600 MW超超臨界鍋爐墻式切圓燃燒系統(tǒng)的特點及性能分析

岳峻峰, 梁紹華, 寧新宇, 鄒 磊, 秦 鵬, 張恩先, 黃 磊

(江蘇方天電力技術(shù)有限公司,南京 211102)

近年來,超臨界、超超臨界機(jī)組以其容量大、參數(shù)高、能耗低、可靠性高和環(huán)境污染小等特點而備受關(guān)注,應(yīng)用越來越廣泛,此技術(shù)也是解決我國當(dāng)前能源利用率低和環(huán)境污染嚴(yán)重等問題較為現(xiàn)實有效的途徑之一[1-3].目前,超臨界、超超臨界機(jī)組鍋爐的燃燒方式多以前后墻對沖旋流燃燒和切圓直流燃燒為主[4-6],而在切圓燃燒中又以四角切圓燃燒和雙爐膛切圓燃燒方式居多.燃燒器布置在爐墻上的單爐膛切圓燃燒鍋爐則較少見.筆者以某廠投運的哈爾濱鍋爐廠設(shè)計制造的600 MW超超臨界墻式切圓燃燒直流鍋爐為對象,對墻式切圓燃燒鍋爐的特點和性能進(jìn)行了研究,為該類型超超臨界機(jī)組的運行及設(shè)計提供相關(guān)技術(shù)參考.

1 設(shè)備概況

1.1 鍋爐簡介

鍋爐主要設(shè)計參數(shù)見表1.

表1 鍋爐主要設(shè)計參數(shù)Tab.1 Main design parameters of boiler

鍋爐型號為HG-1792/26.15-YM1,是引進(jìn)三菱重工業(yè)株式會社設(shè)計、制造的600 MW超超臨界參數(shù)變壓運行 П型直流爐,單爐膛、墻式切圓燃燒.制粉系統(tǒng)采用中速磨煤機(jī)直吹式制粉系統(tǒng),設(shè)計煤種為徐州煙煤.

1.2 燃燒系統(tǒng)特點

圖1 煤粉燃燒器布置及平面示意圖(單位:mm)Fig.1 Vertical and horizontal view of burner arrangement(unit:mm)

圖1為煤粉燃燒器布置及平面示意圖.該燃燒器共24組,布置于四面墻上,形成一個大切圓.燃燒器共6層煤粉噴口,主燃燒器采用低NOx的PM 型煤粉燃燒器.在采用PM煤粉燃燒技術(shù)的主燃燒器中,煤粉經(jīng)過PM 煤粉分離器后分成濃、淡兩相,然后在噴嘴體內(nèi)的導(dǎo)向板和燃燒器噴口設(shè)置的波形鈍體共同作用下,濃、淡相煤粉氣流一直保持到燃燒器出口.在波形鈍體出口處,形成一個穩(wěn)定的回流區(qū),回流區(qū)中的煙氣使得每個煤粉燃燒器初燃段濃、淡兩相得到相對分離,并使火焰穩(wěn)定在一個較寬的負(fù)荷變化范圍內(nèi),有利于保證及時著火和燃燒穩(wěn)定,確保燃盡,并能有效抑制NOx排放.波紋鈍體使得在煤粉氣流下游產(chǎn)生一個負(fù)壓高溫回流區(qū),在此負(fù)壓區(qū)中存在高溫?zé)煔獾幕亓髋c煤粉-空氣混合物間劇烈的擾動和混合,這一點滿足了鍋爐負(fù)荷在較寬范圍變化時對煤粉點火和穩(wěn)定燃燒的要求.主燃燒器的上方為燃盡風(fēng)(OFA)噴嘴,在上層煤粉噴嘴上方約5.0 m處有4層附加燃盡風(fēng)A-A噴嘴,角式布置,其作用是補(bǔ)充燃料后期燃燒所需要的空氣,同時既有垂直分級又有水平分級燃燒以降低爐內(nèi)溫度水平,抑制NOx的生成,此A-A附加燃盡風(fēng)與OFA一起構(gòu)成三菱先進(jìn)燃燒技術(shù)(MACT)低NOx燃燒系統(tǒng).

