330 MW CFB鍋爐機(jī)組深度調(diào)峰運(yùn)行優(yōu)化

劉旋坤，鄧博宇，張思海，張雙銘，楊欣華，張 縵，楊海瑞

(1.清華大學(xué) 山西清潔能源研究院，山西 太原 030032；2.清華大學(xué) 能源與動力工程系，北京 100084；3.寧夏國華寧東發(fā)電有限公司，寧夏 銀川 750408)

0 引 言

隨著環(huán)保要求不斷提高，我國火電機(jī)組裝機(jī)量和發(fā)電量逐年下降[1]。2020年全國電力工業(yè)統(tǒng)計數(shù)據(jù)顯示，2020年火力發(fā)電設(shè)備容量占比56.58%，同比下降2.42%，新能源發(fā)電機(jī)組均出現(xiàn)不同程度增長。《電力發(fā)展“十四五”規(guī)劃工作方案》明確指出要建立低碳、清潔、安全、高效的電力系統(tǒng)，新能源發(fā)展勢在必行，火電必須能夠深度調(diào)峰靈活運(yùn)行以提高新能源的消納能力[2]。

鍋爐運(yùn)行過程中的主蒸汽壓力、床溫、氧量、一二次風(fēng)量、爐膛負(fù)壓等參數(shù)都會影響機(jī)組的調(diào)峰能力[3-4]。由于當(dāng)前對火電機(jī)組自動發(fā)電量控制(Automatic Generation Control，AGC)要求嚴(yán)格，鍋爐需具備相應(yīng)的變負(fù)荷響應(yīng)能力，負(fù)荷變化要達(dá)到2%/min，增加了鍋爐深度調(diào)峰難度。

近年來循環(huán)流化床鍋爐(Circulating Fluidized Bed Boiler，CFB)由于其燃料適應(yīng)性、燃燒狀態(tài)以及環(huán)保性能等優(yōu)勢廣泛應(yīng)用于電力行業(yè)[5]。由于采用流態(tài)化燃燒方式，熱量主要來源為爐膛內(nèi)部大量處于紊流狀態(tài)的高溫顆粒[6]，溫度可達(dá)850～900 ℃，燃燒更加穩(wěn)定，具有優(yōu)秀的蓄熱能力[7]。通常在不投油情況下CFB鍋爐最低穩(wěn)燃負(fù)荷可達(dá)30%～35%，為深度調(diào)峰提供了支持。當(dāng)前我國已有超過350臺100 MW及以上等級的CFB機(jī)組投入商業(yè)運(yùn)行，均面臨深度調(diào)峰的市場需求。孟強(qiáng)等[8]以300 MW亞臨界鍋爐為例，建立了鍋爐水動力數(shù)學(xué)模型，建議加強(qiáng)熱負(fù)荷擾動保持深度調(diào)峰下水動力平衡；張鵬等[9]研究了350 MW超臨界CFB機(jī)組不同負(fù)荷下的參數(shù)變化趨勢，驗證了CFB機(jī)組的靈活運(yùn)行和調(diào)峰能力；劉文勝等[10-11]通過冷熱態(tài)試驗及燃燒優(yōu)化調(diào)整，提高了660 MW機(jī)組的深度調(diào)峰能力。以上研究均為鍋爐機(jī)組的深度調(diào)峰提供了理論參考，筆者以某電廠330 MW亞臨界CFB機(jī)組為研究對象，對目前深度調(diào)峰下的運(yùn)行問題及運(yùn)行技術(shù)展開分析，以期為同級別CFB鍋爐調(diào)峰運(yùn)行提供借鑒。

1 機(jī)組初始運(yùn)行狀態(tài)設(shè)備參數(shù)及深度調(diào)峰運(yùn)行問題

1.1 設(shè)備參數(shù)

鍋爐整體結(jié)構(gòu)為單爐膛，三分離器，尾部雙煙道布置。采用爐膛前墻給煤后墻排渣的給煤方式，爐膛底部水冷風(fēng)室兩側(cè)進(jìn)風(fēng)，內(nèi)部布置有水冷屏、過熱屏及再熱屏。鍋爐主要參數(shù)見表1，入爐煤參數(shù)見表2。

表1 鍋爐主參數(shù)Table 1 Boiler parameters

表2 入爐煤煤質(zhì)分析Table 2 Coal quality analysis

鍋爐采用SNCR脫硝設(shè)備，還原劑采用20%氨水溶液，每臺分離器入口煙道布置12支噴槍，每臺爐共36支。采用爐內(nèi)干法和爐外濕法配合的脫硫方式，根據(jù)硫分不同，爐內(nèi)鈣硫物質(zhì)的量比應(yīng)控制在1.5～1.8。

