超臨界循環流化床鍋爐深度調峰技術研究與應用

王 虎，范浩東，辛勝偉，張 縵，王君峰，鄔萬竹，楊海瑞，張 鵬

(1.國家能源集團循環流化床技術研發中心，陜西 西安 710065；2.清華大學 能源與動力工程系，北京 100084；3.太原理工大學 電氣與動力工程學院，山西 太原 030024；4.哈爾濱鍋爐廠有限責任公司，黑龍江 哈爾濱 150000)

0 引 言

電力行業的脫碳對實現《巴黎協定》的減排目標至關重要，近年來，國內外學者對中國電力行業深度減排開展了很多研究，普遍結論是需要大力發展非化石能源發電技術[1-2]。可再生能源大規模發展，實現其大比例消納亟需燃煤發電提供靈活調峰服務，支撐能源結構平穩轉型。

循環流化床(CFB)燃燒技術具有燃料適應性廣、污染控制成本低、適合深度調峰等特點[3]，在我國目前能源轉型中扮演重要角色，我國在役CFB發電機組中，超臨界參數裝機容量占20%以上，而超臨界機組深度調峰過程中除亞臨界機組面臨的低負荷工況布風板的穩定流化、氮氧化物控制難題外，還涉及水動力的安全性問題。

王鵬程等[4]以某電廠350 MW超臨界CFB鍋爐為例，在分析機組深度調峰過程中遇到的鍋爐穩燃及流化、水動力安全、汽動給水泵控制和污染物控制等一系列問題的基礎上，提出相應的控制策略和技術措施。蔡晉等[5]分析超臨界350 MW機組CFB鍋爐變負荷時各參數的變化趨勢，發現負荷調節通過控制給煤量、風量等外部操作條件來實現。在變負荷過程中通過控制排渣量可調節床溫，床溫過高時需適當減小排渣量，從而保證鍋爐運行安全。合理控制床溫和風煤比，可以使NOx原始排放質量濃度較低。

為研究超臨界CFB鍋爐深度調峰特性，筆者以某350 MW超臨界CFB鍋爐為研究對象，分析超臨界CFB鍋爐深度調峰過程中的流化穩定性、超低負荷氮氧化物控制以及水動力安全特性，提供適應該爐型的調峰控制方法，為同類型超臨界或超超臨界機組提供借鑒。

1 超臨界CFB鍋爐深度調峰關鍵技術

CFB鍋爐本身具有低負荷穩燃的優點，對于絕大多數鍋爐，可實現30% BMCR負荷不投油穩定運行，而在國家消納新能源、火電機組用于調峰的背景下，應進一步降低火電負荷，實現機組的深度調峰，其核心難題包括超低負荷的流化穩定、超低負荷氮氧化物控制以及水動力的安全性問題，針對上述問題開展研究，形成如下核心技術。

1.1 超低負荷的流化穩定

流化床鍋爐深度調峰最大的難點是如何實現低負荷的流化穩定，特別是對大容量鍋爐，布風板截面大，一旦流化出現問題，會造成床層結渣、污染物排放增加等問題[6-7]。工程上為保證低負荷的穩定流化，當負荷低于50%時，鍋爐總風量維持不變、一次風量不變，對低負荷而言，燃料處于富氧狀態，導致氮氧化物升高，因此，要進一步降低鍋爐的穩燃負荷，應進一步降低鍋爐低負荷時一次風量(圖1)，在減小鍋爐廠用電的同時，有效抑制深調工況NOx排放。而CFB鍋爐風量的分配與爐內燃燒份額密切相關，風量調整的同時爐內燃燒份額分布需相應調整。

圖1 鍋爐風量隨負荷的變化Fig.1 Variation of boiler air volume with load

根據CFB流態重構理論，其核心是減小床料粒度，顆粒終端流化速度減小(圖2)，臨界流化風速降低[8]，保證穩定流化所需的風量減小，此外，隨著床料粒度減小，沿爐膛高度燃燒份額分布發生變化，相較于傳統流化床鍋爐，流態重構后爐膛上部燃燒份額增加，下部燃燒份額減少[9]，如圖3所示，此時滿負荷工況設計的臨界流化風速降低，對應布風板面積減小，在改善深度調峰工況穩定流化的同時減少氮氧化物生成[10]。

