220噸高溫高壓循環流化床鍋爐低氮燃燒技術改造

周錦德(江西晶昊鹽化有限公司，江西 宜春 331200)

1 鍋爐的現狀分析

1.1 鍋爐的結構

我公司的1#高溫高壓循環流化床鍋爐(CG-220/9.81-MX10)采用單鍋筒橫置式自然循環、“水冷旋風分離器”、膜式壁爐膛前吊后支、全鋼架Π型結構。循環床鍋爐燃燒室內飛灰濃度較高，爐室要良好的密封和防磨，本爐采用膜式壁結構。鍋爐燃料所需空氣分別由一、二次風機提供，一次風機送出來的風經過一次風空氣預熱器預熱后，由左右兩側風道引入水冷風室中，通過安裝在水冷布風板上的風帽，進入燃燒室；二次風經過管式空預器預熱后由二次風口進入爐膛，補充空氣與之擾動混合，為保證二次風充分到達爐膛中心，本爐采用爐膛前后墻分別進風結構。燃煤在爐膛內燃燒產生大量煙氣和飛灰，煙氣攜帶大量未燃盡碳粒子在爐膛上部進一步燃燒放熱后，進入“水冷旋風分離器”中，煙氣和物料分離，被分離出來的物料經過料斗、料腿、J型閥再返回爐膛，實現循環燃燒。經分離器后的“潔凈”煙氣經轉向室、包墻、高溫過熱器、低溫過熱器、高溫省煤器、低溫省煤器、一、二次風空氣預熱器后由尾部煙道排出。燃煤經燃燒后所產生的大渣由爐底排渣管排出，進入冷渣器將渣冷卻至100 ℃以下，干排渣[1]。

1.2 燃燒用煤變化對鍋爐運行造成的影響

鍋爐投入運行的前期，燃燒用煤基本上是當地的劣質煤炭(煤矸石)，發熱量低，只有3 200大卡左右，且灰分高。由于煤質發熱量低，為提高鍋爐的產汽負荷，小時用煤量特別大。在此煤質條件下運行，鍋爐床溫基本在950 ℃以下，鍋爐煙氣氮氧化物排放濃度在100 mg/m3以內，結合SNCR脫硝方法，排放的氮氧化物濃度基本能控制在50 mg/m3以內，滿足煙氣排放的要求。隨著煤質由前期的3 200大卡提升到4 700大卡左右，為了適應燃燒，對鍋爐的運行參數做出了適當的調整，盡量控制相關工藝參數在合理范圍內，兼顧鍋爐產汽負荷與工藝參數、環保參數之間的矛盾問題[2]。雖然在運行工藝上進行了多方面的調整，并時時跟蹤改進，以求鍋爐更高的運行效率，盡量滿足供汽和環保的要求。但實際運行還是產生了諸多問題，影響到鍋爐的穩態、高效、環保運行，主要問題匯總如下：(1)床溫非常高，達到1 000 ℃左右；在運行中，由于煤質發熱量高，加減煤對床溫非常敏感。稍開大給煤機，床溫會快速上升，達到1 000 ℃左右。為減少床料高溫結焦的風險，我們對床溫進行了控制，最好不超過980 ℃。為了使鍋爐盡量多產汽，床溫又不要太高，我們對風室風壓、料層厚度、一次風量等參數進行了全方面調控，同時配合調整二次風量、風壓及上下二層風門開度，跟蹤調整效果，總結運行經驗。(2)鍋爐產汽負荷不理想，只有額定負荷的75%左右；由于受到床溫高的影響，鍋爐要控制給煤量，在此工況下運行，鍋爐小時產汽只有165噸左右，只達到了額定負荷(220 t/h)的75%左右。鍋爐產汽負荷偏低，造成供汽能力不足，影響到公司的整體生產。(3)循環灰量少，爐膛差壓偏低(只有500～600 Pa)；由于煤質好，灰份少，致使鍋爐的循環灰量偏少，爐膛差壓只有500～600 Pa。前期燃燒劣質煤時，爐膛差壓可達到1 000～1 200 Pa。由于循環灰量少，難于有效通過循環灰來帶走床料的熱量，導致床溫特別高。通過調整床料的厚度和一次風量，也難于達到合理的效果。(4)NOx 原始排放濃度高，SNCR 脫硝系統投用氨水量大，對尾部空預器管造成腐蝕；由于鍋爐床溫非常高，導致NOx原始排放濃度高，達到了150～160 mg/Nm3。為了達到50 mg/Nm3以下的排放標準，SNCR脫硝系統的小時氨水用量在300 L左右。制約于SNCR脫硝系統的效率，有時煙氣排放NOx 濃度還是會超標。由于長時間加氨水量大，時有產生氨逃逸現象，致使尾部的下組空預器管因腐蝕通了而漏風現象。一次風直接竄入到煙氣中，使煙氣氧含量達到了8.5%左右，導致在線監測數據折算值提高(基準氧含量為6%)，環保壓力加大。

2 NOx的生成原理和影響因素

2.1 NOx的生成原理

循環流化床鍋爐在煤燃燒過程中產生的氮氧化物主要是一氧化氮(NO)和二氧化氮(NO2)，其產生量與燃燒方式、燃燒溫度和過量空氣系數等燃燒條件關系密切。在煤燃燒過程中產生NOx的途徑有三個，其中燃料型NOx是最主要的，它占總生成量的60%～80%以上，熱力型NOx的生成和燃燒溫度的關系很大，在溫度足夠高時，熱力型NOx的生成量可占到總量的20%左右。

