330 MW 循環流化床鍋爐的燃燒優化試驗研究

李 楠，趙鵬勃，施 斌，李昱喆，施起榮，鐘 毅，高洪培，孫獻斌

(1.中國華能集團清潔能源技術研究院有限公司，北京 102209;2.煤基清潔能源國家重點實驗室，北京 102209;3.國家電投集團江西電力有限公司分宜發電廠，江西 分宜 336607)

0 引 言

循環流化床(CFB)鍋爐可燃燒劣質煤，且調峰性能比煤粉爐好，污染物原始排放低，近年來得到快速發展[1]。其中，帶外置床的CFB鍋爐很好地解決了CFB鍋爐大型化受熱面布置不足的問題，孫獻斌、張縵等[2-3]分別通過外置床內高溫受熱面換熱系數研究和實爐試驗，發現帶外置床CFB鍋爐床溫更加穩定。但是目前國內多數火電廠存在著煤質偏離設計煤種，導致運行參數不合理的問題。因此，有必要對鍋爐進行燃燒優化調整，提高鍋爐運行的經濟性[4]。

國內學者對鍋爐的燃燒調整進行了大量的研究。索疆舜等[5]基于影響因子的分析方法，發現二次風的穿透力和一二次風配比對鍋爐效率的影響程度最大。胡玉等[6]從多角度分析了影響CFB鍋爐固體不完全燃燒損失的主要因素為入爐煤的揮發分、分離器飛灰切割粒徑等。洪喜生[7]通過采用低氧燃燒技術，有效降低了鍋爐總風量和煙氣流速，在減輕壁面磨損的同時實現了經濟運行。鐘犁等[8]通過調節一、二次風配比，使鍋爐平均床溫降低20～30 ℃，鍋爐效率提高至92.15%。

隨著火電裝機容量的擴大和煤炭價格的上漲，經濟性差的發電機組將被淘汰。節能減排、提高鍋爐效率顯得尤為重要。本文對某330 MW CFB鍋爐進行燃燒優化調整，分析最佳運行參數[9]，為CFB鍋爐運行調整提供參考。

1 研究對象及存在的問題

1.1 設備介紹

研究對象為某330 MW帶外置床H型CFB鍋爐，鍋爐配置4臺旋風分離器，分置于爐膛兩側，旋風分離器下部為立管，4臺分離器立管下部各有1臺緊湊型氣動均流換熱床(CHE)，爐膛左側的2臺外置床內布置高溫再熱器和低溫再熱器，主要用來調節再熱蒸汽溫度，爐膛右側2臺外置床內布置中溫過熱器Ⅰ和中溫過熱器Ⅱ,主要用來調節床溫。來自分離器的循環灰一部分通過換熱床換熱后返回爐膛，另一部分直接返回爐膛。鍋爐總體布置如圖1所示。鍋爐主要設計參數見表1，煤質分析見表2。

圖1 H型CFB鍋爐Fig.1 Model H CFB boiler

蒸發量(BMCR)D/(t·h-1)主蒸汽壓力Pgr/MPa主蒸汽溫度tgr/℃再熱蒸汽流量Dzr/(t·h-1)再熱蒸汽進口壓力Pzr1/MPa再熱蒸汽出口壓力Pzr2/MPa再熱蒸汽進口溫度tzr1/℃再熱蒸汽出口溫度tzr2/℃1 02518.6543928.94.494.26340543給水壓力Pgs/MPa給水溫度tgs/℃鍋爐熱效(BRL)ηgl/%排煙溫度θpy/℃一次風溫trk1/℃二次風溫trk2/℃連續排污率Dpw/%冷渣器排渣溫度Tlz/℃20.88258891352602601≤150

表2煤質分析
Table2analysisofcoalproperities

煤種工業分析/%MarAarVdaf元素分析/%CarHarOarNarSarQnet,ar/(MJ·kg-1)設計煤6.0045.0316.0840.682.664.320.690.6214.95試驗煤5.9741.3513.5248.891.760.592.30.8216.48

1.2 存在的問題

鍋爐運行經濟性較差，鍋爐效率偏低。且分離器立管溫度易超溫，限制了鍋爐帶負荷能力。如圖2所示，在負荷310 MW情況下，1、2號立管溫度985 ℃，3號立管溫度989 ℃，4號立管溫度998 ℃，立管溫度過高還會增加鍋爐外置床結焦的風險。

圖2 分離器立管溫度Fig.2 Temperature of standpipes

2 試驗內容和方法

根據《循環流化床鍋爐冷態與燃燒調整試驗技術導則》和《300 MW循環流化床鍋爐運行導則》，本試驗分為2部分。首先進行冷態部分的風量標定、布風板阻力、最小臨界流化風量試驗；其次，在熱態條件下標定空預器出口的溫度場和氧含量場，并選擇對鍋爐效率影響最為明顯的氧含量、一次風率、床壓、返料風量等參數在不同負荷下進行了優化調整[10]。主要測試方法如下:

1)溫度場、氧含量場標定。采用網格法，在空預器出口截面劃分設置98個煙氣取樣點，通過乳膠管連接煙氣前處理箱和ROSEMOUNT煙氣分析儀，每10 min讀取1次數據，測量煙氣中的O2含量和溫度。

2)氧含量調整試驗。在負荷300 MW氧含量3.71%的條件下，同時增大或減小一、二次風量，維持一次風率40%不變，分別進行3.3%、5.8%兩個工況變氧含量試驗；在250 MW負荷下分別進行8.47%、4.75%、4.44%三個變氧含量試驗，分別確定出2種負荷的最佳氧含量范圍。

3)一次風率調整試驗。維持最佳氧含量運行范圍，通過改變一、二次風機出力改變一次風率。分別進行300 MW負荷下的38%、44%、46%的變一次風率試驗和250 MW負荷下的40%、50%變一次風率試驗。

4)床壓調整試驗。300 MW試驗工況維持鍋爐氧含量3.3%左右，床壓分別為10.3、9.1、8.2 kPa；250 MW試驗工況維持氧含量4.75%左右，床壓分別為9.4、8.5、7.7 kPa。

5)外置床調整試驗。維持1、2號外置床均流風量不變，調節3、4號外置床均流風開度，同時維持氧含量、一次風率不變。

3 試驗結果及分析

3.1 入爐煤粒徑分析

經過對入爐煤取樣分析，發現入爐煤粒徑偏細，如圖3所示。鍋爐設計入爐煤d50=1 100 μm，實際入爐煤粒徑d50=607 μm。入爐煤細組分較多，參加外循環的飛灰量也將增加，造成分離器立管處物料循環不暢，外置床內物料流化不良。

圖3 燃料粒徑分布Fig.3 Particle size distribution of coal

當鍋爐負荷增加后，循環灰量隨之增加，物料中未燃盡的碳也將大大增加，在分離器立管內含碳物料會繼續燃燒放熱，加之物料增加后立管灰流動性變差，立管溫度隨之升高，從而增加結焦風險。文獻[11]報道了某300 MW CFB鍋爐由于物料細組分過多而導致高溫灰流動性差，進而造成分離器立管及外置床異常的事件。

3.2 氧含量的調整

氧含量的變化通過調節二次風機出力來控制總風量，CFB 鍋爐的總風量要保證爐內物料正常流化的同時也要保證燃料的充分燃燒。隨著總風量的提高，爐膛氧含量相應提高，O2的傳質速率和氣固反應速度加快。燃料顆粒在爐內停留時間、反應時間一定時，燃燒反應程度和燃料燃盡程度相對提高，表現為灰渣含碳量降低，鍋爐效率提高。

氧含量與鍋爐效率的關系如圖4所示。負荷300 MW、一次風率40%條件下，氧含量3%～4%、5%～6%的鍋爐效率高達90.77%、89.98%。250 MW負荷下，氧含量4.44%、4.75%的鍋爐效率分別為88.93%、89.67%，氧含量5.0%～5.5%的鍋爐效率為89.53%，氧含量超過8%以后鍋爐效率大幅降低，為87.33%。這是因為250 MW氧含量在8%左右會導致排煙損失的增加量大大超過固體不完全燃燒損失的減小量。250 MW負荷下，鍋爐氧含量保持4.75%為最佳。

圖4 氧含量與鍋爐效率的關系Fig.4 Relationship between oxygen content and boiler efficiency

3.3 一次風率的調整

一次風最主要的作用是保證物料的正常流化，避免結焦，同時為爐膛密相區提供氧含量[12]。通常，隨著一次風率的增加，密相區的燃燒份額相應增加，稀相區的燃燒份額相對減少。試驗入爐煤為貧煤，由于其揮發分較低、燃燒放熱慢，在進入爐膛后需先吸熱再放熱，爐膛會被過高的一次風率冷卻，對保持床溫不利。因此，一、二次風的合理分配有利于控制床溫和污染物生成。

一次風率與鍋爐效率的關系如圖5所示，300 MW負荷下，氧含量3.3%左右，一次風率在44%、46%的鍋爐效率最高89.42%，一次風率為38%鍋爐效率最高達到90.7%。250 MW負荷下，氧含量4.5%～5.0%,一次風率40%的工況鍋爐效率均在89%以上，50%一次風率的鍋爐效率低至88.93%。因此，對于試驗鍋爐，在250 MW負荷以上時，建議一次風率維持40%。