與傳統(tǒng)的四角切圓燃燒系統(tǒng)相比,墻式切圓燃燒系統(tǒng)具有燃燒穩(wěn)定、熱負(fù)荷分配均勻、煙溫偏差較小、防結(jié)渣性能良好的特點.其主要原因就是在該種燃燒方式下主燃燒器布置在四面爐墻上,火焰噴射方向與爐墻垂直,縮短了燃燒器與火焰中心的距離,在燃燒器出口射流兩側(cè)也具有較大的空間,因而補(bǔ)氣條件好,有利于高溫?zé)煔饣亓?熱流分配均勻,從而減少了水冷壁附近煙氣流擾動的影響,著火穩(wěn)定,爐膛出口煙溫偏差也顯著降低.同時,垂直噴射氣流的剛性也好,不易受到水冷壁的影響而造成貼墻,從而有利于防止水冷壁結(jié)焦.

該墻式切圓燃燒系統(tǒng)具有優(yōu)良的低NOx排放能力,除了采用比較成熟的PM煤粉燃燒技術(shù)外,主要還是因為采用了MACT低NOx分級燃燒系統(tǒng).在MACT系統(tǒng)中,OFA位于主燃燒器區(qū)域的上方,實質(zhì)上相當(dāng)于四角切圓燃燒系統(tǒng)中的緊湊燃盡風(fēng),其作用是將主燃燒區(qū)生成的大分子碳?xì)浠衔镞m當(dāng)氧化并活化以提高其還原能力,而大量的AA相當(dāng)于分離燃盡風(fēng),OFA與AA之間的還原空間則促進(jìn)了HCN、NH3和NOx等含氮氣體成分的分解和還原[7].AA與OFA及PM主燃燒器分置于爐膛四角和爐墻上,有效地保證了AA與OFA之間還原空間的距離.因此,采用墻式切圓燃燒系統(tǒng)可以起到大幅降低NOx排放量的目的.如果AA與OFA及PM主燃燒器均布置于爐膛四角而構(gòu)成四角切圓燃燒系統(tǒng),則按照當(dāng)前的AA與OFA的垂直距離,就達(dá)不到NOx大量還原的目的,為了保證達(dá)到同樣的NOx排放效果就勢必要增加AA與OFA之間的距離,這樣在不增加爐膛高度的前提下,就會因燃燒器到爐膛出口的平均距離縮短而影響焦炭粒子的燃盡,這也是鍋爐采用墻式切圓而非四角切圓燃燒系統(tǒng)的原因之一.

2 試驗結(jié)果與分析

針對鍋爐的設(shè)計特點,在600 MW負(fù)荷下進(jìn)行了優(yōu)化調(diào)整試驗,包括習(xí)慣運行工況試驗、變運行O2體積分?jǐn)?shù)(氧量)φ(O2)試驗、變二次風(fēng)配風(fēng)試驗、變OFA試驗、變油槍風(fēng)試驗與變AA試驗等,最后進(jìn)行了相關(guān)性能試驗.

2.1 習(xí)慣運行工況試驗

習(xí)慣運行工況試驗數(shù)據(jù)見表2.從表中可以看出:機(jī)組的汽水參數(shù)均符合設(shè)計要求,NOx排放質(zhì)量濃度雖低于最新的國家環(huán)保排放標(biāo)準(zhǔn)要求,但仍有下降空間;鍋爐熱效率只有91.98%,遠(yuǎn)低于設(shè)計值,主要表現(xiàn)在兩個方面:(1)飛灰含碳量嚴(yán)重偏高,達(dá)5.76%,導(dǎo)致機(jī)械未完全燃燒熱損失比設(shè)計值高0.64%;(2)排煙溫度偏高,經(jīng)空氣預(yù)熱器入口風(fēng)溫修正后的排煙溫度比設(shè)計值高14.5 K,造成排煙溫度偏高的主要原因是制粉系統(tǒng)冷風(fēng)門開度過大且冷風(fēng)門特性較差,排煙溫度的降低可通過關(guān)小冷風(fēng)門、開大熱風(fēng)門和對冷風(fēng)門消除缺陷來實現(xiàn).

