300MW循環流化床鍋爐低氮燃燒技術改造淺析

京能集團內蒙古京泰發電有限責任公司 李立新 張民松 華 崗

某公司300MW 循環流化床鍋爐的脫硝方式為S-NCR 尿素溶液脫硝法，NOx 排放濃度在50～150mg/Nm3范圍內，滿足2014年舊國標對于火力發電廠鍋爐NOx 污染物排放限值的要求（低于200mg/Nm3）；但根據我國最新《燃煤電廠超低排放電價支持政策有關問題的通知》和《全面實施燃煤電廠超低排放和節能改造工作方案的通知》的要求，在基準含氧量6%條件下NOx 排放濃度不得大于50mg/Nm3，還不能滿足要求。

1 設備概況

鍋爐概況：某公司鍋爐采用的是東方鍋爐股份有限公司制造的300MW 循環流化床鍋爐，其類型為亞臨界參數、中間一次再熱、自然循環方式、單爐膛Π 型、汽冷蝸殼式旋風分離器、滾筒式冷渣器排渣的循環流化床鍋爐。鍋爐主要參數：過熱蒸汽流量1089t/h、過熱蒸汽壓力17.4Mpa.g、過熱蒸汽溫度541℃、再熱蒸汽流量891.07t/h、再熱蒸汽進/出口 壓 力4.006/3.791Mpa.g、再熱蒸汽進/出口溫度336.6/541℃、給水溫度281.2℃；鍋爐主要尺寸（mm）：爐膛寬度28270、爐膛深度9830、鍋筒中心線標高56700、尾部豎井前煙道深、4680、尾部豎井后煙道深4680、水冷壁下集箱標高4300。

鍋爐主要燃燒參數：為降低風機電耗、減小廠用電率、提高鍋爐經濟性，在保證安全基礎上鍋爐運行采取了低床壓、低氧量運行方式，一般床壓控制在5.5～7.5kPa，尾部煙氣中氧含量一般控制在2.0～3.0%之間。鍋爐主要300MW、165MW 負荷及總風量/km3/h、床溫/℃、床壓/kPa、氧量/%、上下二次風門開度/%分別為：770/950/5/2.4/100/100；400/860/6/2.8/20/45。

鍋爐燃料特性：該廠燃煤主要是60%左右比例的煤泥、煤矸石與40%左右的原煤摻配起來，用輸煤皮帶送入原煤筒倉再通過鍋爐給煤機送入爐膛燃燒，煤的粒徑兩級分化現象嚴重，尤其粒徑在1.5mm 及以下細顆粒占比在50%以上，而粒徑在10mm 及以上占比經常大于10%，煤粒度極不均勻。燃料灰熔融性分析結果：燃料DT（原煤+煤泥）、ST（原煤+煤泥）均大于1500℃。

表1 燃料工業、元素分析及熱值

表2 燃料灰成分分析

2 循環流化床鍋爐NOx 生成機理情況分析

2.1 NOx 的生成機理

在火電廠煙氣NOx 中，一氧化氮占比為90%以上、二氧化氮占比5～10%。煙氣中氮氧化物的生成分為三種：一是燃料型NOx，是煤中的氮化合物在與空氣劇烈燃燒中生成的。因為N 的熱分解溫度要比煤著火燃燒溫度低，所以在爐膛溫度600～800 ℃時就會生成燃料型NOx，且燃料型NOx 占總NOx 生成量的60～80%[1]；二是熱力型NOx，是送風機進入爐膛中的空氣中氮元素在溫度大于1500℃時氧化產生的；三是快速型NOx，是燃料中的碳氫化合物發生燃燒化學反應后會快速生成NOx。因為循環流化床鍋爐爐膛溫度一般都是在1000℃以下，所以熱力型NOx 生成量幾乎可不考慮，主要生成的NOx 就是燃料型NOx[2]。

2.2 常規低氮燃燒技術介紹

低氧燃燒技術。就是運用風量調整控制爐膛中氧量含量，尤其是降低一次風量和下二次風口不正對給煤口，減少燃燒核心區域的氧量，從而抑制了NOx 的生成。還可增加煙氣再循環系統，將引風機出口煙氣送到一次風機入口，從而降低一次風中含氧量。再循環風機用于調整再循環煙氣量的比例，一般在8～20%的單位，最大最好不超過20%，否則增加飛灰和底渣的含碳量，但氧量也不能過低，因為氧量如果低于完全燃燒所需量，就會增加機械不完全燃燒熱損失和化學不完全燃燒熱損失，引起底渣含碳量和飛灰含碳量的明顯升高，降低鍋爐燃燒效率和安全性，所以氧量的控制必須綜合考慮安全和經濟性來選取最合理的氧量[3]。

分級燃燒技術。就是分階段把燃料的燃燒過程完成，采用爐膛密相區減風稀相區加風的配風方式。第一階段為預燃階段，減少從一次風進入爐膛的空氣量，在缺氧的燃燒條件讓燃料先燃燒。此時密相區內過量空氣系數小于1。通過減少從一次風延遲了燃燒過程，使燃燒處于還原性氣氛中降低了NOx 的生成速度和生成量。第二階段為充分燃燒階段，通過布置在密相區上部的上二次風管將風量送入爐膛，補充密相區燃燒后剩余所需要的氧量，與密相區下部在缺氧條件下所產生的燃料和煙氣混合進行完全燃燒。如果密相區的過量空氣系數越小對NOx 生成的抑制效果就越好，但過量空氣系數越小不完全燃燒損失增大，影響燃燒效率、會引起鍋爐結焦。所以為保證既能減少NOx 生成量又保證燃燒的安全性，須根據實際情況合理調整燃燒過程[4]。