圖2 粒度對臨界流化風速的影響Fig.2 Effect of particle size on critical fluidization wind speed

圖3 粒度對燃燒份額分布的影響Fig.3 Effect of particle size on combustion fraction distribution

1.2 超低負荷氮氧化物控制

1.2.1 爐內流態重構

床料平均粒度和循環流率對CFB還原性氣氛的影響至關重要，在爐膛下部密相區，燃料顆粒處于乳化相，床料平均粒度降低，使爐膛下部密相區氣泡相向乳化相的傳質阻力增大，強化了燃料顆粒的局部還原性氣氛，同時循環物料的粒度變小，強化了爐膛上部物料的團聚，而燃料顆粒處于顆粒團中，形成了與爐膛下部密相區類似的局部還原性氣氛[11]，如圖4所示。CFB燃燒主要是燃料型NOx，即燃料燃燒過程中含氮化合物氧化生成NOx，其轉化率受燃燒氣氛的強烈影響，在還原性氣氛下轉化率急劇降低。因此燃料顆粒的反應氣氛決定了NOx的原始排放[12]。CFB上部快速床區燃燒中的焦炭及CO對已生成的NOx有還原降解作用。因此上部燃燒氣氛同樣強烈影響NOx的還原能力[13]。

圖4 密相區和稀相區焦炭顆粒表面的局部還原性氣氛Fig.4 Local reducing atmosphere on the surface of coke particles in dense and thin phase regions

降低床料平均粒度抑制NOx生成理論在工程實現的核心是開發高效分離器、高通量低能耗回料閥等關鍵部件，滿足床料平均粒度降低的要求[14]。通過提高分離器進口段的顆粒加速能力及調整回料閥內部顆粒流化形態為負壓差黏性滑移流狀態，可最終實現循環物料中位粒徑從傳統CFB的150～250 μm 減至90～100 μm[15]。

1.2.2 爐內氧量和溫度的均勻性

由于350 MW超臨界流化床鍋爐爐膛空間進一步增大，爐內氧量和溫度分布的均勻性對氮氧化物的原始生成也至關重要，局部高溫和局部富氧必然導致氮氧化物增加[16]。圖5為不同負荷、不同高度的爐膛溫度分布。

圖5 不同負荷和高度的爐膛溫度分布Fig.5 Furnace temperature distribution at different loads and heights

因此，在鍋爐設計上采用相應的方法，如水冷風室的進風從后墻4點均勻給入，避免兩側進風導致爐內流場不均勻；爐前多點給煤，后墻多點排渣，采用雙路回料閥，盡量使循環灰返料點在爐膛后墻均勻布置；此外，設計時還應抑制多分離器并聯的氣固偏流，抑制同床波動、偏床等現象，可有效改善爐內氧量和溫度均勻性[17]。

采用上述設計，在某350 MW超臨界CFB鍋爐上應用，發現不同負荷和高度的爐膛溫度偏差很小，如圖5所示，357 MW滿負荷時爐內溫度同層偏差在±20 ℃ 以內，60%負荷時爐內同層溫度偏差在±25 ℃以內，30%負荷時爐內同層溫度偏差在±30 ℃以內。此外，在鍋爐從啟動到滿負荷以及變負荷運行過程中，3個旋風分離器入口煙溫的溫度偏差始終在±10 ℃以內，且隨負荷變化沒有明顯差別[18]。

通過以上運行數據，進一步說明沿爐膛水平斷面溫度場非常均勻，3個旋風分離器之間溫度偏差也很小，為氮氧化物的控制提供了有力保障[19]。

1.3 超低負荷水動力安全性

CFB鍋爐由于其特殊的燃燒方式，爐膛內物料濃度高，為防止受熱面磨損，只能采用垂直管圈布置，為降低爐膛高度，需在爐膛內布置水冷屏，補充水冷壁受熱面，因此，國內外超臨界CFB鍋爐水冷壁設計的主流技術是采用貫穿整個爐膛高度的水冷中間隔墻與水冷壁并聯布置，質量流速較低，約550 kg/(m2·s)，較低的質量流速導致低負荷水動力安全性變差，中隔墻壁溫偏差增加，運行一段時間出現受熱面變形[20]。圖6為二次上升管水冷壁布置方式，水冷壁回路劃分如圖7所示(括號內數字為水循環回路編號)。