2.2 運行氧量的影響

鍋爐運行氧量對鍋爐運行性能影響很大,需要尋找使熱損失和NOx排放量均較佳的運行氧量.但在考慮效率的同時,還應(yīng)考慮爐膛內(nèi)壁面還原性氣氛,以防止或減少高溫腐蝕的發(fā)生[8],另外,輔機(jī)電耗也是機(jī)組運行氧量的考慮因素.變氧量試驗分為3個工況,試驗負(fù)荷為600 MW,省煤器出口氧量兩側(cè)平均值分別為2.6%、3.4%和4.1%.試驗結(jié)果表明,氧量從2.6%上升到4.1%時,飛灰含碳量逐漸降低,NOx排放質(zhì)量濃度(φ(O2)=6%)逐漸升高,但當(dāng)氧量達(dá)到4.1%時,二者的變化趨勢均已放緩(見圖2).分析氧量對各項熱損失的影響,氧量從3.4%增加到4.1%時,決定鍋爐熱效率的三項熱損失之和(q2+q3+q4)只從7.28%降到7.24%(見圖3),降低幅度有限,因此,考慮到氧量增加對輔機(jī)電耗變化和輔機(jī)安全運行的影響,繼續(xù)增加氧量來降低飛灰含碳量已意義不大.綜合考慮,在600 MW負(fù)荷下,機(jī)組運行氧量宜控制在3.5%左右,但與其他600 MW級超臨界、超超臨界機(jī)組相比,該氧量已明顯偏高.

表2 習(xí)慣運行工況試驗數(shù)據(jù)Tab.2 Test results obtained under traditional operation conditions

圖2 氧量對飛灰含碳量和NOx排放質(zhì)量濃度的影響Fig.2 Influence of oxygen content on Ubc and NOxemission

圖3 氧量對各項熱損失的影響Fig.3 Influence of oxygen content on various heat losses

2.3 二次風(fēng)配風(fēng)方式的影響

在氧量基本恒定不變的條件下,針對燃燒器的設(shè)計特點進(jìn)行了變二次風(fēng)配風(fēng)試驗.試驗工況為5個,采用的二次風(fēng)配風(fēng)方式分別為均等配風(fēng)、準(zhǔn)均等配風(fēng)、束腰配風(fēng)、倒塔配風(fēng)、正塔配風(fēng),其中均等配風(fēng)為各主要輔助風(fēng)門開度一致,準(zhǔn)均等配風(fēng)為對應(yīng)于濃側(cè)燃燒器輔助風(fēng)門開度略大,淡側(cè)燃燒器輔助風(fēng)門開度略小,但濃、淡側(cè)總輔助風(fēng)門開度基本不變,具體配風(fēng)方式見表3.

表3 各試驗工況的二次風(fēng)配風(fēng)方式Tab.3 Secondary air distribution mode for various experimental tests %

在保持其他運行參數(shù)基本一致的條件下,飛灰含碳量以均等配風(fēng)時最低,倒塔次之,準(zhǔn)均等與束腰基本相當(dāng),正塔則最高,飛灰含碳量的最高值與最低值之間相差約1%(見圖4);NOx排放質(zhì)量濃度以倒塔時最小,正塔次之,束腰居中,均等和準(zhǔn)均等時最大(見圖5),但仍在國家標(biāo)準(zhǔn)允許的范圍之內(nèi)[9].試驗期間,由于煤質(zhì)較差,因此,二次風(fēng)需由少至多依次從下層至上層加入才能保證鍋爐有較好的燃燒效果[10],試驗結(jié)果也很好地驗證了這一點,正塔配風(fēng)時飛灰含碳量最高,倒塔配風(fēng)時略低.均等配風(fēng)時飛灰含碳量最低是由于其獨特的上、下濃淡分離燃燒器結(jié)構(gòu)所致,各煤粉燃燒器附近的輔助風(fēng)供入時機(jī)恰到好處,準(zhǔn)均等配風(fēng)時略高可能是由于淡側(cè)燃燒器風(fēng)量略顯不足,而束腰配風(fēng)則正好集中了正塔配風(fēng)與倒塔配風(fēng)的優(yōu)點,其飛灰含碳量與準(zhǔn)均等配風(fēng)時相當(dāng).倒塔配風(fēng)NOx排放質(zhì)量濃度最低亦符合風(fēng)量由少至多逐級加入的特點;正塔配風(fēng)NOx排放質(zhì)量濃度不是最高,主要是因為其燃燒效果不佳;均等配風(fēng)NOx排放質(zhì)量濃度較高,主要是因其氧氣供入及時,雖然在淡側(cè)燃燒器附近較大的輔助風(fēng)有助于抑制NOx的生成,但此時的NOx排放取決于濃側(cè)燃燒器附近NOx的生成;準(zhǔn)均等配風(fēng)也是相同的原理,不僅濃側(cè)燃燒器附近較大的輔助風(fēng)有助于NOx的生成,同時淡側(cè)燃燒器附近減少的輔助風(fēng)更強(qiáng)化了燃燒器附近NOx的生成總量[11].目前,困擾鍋爐運行的問題主要是飛灰含碳量偏高,因此運行時應(yīng)首選均等配風(fēng),若要綜合考慮NOx排放質(zhì)量濃度且煤質(zhì)質(zhì)量較差,宜采用倒塔配風(fēng).