3 低氮燃燒改造方案及改造效果分析

3.1 改造方案介紹

首先考慮該鍋爐的下二次風口與布風板的距離過近，導致給煤機的給煤進入爐膛后與下二次風接觸時間過早，給煤機給煤口核準提高，一般距布風板高度2～2.3米最佳；此區域為還原區燃燒核心區，此處給煤氧量最低、燃燒時間最短、生成NOx 最少。通過提高下層二次風管的高度來降低密相區的氧量，擴大還原性氣氛區域來抑制NOx的生成量，通過提高二次風標高還可起到強化分級燃燒的作用。

更換原有二次風口，新風口采用鑄件且加厚，減少二次風磨損漏風和燒紅情況，同時上二次風還加裝了上下擺動機構，調節范圍更廣。二次風的改造分兩項：提高所有下二次風管高度；提高部分上二次風管高度。原設計下二次風和開孔高度距離布風板的高度較小，因距離布風板較近，分級燃燒不明顯且易被密相區床料磨損。現將所有下二次風開孔提高，原下二次風標高為11m，現提高到12.5m，提高了1.5米。原上二次風口的標高為15m，現將前墻8根二次風管中的4根和后墻10根中的6根提高到20.6m，提高了5.6米，大大提高了上二次風的高度，同時加大了上、下二次風的間距，將原部分上二次風口提高到爐膛下部拐點以上，進一步拉大還原區域，同時利于增強上二次風的穿透性和擾動性。

改造后還原區域高度較出廠時的爐膛設計還原區域大幅度增大，提高了低氧燃燒的持續時間，另外高效二次風在爐膛稀相區內會產生強烈的擾動，能對鍋爐噴射區域及以下區域內的整個物料流化反應場進行重新分配，增大了燃燒有效反應空間，同時受二次風高速穿透增加了煤顆粒在爐內的滯留時間，改善了爐內的化學反應條件。再輔以提高分離器入口溫度，低負荷時調整一次風、下二次風和上二次風量的比例，降低循環灰量，有利于床溫的提高。低負荷情況下調整播煤風量，在落煤管不堵的情況下盡量減少播煤風量，調整時注意加強落煤管出口溫度的監視。

低負荷時調整上下二次風比例，下二次風門盡量關小，上二次風門維持氧量不超下限，盡量低風量運行，一般正常運行時氧量維持在1.6%以上，低負荷考慮到風速較低，防止尾部受熱面積粉嚴重，可適當提高，同時增加吹灰次數。因二次風各支路風量不可能完全相同存在差異，各風門開度不能簡單調整為全部一致，應根據爐內氧量分布情況進行調整各小風門開度，依據爐內截面各處氧量一致選擇進行各風門調整，若無法測出爐內各處氧量，可根據經驗，兩側氧量大中間氧量小的情況，將二次風小風門中間開大補氧、兩頭關小限氧。

分離器返料風量和松動風量比例調整，一般正常運行在3:1，若低負荷出現返料不穩的現象可適當調整風量配比，總的原則是在返料器能正常運行的情況下松動風量能將循環物料松動起來即可、返料風能夠將物料送回爐膛即可，不宜過大。通過輔助上述這些技術手段，可顯著降低NOx 排放。

3.2 數學模型模擬效果

循環流化床鍋爐在底部密相區之上存在一個氣固擾動非常劇烈的飛濺區域，在該區域內大量顆粒由于密相區內氣泡的破裂等因素被拋起，而這些拋起的顆粒中有很大一部分會以直接回落的方式再次進入密相區。在此區域內氣固擾動劇烈，顆粒對橫向進入的二次風的阻礙作用沒有密相區那么強。此外，鍋爐的二次風分級布置，上二次風噴口布置在下部爐膛拐點以上，極大提高了二次風的穿透能力見。同時所在位置的邊壁區厚度比爐膛出口處邊壁區厚度大，二次風噴入爐膛后還會將邊壁區內向下流動的一部分顆粒再次拋回稀相區，這也起到了加強氣固混合的作用。采用高效二次風后二次風的穿透能力提高，改善了爐膛中心缺氧問題，避免了局部氧濃度過高，進一步降低了NOx 排放濃度。

圖1 高效二次風穿透能力數值模擬結果

圖2 常規二次風穿透能力數值模擬結果

3.3 改造效果分析

本次改造于2018年01月28日全部完成。02月01日機組啟動后，在不同負荷下通過燃燒調整（包括燃燒過量空氣系數、一二次風分配、上下二次風分配）實時觀察NOx 排放變化，控制NOx 排放值在性能要求范圍內，記錄下達到NOx 排放要求下的運行數據，并與2017年未改造前同等工況進行了對比和分析，通過對各工況數據進行對比和分析可看出，通過本次超低排放改造，采用高效二次風提高上二次風口以下還原區域高度，分級燃燒效果得到強化，鍋爐NOx 排放濃度明顯下降，且在不投尿素噴槍的情況下能滿足鍋爐各工況要求，節約尿素用量，經濟效益顯著（圖3）。

圖3 改造前后效果對比

通過對機組升降負荷連續觀察發現，本次超低排放改造后二次風壓和爐膛上部差壓隨負荷升降變化幅度明顯增大，改善了機組降負荷時機前壓力下降慢、負荷跟蹤緩慢的特性，有利于機組參與電網調峰，快速響應負荷變化，提高AGC 響應速率，對機組參與電網公司兩個細則考核獎懲起到了積極作用。

4 結語

本次針對該循環流化床鍋爐低氮燃燒技術改造，設計合理、組織到位、施工規范，各專業質量把關嚴密，改造后通過168小時連續試驗，NOx 排放完全達到預期效果，達到了技術改造目的，用實踐證明本方法適用于循環流化床鍋爐，產生了良好的企業效益、環境效益和社會效益，具有推廣意義。