1.2 深度調(diào)峰運(yùn)行問題

AGC快速調(diào)峰從電網(wǎng)用電量出發(fā)，不考慮鍋爐燃燒、傳熱和污染物排放控制狀態(tài)；且鍋爐慣性和遲延相比汽輪機(jī)較大，響應(yīng)速度不匹配，運(yùn)行中出現(xiàn)以下問題：

1)鍋爐運(yùn)行負(fù)荷降低，一次風(fēng)量隨之降低，出于流態(tài)安全考慮，最低只能進(jìn)行30%負(fù)荷調(diào)峰。

2)低負(fù)荷運(yùn)行時，燃料量和空氣量隨之降低，煤粉流化狀態(tài)為上部快速床、下部湍動床與底部鼓泡床流化狀態(tài)，導(dǎo)致出口煙氣溫度降低，影響SNCR脫硝效率。

3)鍋爐負(fù)荷降低，工質(zhì)流率隨之降低，多通道結(jié)構(gòu)下會發(fā)生非均勻性惡化，導(dǎo)致屏式受熱面偏差加劇。

2 深度調(diào)峰運(yùn)行技術(shù)

2.1 流態(tài)優(yōu)化

鍋爐處于深度調(diào)峰運(yùn)行時，入爐總風(fēng)量和一次流化風(fēng)量隨之減少，從而引起爐膛下部密相區(qū)流化風(fēng)速下降。通常流化風(fēng)速為臨界流化速度的3～5倍[12]。鍋爐負(fù)荷過低，一次風(fēng)量低于臨界流化風(fēng)量，床層的流化狀態(tài)被破壞，易由于溫度過高而結(jié)焦，嚴(yán)重時會引起風(fēng)室爆炸。臨界流化速度umf為

(1)

式中，vg為氣體運(yùn)動黏度，Pa·s；dp為顆粒定性尺寸，m；ρp、ρg分別為顆粒和氣體的密度，kg/m3。

有學(xué)者根據(jù)Ergun公式及無量綱雷諾數(shù)與臨界流化風(fēng)速之間的關(guān)系[13]得到：

(2)

式中，u為氣體流速，m/s；Ar為阿基米德數(shù)。

由式(1)、式(2)可知，臨界流化速度與顆粒粒徑、密度、物性及氣體流速直接相關(guān)，因此物料直徑和布風(fēng)均勻性是滿足鍋爐深度調(diào)峰下流化安全的重要因素。

1)入爐煤粒徑控制。張廣才等[14]研究表明，煤粉平均粒徑由90 μm降至60 μm后，著火溫度由640 ℃左右降至570 ℃左右，因此機(jī)組處于深度調(diào)峰運(yùn)行時，降低煤粉細(xì)度有利于鍋爐穩(wěn)燃。對于CFB機(jī)組，燃料粒徑較大時易沉積在爐膛下部，造成循環(huán)減弱、床溫過高、結(jié)焦等不良運(yùn)行情況；燃料粒徑過小，物料會隨著氣流上升而帶出爐膛，增加煙塵中含塵量，因此應(yīng)該控制入爐煤的粒度。

本文所述電廠入爐煤源較雜，包括工程煤、矸石、煤泥、原煤等，入爐煤粒徑較大，尤其矸石量偏多時入爐煤粒徑更易超標(biāo)。當(dāng)前流化床鍋爐普遍存在入爐煤粒度控制問題，是影響鍋爐流化安全的重要因素。楊海瑞等[15]利用振篩法進(jìn)行成灰磨耗特性試驗，以調(diào)整給煤篩板。將篩板限距條間距由12 mm減小至8 mm，控制篩下物粒徑小于8 mm，同時增加了細(xì)碎機(jī)進(jìn)料量，提高破碎效果。改造后篩下物料和細(xì)碎機(jī)出料粒徑均下降。