圖4 二次風(fēng)配風(fēng)方式對飛灰含碳量的影響Fig.4 Influence of secondary air distribution mode on Ubc

圖5 二次風(fēng)配風(fēng)方式對NOx排放質(zhì)量濃度的影響Fig.5 Influence of secondary air distribution mode on NOxemission

2.4 OFA風(fēng)量的影響

變OFA風(fēng)量試驗是在AA開度為90%的情況下進(jìn)行的,共進(jìn)行了3個試驗工況,OFA風(fēng)門開度分別為50%、70%和100%,試驗結(jié)果見圖6.

由圖6可知:隨著OFA風(fēng)門開度的增大,NOx排放質(zhì)量濃度呈降低趨勢,但變化幅度不大;飛灰含碳量則呈顯著降低趨勢,OFA風(fēng)門全開時,飛灰含碳量降到最低,其主要原因是采用MACT燃燒系統(tǒng)的主燃燒器區(qū)域包含了OFA,當(dāng)OFA風(fēng)門開大時,主燃燒器區(qū)域的燃燒加強(qiáng),故飛灰含碳量下降.另外,雖然OFA處于主燃燒器區(qū)域,但由于其位于主燃燒器區(qū)的上部,故也在主燃燒器區(qū)域內(nèi)部形成了分級燃燒,因此OFA風(fēng)門開大,NOx排放質(zhì)量濃度下降,同樣也是由于OFA位于主燃燒器區(qū)域的緣故,NOx排放質(zhì)量濃度下降幅度并不大.因此,滿負(fù)荷運行時,OFA風(fēng)門宜全開.

圖6 OFA風(fēng)門開度對NOx排放質(zhì)量濃度與飛灰含碳量的影響Fig.6 Influence of OFA damper opening on NOx emission and Ubc

2.5 AA風(fēng)量的影響

變AA風(fēng)量試驗是在OFA風(fēng)門開度為70%的情況下進(jìn)行的,共進(jìn)行了3個試驗工況,AA風(fēng)門開度分別為50%、70%和90%,試驗結(jié)果見圖7.

圖7 AA風(fēng)門開度對NOx排放質(zhì)量濃度與飛灰含碳量的影響Fig.7 Influence of AA damper opening on NOxemission and Ubc

由圖7可知:隨著AA風(fēng)門開度的增大,飛灰含碳量呈緩慢升高趨勢,但變化幅度不大;當(dāng)AA風(fēng)門從50%開到70%時,NOx排放質(zhì)量濃度明顯下降,而從70%繼續(xù)開大到90%時,NOx排放質(zhì)量濃度下降并不明顯.NOx排放質(zhì)量濃度隨AA風(fēng)門開大而下降主要是由于AA風(fēng)正好處于還原脫NOx區(qū)[6,12],AA風(fēng)門開大加強(qiáng)了爐內(nèi)分級燃燒的效果,燃料型NO的生成受到限制[13-16],在AA風(fēng)門開度增大到70%以后,其對爐內(nèi)分級燃燒的影響變小.按照設(shè)計原理,AA在降低NOx生成的同時,還可以降低飛灰可燃物的含量,但是試驗結(jié)果并沒有體現(xiàn)這一點,筆者認(rèn)為其主要原因可能是AA的投入致使主燃燒器區(qū)域缺氧燃燒,從而導(dǎo)致煤質(zhì)燃燒不充分,這些未燃盡的可燃物本應(yīng)在后期的燃燒過程中通過及時供入空氣而得到進(jìn)一步充分的燃燒,然而AA在經(jīng)過垂直和水平分級后,其距離主燃燒區(qū)域過遠(yuǎn),從而導(dǎo)致未燃盡的可燃物在后期沒有得到充分的燃燒.綜合上述分析,滿負(fù)荷運行時,AA風(fēng)門開到70%已足夠.若要進(jìn)一步降低飛灰含碳量,可在設(shè)計中從縮短AA到主燃燒區(qū)域的距離考慮.