圖6 二次上升水冷壁Fig.6 Secondary rising water wall

圖7 水冷壁回路劃分Fig.7 Water wall circuit division

通過研究超臨界流體的傳熱惡化判別方法，確定垂直管圈水冷壁質量流速的優選范圍，某350 MW超臨界CFB鍋爐開發了垂直管圈二次上升水冷壁工質流程結構，即水冷壁出口工質經下降管再進入水冷屏的工質流程，水冷壁回路劃分如圖7所示，使水冷壁和水冷屏內工質形成較高的低質量流速，通過建立水冷壁系統的水動力計算模型，預測該系統的水動力特性，100% BMCR負荷汽溫偏差約±18 ℃，75% BMCR負荷最大偏差約±10 ℃，30% BMCR負荷最大偏差約±1 ℃。分析各水冷壁回路受爐膛水冷壁結構差異和熱負荷分布特點影響，各回路出口工質溫度存在一定偏差，隨負荷降低，水冷壁出口越接近大比熱區，使各水冷壁回路的工質溫度偏差較小，尤其在低負荷30% BMCR左右時，水冷壁出口處于飽和工質狀態，使工質溫度幾乎沒有偏差，偏差為±1 ℃，圖8為水冷壁溫度預測值[20]。

圖8 水冷壁溫度預測值Fig.8 Predicted water wall temperature

確定垂直管圈水冷壁質量流速的優選范圍，不但可減小工質熱偏差、提高低負荷水動力安全性，還避免了中隔墻結構導致的受熱面變形問題，具有更好的變負荷適應性[20]。

此外，對于超臨界鍋爐，機組在深度調峰過程中，考慮到鍋爐水動力的安全性，應盡可能避免干濕態轉換，然而在機組超低負荷運行時，爐內流動不均勻導致干濕態頻繁轉換，蒸汽參數波動劇烈，此外，超低負荷給煤控制困難，易導致水煤比失調，從而引起干濕態頻繁轉換。同時，超低負荷水冷壁質量流速降低，可能造成流動不穩定。針對上述難點，通過解決爐內流動不均勻性、優化控制系統、精準控制給煤量以及采用二次上升水冷壁結構，保證直流管圈自補償特性前提下，適當提高質量流速,保證超低負荷水動力安全[21]。

2 350 MW超臨界CFB鍋爐概況

某電廠350 MW超臨界CFB鍋爐采用單布風板、單爐膛、M型布置、平衡通風、一次中間再熱、高溫冷卻式旋風分離器進行氣固分離。鍋爐整體支吊在鍋爐鋼架上。鍋爐主要由膜式水冷壁爐膛，3臺冷卻式旋風分離器和由汽冷包墻包覆的尾部豎井3部分組成，鍋爐總體布置如圖9所示。采用不帶再循環泵的內置式啟動循環系統。爐膛四周水冷壁采用光管，中隔墻水冷壁采用內螺紋管。爐膛內前墻布置6片中溫過熱器管屏、6片高溫過熱器管屏、6片高溫再熱器管屏以及5片隔墻水冷壁。鍋爐共布置10個給煤口，全部布置于爐前，在前墻水冷壁下部收縮段沿寬度方向均勻布置。

圖9 鍋爐總體布置示意Fig.9 General layout of boiler

爐膛底部是由水冷壁管彎制圍成的水冷風室，水冷風室兩側布置一次熱風道，風室兩側進風，空預器一、二次風出口均在兩側。尾部采用雙煙道結構，前煙道布置3組低溫再熱器，后煙道布置2組低溫過熱器和2組一級中溫過熱器，向下前后煙道合成一個，在其中布置 H 型鰭片管式省煤器和臥式空氣預熱器。