2)布風(fēng)板分區(qū)阻力優(yōu)化。鍋爐進(jìn)料系統(tǒng)采用前墻給煤、后墻排渣、兩側(cè)進(jìn)風(fēng)的布置方式，運(yùn)行中前后墻與兩側(cè)墻流化偏弱，流化床中心區(qū)域流化較強(qiáng)。針對此情況，將流化床分3個區(qū)域并選取3種不同規(guī)格的節(jié)流環(huán)按“回”字型布置在風(fēng)帽進(jìn)風(fēng)口處，如圖1所示，由中心至四周安裝的節(jié)流環(huán)流通直徑逐漸增大，按3個區(qū)域布置以平衡布風(fēng)板的風(fēng)量保持一致，從而提高布風(fēng)板阻力并達(dá)到平衡布風(fēng)板阻力效果，使布風(fēng)更均勻。改造后，一次流化風(fēng)量380 km3/h對應(yīng)的熱一次風(fēng)溫245 ℃時的布風(fēng)板阻力提高了2 231 Pa(原為4 184 Pa)。鍋爐在50%負(fù)荷下運(yùn)行時，流化床前后平均溫差由126.8 ℃降至27.2 ℃，鍋爐流化更均勻。

圖1 布風(fēng)板布置Fig.1 Zoning layout of air distribution plate

2.2 布風(fēng)板面積優(yōu)化

由式(1)、式(2)可以估算出臨界流化風(fēng)速umf，umf與布風(fēng)板面積A的乘積即為臨界流化風(fēng)量Qmf。在滿足流化安全的前提下，為了降低鍋爐負(fù)荷，需進(jìn)一步降低一次流化風(fēng)量，因此對布風(fēng)板面積進(jìn)行優(yōu)化。

根據(jù)一二次風(fēng)配比可知，一次風(fēng)占比降低10%，則最小流化風(fēng)量可降低20%。早期300 MW等級CFB機(jī)組的一二次風(fēng)配比多為50%∶50%，拆除爐膛前后墻近壁2排風(fēng)帽，且沿拆除風(fēng)帽到下二次風(fēng)下沿澆筑成斜坡，從而減小布風(fēng)板面積。流化風(fēng)速不變的情況下，將一二次風(fēng)配比調(diào)整為40%∶60%，能有效降低流化風(fēng)量，強(qiáng)化分級燃燒，從而降低NOx原始生成。

2.3 煙氣再循環(huán)系統(tǒng)

鍋爐在超低負(fù)荷下，投入煙氣再循環(huán)系統(tǒng)可保證密相區(qū)流化風(fēng)量及流態(tài)安全，能有效提高二次風(fēng)量，提高脫硫效率，降低NOx排放[16-17]。煙氣再循環(huán)系統(tǒng)是利用引風(fēng)機(jī)出口壓頭，將煙氣在尾部除塵器后煙道引出，經(jīng)中間凈化過濾裝置和煙氣再循環(huán)風(fēng)機(jī)及配套管路系統(tǒng)接入到2臺一次風(fēng)機(jī)入口。為防止煙氣再循環(huán)系統(tǒng)待機(jī)時煙氣竄入管道發(fā)生低溫腐蝕，在管道上設(shè)置電動關(guān)斷門與電動調(diào)節(jié)門，實現(xiàn)與尾部煙道系統(tǒng)的切斷和隔離，同時對煙氣再循環(huán)系統(tǒng)、一次風(fēng)機(jī)及相應(yīng)的冷風(fēng)道進(jìn)行防腐處理。煙氣再循環(huán)示意如圖2所示。

圖2 煙氣再循環(huán)系統(tǒng)Fig.2 Layout of flue gas recirculation

投入煙氣再循環(huán)系統(tǒng)后，調(diào)峰深度可由30%降至20%，運(yùn)行參數(shù)見表3。由表3可知，在降負(fù)荷動態(tài)工況下，一次流化風(fēng)量始終控制在180 km3/h以上，保證流化安全；為補(bǔ)充燃燒所需氧量，提高二次風(fēng)量，下二次風(fēng)管的最低冷卻風(fēng)量得到保障，避免了超溫和開焊漏灰問題；低負(fù)荷流化異常時，可通過改變煙氣再循環(huán)量提高一次流化風(fēng)量。

表3 煙氣再循環(huán)系統(tǒng)運(yùn)行參數(shù)Table 3 Flue gas recirculation system operating parameters

2.4 污染物控制技術(shù)

通常鍋爐負(fù)荷降低,床溫和爐溫隨之降低，呈正相關(guān)趨勢[18]。當(dāng)鍋爐引入煙氣再循環(huán)系統(tǒng)低負(fù)荷運(yùn)行時，一次流化風(fēng)量含氧量降低，整體燃燒后延引起爐膛內(nèi)部及尾部煙道溫度分布發(fā)生改變，可能造成爐內(nèi)脫硫和SNCR區(qū)域溫度低于反應(yīng)溫度，使SO2和NOx排放量增加。