圖5 一次風率與鍋爐效率的關系Fig.5 Relationship between primary air rate and boiler efficiency

3.4 床壓的調整

300 MW和250 MW負荷下鍋爐變床壓運行特性如圖6所示。調節一、二次風配比，適當減小一次風，增大二次風。由于床壓降低，二次風穿透力增強，使爐內貧氧區域減小，飛灰可燃物含量降低。300 MW負荷下鍋爐效率由89.64%提高至91.36%，鍋爐六大風機功率從17 800 kW降低為13 440 kW；250 MW負荷下鍋爐效率由89.97%提高至90.22%，鍋爐六大風機功率從10 115 kW降低為9 719 kW。結果表明，在一定范圍內適當降低鍋爐床壓，不僅可以提高鍋爐燃盡性，還可以節省廠用電。如果繼續降低床壓，鍋爐效率反而會降低，這是由于爐內物料濃度與內循環量的減少，爐膛下部熱量向上傳遞困難，導致燃料燃盡困難，固體不完全燃燒損失增加。孫獻斌[13]研究發現，低床壓僅適用于燃用高揮發分煤種的鍋爐，對于大中型CFB鍋爐，為追求節省廠用電而維持過低的床壓還可能會導致密相區結焦的問題。

圖6 鍋爐變床壓運行特性Fig.6 Operating characteristics of boiler under different bed pressure

3.5 外置床調整試驗

物料平衡是CFB鍋爐正常運行的基礎[14]，外置床必須能夠適應鍋爐參數及負荷的變化，使物料保持正常的外循環，將分離下來的飛灰送入爐內，同時防止爐內熱煙氣反竄進入旋風分離器。

250 MW負荷下外置床均流風開度試驗結果如圖7所示。由于本鍋爐1、2號外置床調節再熱汽溫，3、4號外置床調整床溫，為保證主蒸汽溫度、壓力正常，保持1、2號外置床均流風開度不變，開大3、4號外置床均流風。結果表明，將均流風開度從50%開大至100%，鍋爐床溫降低20～30 ℃，分離器立管溫度最高點降低15 ℃，同時減溫水用量減少20 t/h。

圖7 均流風開度對鍋爐的影響Fig.7 Influence of material-returning air flow on boiler

在床溫較高的情況下，首先應使用外置床來調節床溫，檢查3、4號外置床均流風開度是否還有裕量，在均流風全開的情況下再考慮其他調整手段。

4 技術改造方案

4.1 增加潤滑風系統

針對分離器立管返料不暢，常樂等[15]提出了一種基于運行參數調整的處理方法。這種方法需將風室壓力、床壓、一次風量、爐膛負壓、返料風量以及稀相區差壓等參數同時調到某給定值，在實際操作中比較難以實現；其次，給定值僅適用某一特定負荷，無法應對負荷的變動。

該爐型鍋爐外置床由5個風室組成，分配室、高溫回料室、均流室為高溫區域，溫度在800～1 000 ℃，換熱室、低溫回料室溫度在400～600 ℃。外置床僅在風室底部設置布風板風帽，其他再無進風。因此，可在分離器立管及外置床增設潤滑風系統，使外循環物料快速移動返回爐膛，降低立管溫度；快速移動的物料同時將立管內熱量及時帶入爐膛密相區，從而使整個循環回路溫度場分布均勻，潤滑風系統如圖8所示。

圖8 分離器立管潤滑風系統Fig.8 Lubricating air system of standpipe

4.2 播煤風風源移位改造

通過一、二風配比試驗發現，在高負荷下鍋爐二次風系統出力不足，一次風系統裕度較大。建議更改播煤風母管接口位置，將播煤風母管接入位置由二次熱風改為一次熱風。更改后二次風調節范圍變寬，利于燃料的燃盡。且播煤風母管壓力提高，可有效防止爐內熱風反竄入給煤系統，提高給煤系統運行可靠性。

5 結 論

1)入爐煤粒徑分布曲線偏離設計煤種嚴重且細組分較多時，會導致含碳物料在分離器立管堆積，造成立管超溫，可以通過增加潤滑風系統，加速物料循環來降低分離器立管溫度。

2)通過優化燃燒調整，確定了鍋爐常用負荷下的最佳運行參數:300 MW負荷下氧含量3.3%、床壓8.2 kPa、一次風率38%，鍋爐負荷91.36%；250 MW負荷下氧含量4.75%，床壓7.7 kPa，一次風率40%，鍋爐負荷90.22%。

3)在鍋爐的300 MW和250 MW運行工況下，適當降低床壓和一次風率，可以提高鍋爐效率并減小鍋爐側風機出力，節省用電。

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