2.2 影響因素

2.2.1 燃煤特性的影響

由于NOx主要來自于燃煤中的氮，因此，從總體上看，燃煤氮含量越高，則NOx的排放量也越高。

2.2.2 過量空氣系數的影響

一般情況下，二次風從床上密相區一定的高度送入爐膛，分級燃燒對NOx的排放量影響甚大。隨著一次風量的減少、二次風量的增加，達到厭氧燃燒的氛圍，煤中N被氧化的速度下降，NOx排放量也隨之下降 。

2.2.3 燃燒溫度的影響

燃燒溫度對NOx排放量的影響非常明顯，隨著爐內床料溫度的提高，NOx的排放量將升高，因此，可以通過降低床溫來控制NOx的排放量。但是，床溫的降低也會帶來不利的后果，CO的濃度將增加，不完全燃燒熱損失增大，從而使得燃燒效率下降。

3 低氮燃燒技術改造

3.1 風室部分

為降低一次風量，使下部燃燒形成還原氣氛，對布風板現場進行改造，將一二次比例由 6：4 改為 5：5。這樣可有效的減少爐膛上部的磨損，抑制 NOx 的生成。布風板面積縮小15%，這樣可以促使流化風量減小，一次風率(指經過布風板)將降低到 50%以下。

3.2 二次風部分

為了使鍋爐爐膛中上部形成更好的富氧燃燒區，對二次風管做相應的改動。原二次風箱為獨立分隔風箱，現改為環形風箱。并設置二次風加速段，以增大二次風的穿透力，二次風分管改為單層布置。(1)一、二次風比例由 6：4 變為 5：5；(2)取消原上下層二次風，在距離布風板 4m 高度，新增一層 14個大孔徑二次風口，二次風剛度增大，保證穿透和爐膛氧量均衡；(3)控制爐膛出口氧量約 3%。

3.3 中芯筒部分

為了增大鍋爐分離器的分離效率，提高循環倍率，對分離器的中芯筒重新進行設計。中芯筒采取大偏心結構(偏心～125mm)，材質為 ZG8Cr26Ni9MnSiNRe 。一般情況下分離器進口設計有加速段使入口煙道面積逐漸收縮，平滑的提高入口煙氣速度。偏置中心筒是將通過中芯筒結構設計將中心筒進口偏置，使煙氣進入分離器后減少氣間的相互干擾，從而達到蝸殼分離的效果，同時也避免灰流直接沖刷中芯筒，通過以上措施提高分離效率。

3.4 爐膛出口加速段

原爐膛出口煙氣流速較低，沒有設置加速段，影響分離效率。本次改造爐膛出口水冷壁重新設計讓管，澆注料重新敷設，形成煙氣加速區。煙氣流速由原來的23米/秒提高到28米/秒，提高循環倍率。將爐膛出口水平段改造為向下傾角度10°，能更好地提高分離效率。

3.5 返料裝置改造

分離效率提高后，循環灰量增加，需對閥體及返料風帽重新設計改造，提高流通能力，調整返料風量和松動風量的比例，增加返料風量，減少松動風量，布風更均勻，返料可靠，減少反竄，可將循環灰全部送入爐膛中。

3.6 水冷屏受熱面改造

爐膛內3片水冷屏全部更換，并加長加寬，水冷屏為蒸發受熱面，可有效地吸收爐膛內的熱量，增加蒸發量。每片水冷屏向下加長約 6 000 mm，寬度增加 560 mm，增加水冷屏面積約 120 m2。水冷屏加長 6 m，距離布風板＞11 m，能避免磨損，滿足鍋爐運行要求。

3.7 過熱器改造

實際運行，因積灰等原因，蒸汽溫度略微偏低。本次改造，過熱屏同樣加長6米，同時高溫過熱器最上部增加 6 排蛇形管，保證主蒸汽溫度滿足額定值 540 ℃。

3.8 省煤器改造

鍋爐蒸發量增加后，需增加蒸發受熱面，而爐內所增面積有限，需要同時對省煤器進行改造，增加省煤器面積，同時可避免排煙溫度升高。將最下級光管式省煤器改造為 H 型省煤器(鰭片材質 08 AL)。改造后的下級省煤器面積比原光管面積更多，有效降低排煙溫度，提高鍋爐效率。

3.9 空預器改造

空預器整體外型結構及管箱高度不變，空氣預熱器上兩級管箱管子節距略作調整，并將管子錯列式改成順列式。將原空氣預熱器下兩級光管錯列管箱全部更換為順列、搪瓷材質，提高耐腐蝕能力。

3.10 SNCR脫硝系統噴槍改造

SNCR脫硝系統的噴槍全部更換為高性能霧化噴槍，噴槍的位置改移到更合適的分離器進口加速區和中芯筒出口部位。

3.11 吹灰器改造

為提高吹灰效果，將當前的聲波吹灰器改成蒸汽吹灰器，減少因積灰而造成熱交換損失，同時減少因積灰而造成的堵塞。

3.12 為提高爐膛水冷壁管的耐磨性能，對密相區向上2米區域和第一道焊縫區域進行耐磨金屬噴涂。

4 結語

在對1#鍋爐進行低氮燃燒技術改造后，通過調試運行，效果非常明顯，達到了預期的目標。在燃燒高熱值煤炭(4 500～5 000大卡)情況下，各項工藝參數基本能控制在正常范圍，滿足超低排放的要求。(1)控制一次風量，提高二次風量，維持一次風量130 000 m3/h、二次風量125 000 m3/h，使一、二次風比例接近5：5；(2)鍋爐產汽負荷基本達到額定負荷；(3)提高料層厚度，控制風壓在9.5 KPa左右，床溫基本控制在950 ℃以下；(4)分離效率提高，循環灰量增多，爐膛差壓可達到1 300～1 500 Pa；(5)NOX初始濃度小于100 mg/Nm3;(6)鍋爐熱效率由88%提高到90%；(7)爐渣含碳量≤2%，飛灰含碳量≤6%；