1)多流態(tài)多粒度爐內(nèi)脫硫。多流態(tài)多粒度脫硫是基于CFB鍋爐的流態(tài)化分布，通過給煤摻雜較大顆粒的石灰石，再由二次風(fēng)系統(tǒng)向爐膛內(nèi)噴入小粒徑石灰石粉，將不同粒徑石灰石同時投入爐膛[19]。該技術(shù)既能發(fā)揮小粒徑石灰石比表面積大、孔隙多、反應(yīng)速率快等特點(diǎn)，也可使較大粒徑石灰石在分離器中隨循環(huán)灰再進(jìn)入爐膛，延長石灰石停留時間，實現(xiàn)協(xié)同脫硫。

該機(jī)組滿負(fù)荷運(yùn)行時，原煙氣中SO2質(zhì)量濃度約3 800 mg/m3，采用石灰石從前墻下二次風(fēng)輸送進(jìn)爐膛的脫硫方式，鈣硫物質(zhì)的量比在2.5以上時，脫硫效率僅70%左右，無法達(dá)到超低排放要求。

將機(jī)組進(jìn)行多粒度爐內(nèi)脫硫技術(shù)改造后，維持原輸送方式將300～500 μm石灰石由前墻下二次風(fēng)輸送進(jìn)爐膛，同時將1～2 mm石灰石顆粒由給煤系統(tǒng)投入爐內(nèi)。

經(jīng)過一段時間運(yùn)行驗證，在滿負(fù)荷狀態(tài)下，以15 t/h流量加入大顆粒，以14 t/h流量通過氣力輸送加入細(xì)顆粒，SO2排放量明顯降低，爐內(nèi)脫硫可控制在118～158 mg/m3，脫硫效率95%以上。引入煙氣再循環(huán)系統(tǒng)(表3)，鍋爐在20%深度調(diào)峰運(yùn)行狀態(tài)下，燃料中石灰石摻配比為7.5%時(全為大顆粒石灰石)，SO2排放量穩(wěn)定控制在5 mg/m3以內(nèi)，可滿足當(dāng)前排放要求。

2)爐內(nèi)SNCR脫硝。隨著鍋爐運(yùn)行負(fù)荷降低，爐膛出口處煙氣溫度低于脫硝反應(yīng)窗口溫度，降低脫硝效率[13]。為了解決這一問題，在機(jī)組爐膛二次風(fēng)口傾斜段切向安裝脫硝噴槍(共10根)，山西國峰煤電同級別機(jī)組在爐膛中下部區(qū)域布置3層脫硝噴槍，每層16根(前后各8根，圖3)。在爐膛高溫區(qū)加裝脫硝噴槍，可以根據(jù)鍋爐負(fù)荷變化改變尿素溶液噴入位置和噴入量，在爐膛高溫區(qū)直接進(jìn)行脫硝反應(yīng)，創(chuàng)造有利反應(yīng)條件，削減了氨逃逸量。

圖3 爐膛中下部脫硝噴槍Fig.3 Denitration gun in the middle and lower part of furnace

實際調(diào)峰過程中，運(yùn)行負(fù)荷50%以下時，爐膛出口和分離器入口煙溫過低無法滿足SNCR脫硝反應(yīng)溫度，可投入二次風(fēng)處尿素噴槍(或爐膛中下部噴槍)且關(guān)閉分離器入口處脫硝噴槍；爐膛出口溫度滿足脫硝溫度時，則投入原分離器處噴槍，同時關(guān)閉爐膛中下部及二次風(fēng)處噴槍，靈活配合調(diào)峰時的脫硝需求。通過脫硝系統(tǒng)靈活配置及煙氣再循環(huán)系統(tǒng)，鍋爐在20%調(diào)峰負(fù)荷下運(yùn)行時，氨水總噴入量為2.13 m3/h時，NOx排放量可降至30 mg/m3以下，滿足當(dāng)前排放要求。

2.5 工質(zhì)偏差應(yīng)對措施

機(jī)組負(fù)荷降低，給水流量和壓力隨之降低，使工質(zhì)流率降低，導(dǎo)致水冷管路系統(tǒng)流量分配不勻，屏式受熱面偏差加劇，造成管壁撕裂及受熱面變形等問題。

針對此問題，在水冷屏入口處安裝節(jié)流圈，增大水冷屏下部熱水段的阻力，從而均衡每個管路內(nèi)部工質(zhì)流量，減小水冷屏溫度偏差。對于部分空間和結(jié)構(gòu)允許的機(jī)組(本文所述機(jī)組并未進(jìn)行水冷屏改造)，也可對后墻水冷屏結(jié)構(gòu)進(jìn)行改造，在總受熱面積不變的前提下，將原有2片水冷屏增至4片，改造后水冷屏采用并聯(lián)結(jié)構(gòu)布置，通過減小水冷屏面積降低溫度偏差，水冷屏改造前后示意如圖4所示。

