150 MW CFB鍋爐燃燒均勻性優化及實踐

2021-07-14 09:33:00盧福平李國彬

節能技術 2021年3期

盧福平，王虎，李國彬

(1.國家能源集團上灣熱電廠，內蒙古鄂爾多斯 017209；2.神華集團循環流化床技術研發中心，陜西西安 710065;3.沈陽金山能源股份有限公司金山熱電分公司，遼寧沈陽 110000)

0 引言

循環流化床(CFB)燃燒技術具有煤種適應性強、低成本環保控制性能等技術優勢，近年來在我國得到了廣泛應用[1-2],循環流化床(CFB)鍋爐技術以其燃料適應性廣、爐內污染物控制低成本等突出特點，近年來在我國得到了快速發展[1-2]。截止2019年底，我國已投產的100 MW以上容量等級CFB鍋爐470余臺，總裝機接近9000萬kW，其中超臨界CFB機組累計投產40余臺，即將跨入超超臨界時代[2]。隨著我國CFB鍋爐技術研發、設計制造、安裝調試及運行管理水平的不斷提高，鍋爐安全可靠性和運行經濟性得到明顯改善，但CFB鍋爐大型化后(超)寬爐膛截面尺寸大幅增加，且為了保證二次風有效穿透深度，布風板長度可達15～30 m，實爐運行實踐表明大型CFB鍋爐燃燒均勻性控制較為困難[3-4]。

現有的CFB鍋爐燃燒均勻性研究多集中在鍋爐單一部件的設計優化和實驗研究[5-14]，研究取得的結果往往難以直接應用到大型CFB鍋爐實爐優化。黃中等人[12]分析了一臺300 MW CFB鍋爐外循環回路循環量和爐膛物料濃度的偏差特性，提出了進行旋風分離器入口煙道改造和中心筒改型來消除床溫偏差。王泉海等人[13]測量了一臺300 MW CFB鍋爐雙側進風時布風的不均勻性，提出了對布風板中間區域芯管進行阻力優化來改善布風均勻性。張文清[14]研究了一臺600 MW超臨界CFB鍋爐外循環回路的非均勻特性，提出了合理配置鍋爐配風及給煤量分布來保證CFB鍋爐燃燒均勻性的運行優化措施。然而，針對大型CFB鍋爐燃燒均勻性的多部件設計優化及系統性協同改造的報道相對較少。

基于此，本文針對一臺150 MW CFB鍋爐實際運行中存在的床溫偏高及床溫偏差較大、屏式過熱器管屏易超溫、NOx原始排放量高、燃燒均勻性較差等問題，進行了系統性分析和研究，結合實際情況實施了相關設備技術改造，有效提升了爐內燃燒均勻性，顯著降低了環保運行成本，床溫偏差得到有效改善，屏式過熱器管屏出口壁溫可控制在合理范圍。研究結果可為大型CFB鍋爐結構設計與運行優化提供參考。

1 設備簡介

某電廠一臺150 MW CFB鍋爐采用單布風板單爐膛、2臺汽冷型旋風分離器M型布置，爐前6點給煤，爐后4點排渣。鍋爐前墻布置8片屏式過熱器和4片屏式再熱器。

鍋爐采用雙側進風的水冷風室結構，布風板尺寸(寬×深)為19.5 m×3.7 m；采用二次風分級布置，其中下二次風口距離布風板高度為1 m，上二次口距離布風板高度為4.2 m；脫硫方式采用爐內石灰石脫硫，脫硝方式采用爐內低溫燃燒抑氮及SNCR。

表1 鍋爐設計煤種及實際煤種

2 存在問題及原因

電廠CFB鍋爐設計床溫為895 ℃，實際運行床溫為945 ℃，個別床溫測點可達到997 ℃。因床溫偏高及床溫均勻性較差，鍋爐存在高溫結焦風險，且鍋爐NOx原始排放量較高，爐內脫硫及SNCR脫硝單耗較高，同時爐內屏式過熱器各屏出口壁溫偏差較大，各屏最外側的壁溫測點的最高值與最低值之差為44 ℃，同屏管間也存在較大的壁溫偏差。為合理控制床溫，減小屏式過熱器壁溫偏差及脫硫脫硝單耗，采用給煤量非均勻供給、二次風非均勻配風及增加一次風量等方式進行了運行調整，但鍋爐運行結果表明其對問題的解決成效極為有限。

分析認為，鍋爐實際煤種與設計值偏差較大，且燃料成灰特性相對較差，造成爐內循環灰量相對不足，爐內現有的受熱面布置無法滿足煤質變化帶來的床溫控制需要，風室采用兩側進風，且風帽型式單一，導致鍋爐床溫偏高且床溫偏差較大，從而影響CFB鍋爐爐內燃燒均勻性及脫硫抑氮效果，對布置在爐前的屏式過熱器各屏及同屏管屏吸熱量也造成較大偏差。另外，鍋爐二次風穿透能力不足，導致爐內二次風分級燃燒效果減弱，NOx原始排放量偏高。

3 解決措施及方案

3.1 布風板風帽分區

CFB鍋爐通過布風板及風帽產生足夠的壓降來保證鍋爐均勻布風和流化。為提高布風均勻性及流化質量，實施布風板風帽分區改造，從而降低床溫及床溫偏差。鍋爐布風板風帽分區布置示意圖如圖1所示。從圖中可以看出，布風板分為三個區域，分別是四周區域(A區)、過渡區域(B區)和中間區域(C區)，其中B區位于A區與C區之間。風帽采用精密鑄件，風帽鐘罩外部結構與原設計相同，鐘罩頂部采用焊接固定。