2.6 油槍風(fēng)量的影響

變油槍風(fēng)量試驗共進(jìn)行了3個試驗工況,油槍風(fēng)風(fēng)門開度分別為15%、25%和60%,試驗結(jié)果見圖8.

圖8 油槍風(fēng)風(fēng)門開度對NOx排放質(zhì)量濃度與飛灰含碳量的影響Fig.8 Influence of oil gun's air damper opening on NOx emission and Ubc

試驗結(jié)果顯示,油槍風(fēng)量的變化對飛灰含碳量幾乎沒有影響,但對鍋爐的NOx排放影響很大.當(dāng)油槍風(fēng)門開度從60%關(guān)小到15%時,NOx排放質(zhì)量濃度急劇下降,其主要原因是油槍風(fēng)正處于相鄰兩濃煤粉燃燒器中間,關(guān)小油槍風(fēng)正好減少了煤中揮發(fā)分析出初期燃燒所需要的氧氣,在該區(qū)域形成了富燃區(qū),增強(qiáng)了還原性氛圍,故NOx排放質(zhì)量濃度下降明顯.因此,在鍋爐正常運行時,油槍風(fēng)關(guān)小到能起到冷卻油槍的效果即可.

2.7 性能試驗

在對一系列影響鍋爐性能的因素進(jìn)行研究之后,通過優(yōu)化運行,鍋爐的飛灰含碳量得到有效降低,可穩(wěn)定在2.5%～2.8%.通過關(guān)小冷風(fēng)門、開大熱風(fēng)門,并對風(fēng)門調(diào)節(jié)特性進(jìn)行改進(jìn),對制粉系統(tǒng)的風(fēng)門消除缺陷后,排煙溫度也得到有效降低,經(jīng)修正后的排煙溫度約126℃,接近設(shè)計值.在此基礎(chǔ)之上完成了鍋爐的性能試驗.

在額定負(fù)荷試驗中,產(chǎn)汽量達(dá)到1748 t/h,且能安全穩(wěn)定地連續(xù)運行,鍋爐熱效率為93.62%,達(dá)到設(shè)計值(不小于93.53%)要求.

在鍋爐的最大蒸發(fā)量試驗中,主蒸汽流量達(dá)1860 t/h,其相應(yīng)的電負(fù)荷為628 MW,超過了設(shè)計值,此時的蒸汽參數(shù)均在設(shè)計范圍內(nèi),鍋爐受熱面不超溫,輔機(jī)電流正常,鍋爐燃燒正常,NOx排放質(zhì)量濃度為292 mg/m3,遠(yuǎn)低于國家排放標(biāo)準(zhǔn).

在鍋爐低負(fù)荷斷油試驗中,其主蒸汽流量低至617 t/h,低于35%BMCR負(fù)荷時的流量,此時的汽水參數(shù)均正常,鍋爐受熱面不超溫,輔機(jī)電流正常,爐膛溫度正常,爐膛負(fù)壓穩(wěn)定,鍋爐燃燒正常且運行狀態(tài)良好.

上述試驗結(jié)果顯示,該型墻式切圓燃燒超超臨界鍋爐具有較強(qiáng)、較寬的帶負(fù)荷能力,同時也說明采用PM主燃燒器和MACT型分級送風(fēng)相結(jié)合的墻式切圓燃燒系統(tǒng)可成功地實現(xiàn)鍋爐低NOx燃燒.唯一缺點是,該型鍋爐飛灰含碳量略高,滿負(fù)荷時,其飛灰含碳量大多在2.5%以上.