圖4 水冷屏改造前后示意Fig.4 Schematic diagram of water cooling screen reconstruction

2.6 周期性壓火啟動技術(shù)

周期性壓火啟動技術(shù)是根據(jù)燃用煤種特性確定機(jī)組啟動最低溫度、最高壓火溫度、周期性壓火的前半周時間脈寬及周期性壓火后半周時間等參數(shù)，配合新能源發(fā)電高峰期時段，實現(xiàn)周期性壓火，可使火電機(jī)組最大限度調(diào)節(jié)自身出力，為新能源并網(wǎng)提供有利條件[20]。

孫倩等[1]對300 MW亞臨界機(jī)組鍋爐蓄熱能力進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)該級別機(jī)組在低負(fù)荷運(yùn)行時有效壓火時間達(dá)2 h以上，壓火最低負(fù)荷為5%時最佳?；谝陨涎芯拷Y(jié)果對本機(jī)組進(jìn)行壓火試驗，120 min后重新開始投煤啟動。機(jī)組壓火參數(shù)如圖5所示，由圖5(b)可知，鍋爐停止給煤后，負(fù)荷可在5 min內(nèi)快速降至3%，主蒸汽溫度和再熱蒸汽溫度下降緩慢，但停爐期間汽輪機(jī)組相關(guān)參數(shù)變化不大，有利于機(jī)組快速啟動，120 min后進(jìn)行吹掃投煤，鍋爐迅速啟動，進(jìn)入運(yùn)行狀態(tài)。

圖5 機(jī)組壓火參數(shù)Fig.5 Operation parameters during banking fire operation

3 結(jié) 論

1)通過改善篩板限距條間距，將原12 mm間距調(diào)整為8 mm，加大細(xì)碎機(jī)進(jìn)料量，提高了破碎效果，使入爐煤粒徑減小，強(qiáng)化鍋爐低負(fù)荷穩(wěn)燃效果；對水冷床風(fēng)帽采用“回”字形布置加裝節(jié)流環(huán)以平衡布風(fēng)板阻力，改善了機(jī)組深度調(diào)峰下燃料的流化狀態(tài)；調(diào)整布風(fēng)板面積，將一、二次風(fēng)配比調(diào)整為40%∶60%，有效降低了機(jī)組深度調(diào)峰狀態(tài)下的最小流化風(fēng)量。經(jīng)調(diào)整，機(jī)組在流化風(fēng)量380 km3/h、風(fēng)溫245 ℃運(yùn)行工況下，布風(fēng)板阻力提高了2 231 Pa；50%負(fù)荷運(yùn)行工況下，流化床前后平均溫差由126.8 ℃ 降至27.2 ℃。

2)引入煙氣再循環(huán)系統(tǒng)，對機(jī)組進(jìn)行多流態(tài)多粒度爐內(nèi)脫硫技術(shù)和脫硝噴槍改造。將300～500 μm石灰石由二次風(fēng)輸送進(jìn)爐膛，將1～2 mm石灰石由給煤管投入爐膛，延長了石灰石在爐膛里的停留時間，提高了脫硫效率；在爐膛中下部及二次風(fēng)口傾斜段切向安裝多組脫硝噴槍，根據(jù)不同調(diào)峰負(fù)荷調(diào)整脫硝噴槍開關(guān)以保證在爐膛高溫區(qū)噴入尿素進(jìn)行脫硝反應(yīng)。經(jīng)調(diào)整，實現(xiàn)了機(jī)組20%負(fù)荷運(yùn)行工況下，SO2排放量穩(wěn)定控制在5 mg/m3以內(nèi)，NOx排放量降至30 mg/m3以下。

3)通過在水冷屏入口處安裝節(jié)流圈，增大水冷屏下部熱水段的阻力，從而均衡每個管路內(nèi)部工質(zhì)流量；將原水冷屏改造為小面積并聯(lián)式，降低了機(jī)組在低負(fù)荷工況下運(yùn)行時產(chǎn)生的工質(zhì)流量偏差和溫度偏差。對鍋爐機(jī)組進(jìn)行壓火調(diào)峰試驗，發(fā)現(xiàn)機(jī)組有效壓火時間為2 h，可實現(xiàn)機(jī)組最大限度調(diào)峰。