圖1 鍋爐布風板風帽分區布置示意圖

布風板A區采用阻力系數較小的大風量風帽，鐘罩采用10孔，從而加強貼壁流的擾動；B區采用過渡風帽，鐘罩采用9孔；C區采用阻力系數較大的風帽，鐘罩采用8孔。實施布風板風帽分區后，爐膛中間區域(B區)的風帽阻力系數將明顯增加。另外，對給煤口、返料口區域的風帽阻力也進行局部優化，在排渣口附近增加導向風帽，防止局部床料顆粒的沉積，有效改善布風質量，使得爐內流化均勻，從而有效消除床溫偏差。

3.2 二次風深度分級

為強化鍋爐二次風穿透性能，實現二次風深度分級，進一步降低鍋爐NOx原始排放，實施了二次風深度分級改造。圖2是二次風深度分級布置示意圖。改造后將原設計的二次風口高度進行了提高，其中下二次風口高度距離布風板為1 m，上二次風口高度距離布風板為7.2 m，且對二次風箱及風管開孔進行相應調整和封堵。上二次風各風管同時增設擺動調節裝置，可對進入爐膛的二次風射入角度進行調整，從而提高二次風調整的靈活性。

圖2 二次風深度分級布置示意圖

在布風板風帽分區和二次風深度分級等改造實施的同時，對鍋爐尾部受熱面還進行了清灰處理。改造實施后鍋爐進行了燃燒優化調整。

4 實施效果評估

4.1 鍋爐主要運行參數

表2為鍋爐90%負荷工況下BECR工況下主要運行參數。從圖中可以看出，鍋爐實施改造后，鍋爐主要運行參數運行穩定良好，各項性能指標達標，且鍋爐主蒸汽溫度和再熱蒸汽溫度較改造前有所提高。

表2 鍋爐90%負荷BECR的鍋爐工況下主要運行參數

4.2 鍋爐床溫及偏差

為分析鍋爐床溫的均勻性，定義鍋爐床溫標準差σ(℃)衡量床溫的離散程度[13]

(1)

式中tr——床溫測量值/℃；

tc——床溫平均值/℃。

表3是90%負荷工況下改造前后鍋爐床溫及均勻性。從表中可以看出，鍋爐平均床溫由改造前的945.9 ℃降低至改造后的917.7 ℃，平均床溫下降了約28 ℃；床溫最高值由改造前的997.7 ℃降低至改造后的966 ℃，下降了31 ℃，床溫標準差由改造前的40.0 ℃下降至33.2 ℃，下降了7 ℃。由此可見，實施改造后床溫及均勻性得到較為明顯的改善。

表3 90%負荷工況下鍋爐床溫及均勻性

4.3 屏式過熱器出口壁溫偏差

圖3為屏式過熱器出口壁溫偏差及標準差。從圖中可以看出，鍋爐實施改造后，屏式過熱器各屏出口壁溫平均值整體水平得到明顯改善，尤其是位于爐膛左右兩側的屏式過熱器其壁溫增加幅度較為明顯。各屏出口壁溫的平均值由改造前的515 ℃提高到改造后的525 ℃，提高了10 ℃。屏式過熱器同屏管間壁溫偏差最大值由改造前的8～38 ℃降低至改造后的4～23 ℃，同屏管間壁溫標準差由改造前的3～13.7 ℃下降至1.4～7.8 ℃。分析認為，改造后爐內流化性能及燃燒均勻性得到有效改善，溫度場分布更加均勻，使得爐膛上部屏式過熱器管屏吸熱偏差得到有效控制。

圖3 屏式過熱器出口壁溫偏差及標準差

4.4 爐膛燃燒均勻性

圖4是改造前后鍋爐爐內流場及二次風穿透性的模擬結果。從圖中可以看出，鍋爐實施改造后，爐膛底部還原區較改造前明顯增加，由于還原區內處于較低氧量運行，對鍋爐床溫和NOx原始排放控制有較好的作用，達到二次風深度分級效果。由于二次風口位置的提高，位于二次風口出口的背壓隨著下降，二次風進入爐膛的穿透深度增加，穿透性能得到明顯改善，使得爐膛上部煙氣擾動增強，混合更加均勻，也提高了爐內脫硫反應效率，加強了焦炭顆粒的燃盡。

圖4 鍋爐爐內流場及二次風穿透性

圖5是改造前后鍋爐灰渣含碳量。圖中飛灰和底渣含碳量分別為改造前后為期一個月的統計數據。從圖中可以看出，鍋爐實施改造后，在維持爐膛氧量不變的基礎上，由于爐內燃燒均勻性改善，鍋爐飛灰含碳量明顯下降，由改造前的4.2%下降至改造后的2.7%，底渣含碳量也有所下降，由改造前的2.5%下降至1.1%。分析認為，盡管二次風口高度的提高增加了底部還原區高度，但由于布風更加均勻，強化了爐膛底部燃燒性能，從而可有效消除二次風口高度的提高對鍋爐燃燒的影響。

圖5 鍋爐灰渣含碳量

4.5 環保運行成本

表4是鍋爐脫硫脫硝單耗情況。從表中可以看出，改造后鍋爐爐內脫硫和SNCR脫硝單耗明顯下降，鍋爐燃燒均勻性的提高，有效降低了鍋爐環保運行成本。爐內脫硫單耗由改造前的36 g/(kWh)降低至改造后的26.4 g/(kWh)，降低約27%；鍋爐NOx原始排放由改造前的284 mg·Nm-3下降至237.5 mg·Nm-3；SNCR脫硝單耗由改造前的0.62 g·(kWh)-1降低至改造后的0.23 g/(kWh)，降低約60%。