋爐汽溫下降.

（2）高低負荷時，影響鍋爐汽溫的因素不盡相同.高負荷時鍋爐汽溫主要受分級燃燒導致的爐膛出口煙氣溫度上升和受熱面結(jié)渣改善導致的爐膛出口煙氣溫度下降的綜合影響，低負荷時鍋爐汽溫主要受分級燃燒導致的爐膛火焰中心高度降低和爐膛出口氧量的影響.

（3）在降負荷過程中，爐膛火焰中心高度下移與汽輪機高排溫度下降對再熱汽溫的疊加影響是導致再熱汽溫易超跌的主要原因.減風量時，優(yōu)先減少主燃燒器區(qū)域二次風風量有利于保證爐膛火焰中心高度，防止再熱汽溫超跌.

［1］胡志宏，李德功，邵紅軍.600 MW 機組鍋爐低氮燃燒改造［J］.熱力發(fā)電，2014，43（4）：131-134.

HU Zhihong，LI Degong，SHAO Hongjun.Retrofit on low NOxcombustion system of a 600MW unit boiler［J］.Thermal Power Generation，2014，43（4）：131-134.

［2］劉志江.低氮燃燒器改造及其存在問題處理［J］.熱力發(fā)電，2013，42（3）：77-81.

LIU Zhijiang.Low NOxburner modification and the problems processing［J］.Thermal Power Generation，2013，42（3）：77-81.

［3］靳允立.低NOx燃燒技術改造對四角切圓燃燒鍋爐熱量分配影響研究［J］.中國電力，2014，47（3）：59-64.

JIN Yunli.Influence of low combustion technology modification on tangentially-fired boiler heat distribution［J］.Electric Power，2014，47（3）：59-64.

［4］肖琨，高明，烏曉江，等.空氣分級低氮燃燒改造技術對鍋爐汽溫特性影響研究［J］.鍋爐技術，2012，43（5）：62-65.

XIAO Kun，GAO Ming，WU Xiaojiang，etal.Effect of air staging low NOxcombustion technology on boiler steam temperature characteristic［J］.Boiler Technology，2012，43（5）：62-65.

［5］宋景惠，李兵辰，李德波.不同燃盡風風量對爐內(nèi)燃燒影響的數(shù)值模擬［J］.動力工程學報，2014，34（3）：176-181.

SONG Jinghui，LI Bingchen，LI Debo.Numerical simulation on effects of OFA rate on in-furnace combustion of boilers［J］.Journal of Chinese Society of Power Engineering，2014，34（3）：176-181.

［6］黃新元.電站鍋爐運行與燃燒調(diào)整［M］.北京：中國電力出版社，2007：106-107.