3 飛灰含碳量偏高的原因

PM主燃燒器配MACT分級燃燒系統(tǒng)的設(shè)計原理處處都體現(xiàn)著低NOx燃燒的思想,也正是由于過多地考慮了低NOx燃燒的這一方面,導(dǎo)致在一定程度上犧牲了對飛灰可燃物含量的控制,對氧量、二次風(fēng)配風(fēng)方式、OFA和AA風(fēng)量的試驗研究也驗證了這一點.從試驗結(jié)果可以認(rèn)為,OFA風(fēng)量設(shè)計偏小、AA風(fēng)量設(shè)計偏大和其距離主燃燒區(qū)域過遠(yuǎn)可能是該爐型飛灰含碳量偏高的主要原因.按照墻式切圓MACT燃燒系統(tǒng)的設(shè)計思想,其成功地使?fàn)t膛高溫區(qū)域和高氧量區(qū)域得到錯開.在OFA風(fēng)量的影響因素研究中,OFA風(fēng)量開大對飛灰含碳量和NOx排放的正面影響均已得到論述,需要補(bǔ)充說明的是,OFA風(fēng)量的增加增強(qiáng)了對主燃燒區(qū)的擾動,延長了焦炭粒子在主燃燒區(qū)的停留時間,根據(jù)數(shù)值模擬計算[14,17],OFA附近的區(qū)域也是爐膛的高溫區(qū)域,這兩個影響因素的疊加,使得開大OFA風(fēng)量對降低飛灰含碳量起到了良好的效果.在AA風(fēng)量的影響試驗研究中,由前面的分析可知AA的存在使可燃物在后期得不到充分燃燒,因而飛灰含碳量較高.進(jìn)一步解釋,則是由于在AA之前的一段還原區(qū)域爐膛溫度較高[14,17],若在該區(qū)域及時地加入焦炭粒子后期燃燒所需的氧氣,則可燃物將得到充分燃盡,該區(qū)域的爐膛溫度也會維持在較高水平.而在實際運行中,AA經(jīng)過垂直和水平分級后,其距主燃燒區(qū)域過遠(yuǎn),當(dāng)煙氣到達(dá)AA風(fēng)區(qū)域時,煙氣溫度已降低,此外大量溫度較低的AA噴入,爐內(nèi)煙氣溫度繼續(xù)得到冷卻,雖然此時AA的噴入補(bǔ)充了焦炭粒子后期燃燒所需的大量氧氣,但此時的燃燒已不劇烈,因而導(dǎo)致較高的飛灰含碳量.OFA和AA的設(shè)計不完善也進(jìn)一步佐證了鍋爐高氧量運行的合理性.此外,由文獻(xiàn)[6]的數(shù)值模擬可知,墻式切圓燃燒系統(tǒng)也并非能使?fàn)t膛氣流充滿度很高,恰恰在爐膛四角成為煙氣切圓的弱影響區(qū),這也可能是鍋爐飛灰含碳量偏高的原因之一.

4 結(jié) 論

(1)鍋爐性能優(yōu)良,各主要性能參數(shù)均達(dá)到或優(yōu)于設(shè)計值,但飛灰含碳量略高,這是制約鍋爐熱效率提升的主要因素.

(2)根據(jù)燃燒器特性,機(jī)組在滿負(fù)荷下運行時,運行氧量宜控制在3.5%左右,這在600 MW超臨界和超超臨界鍋爐中屬偏高.

(3)在各因素中,油槍風(fēng)對NOx排放影響最大.鍋爐正常運行時,油槍風(fēng)關(guān)小到能起冷卻油槍的效果即可.

(4)開大OFA風(fēng)門,對飛灰含碳量和NOx排放的影響均是正面的,其中對飛灰含碳量的影響更大.在滿負(fù)荷運行時,OFA風(fēng)門宜全開.

(5)若在不進(jìn)行設(shè)備改造的前提下繼續(xù)降低飛灰含碳量,可從提高OFA的相對份額考慮,即通過關(guān)小其他輔助風(fēng)門來提高OFA風(fēng)量,但這也會帶來風(fēng)箱壓力升高、風(fēng)機(jī)電耗增加的負(fù)面影響;若要對燃燒器進(jìn)行改造或設(shè)計新的鍋爐燃燒系統(tǒng),則可考慮擴(kuò)大OFA風(fēng)門的流通面積,至于AA風(fēng)量大小及其與主燃燒區(qū)的距離則需綜合其對NOx排放的影響來確定.

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