鍋爐采用CFB燃燒，在控制氮氧化物原始生成的基礎上，設有SNCR裝置，在分離器入口煙道噴尿素作為氮氧化物還原劑。鍋爐設計燃料為矸石和中煤的混煤，混合后燃料分析見表1，鍋爐主要設計參數見表2。圖10為鍋爐設計燃料粒度篩分曲線。

表1 鍋爐實際燃料分析Table 1 Actual fuel analysis for boiler

表2 鍋爐主要設計參數Table 2 Main design parameters of boiler

圖10 鍋爐實際燃料粒度篩分曲線Fig.10 Actual fuel particle size screening curves of boiler

3 350 MW超臨界CFB鍋爐運行結果

采用上述關鍵技術，鍋爐可以實現20% BMCR工況長期穩定運行，以下對影響深度調峰的關鍵參數進行分析。

3.1 床溫

燃料分析表明，雖然揮發分含量較高，但燃料氮大部分存在于焦炭中，因此，相較于同等揮發分燃料，氮氧化物原始生成量不高，鍋爐設計時，選取較高的床溫930 ℃，以保證燃料燃盡，鍋爐運行值與設計值相當，由于不設置外置式換熱器，因此運行過程中床溫隨鍋爐負荷的升高而增加，圖11為CFB鍋爐運行床溫隨負荷變化趨勢。

圖11 CFB鍋爐運行床溫隨負荷變化趨勢Fig.11 Variation trend of operating bed temperature of CFB boiler with load

3.2 鍋爐運行氧量

通過爐內流態優化，提高爐膛上部燃燒份額，減小鍋爐滿負荷一次風比例，減小布風板面積，使鍋爐深度調峰過程中運行氧量較傳統設計明顯降低，為低負荷氮氧化物的控制提供有利條件，圖12為省煤器出口氧量隨鍋爐負荷的變化。在50%負荷以下時，為保證爐內充分流化，需維持總風量不變，因此負荷越低氧量越高。高于50%負荷時正常設計氧量不變，運行中由于各種原因運行氧量會有所波動。

圖12 CFB鍋爐運行氧量隨負荷變化趨勢Fig.12 Variation trend of operating oxygen content of CFB boiler with load

3.3 水冷壁溫度

由于使用二次上升水冷壁工質流程，水冷壁工質獲得較高的低質量流速，水冷壁出口壁溫測點顯示值表明，水冷壁在滿負荷時壁溫偏差在16 ℃以內，20%超低負荷運行時，最大壁溫偏差為17 ℃(圖13)，保證了鍋爐的安全運行。

圖13 20% BMCR工況不同管子水冷壁出口溫度Fig.13 Outlet temperature of water wall of different pipes under 20% BMCR conditions

3.4 氮氧化物排放

通過優化分離回料系統性能，降低了床料及循環灰的平均粒度，通過給煤、排渣、送風等均勻布置，使該鍋爐爐內溫度和氧量分布十分均勻，同時由于滿負荷設計床溫較高，超低負荷爐膛出口煙溫滿足SNCR脫硝反應溫度窗口，結合爐內低氮燃燒技術，最終實現了鍋爐全負荷氮氧化物的超低排放。鍋爐不同負荷脫硝劑用量及對應的氮氧化物排放值如圖14所示。

圖14 不同負荷下脫硝劑用量及對應NOx排放趨勢Fig.14 Agent dosage and corresponding NOx emission trend under different loads

4 結 論

1)通過降低床料粒度，實現爐內流態重構，減小爐膛下部燃燒份額，同時床料粒度降低，低負荷時穩定流化所需最小流化風量減小，保證深度調峰工況的穩定流化。

2)通過提高分離器進口段顆粒的加速能力，調整回料閥內部顆粒流化形態為負壓差黏性滑移流狀態，使循環物料中位粒徑從傳統CFB的150～250 μm降至90～100 μm，較細的物料強化了氣泡相向乳化相的擴散阻力，進而降低NOx生成。此外，通過供風、給煤、排渣和返料等的均勻布置，避免了大床面非均勻性導致的NOx排放高的問題。

3)通過垂直管圈二次上升水冷壁設計，水冷壁在滿負荷時最大壁溫偏差在16 ℃以內，20%超低負荷運行時，最大壁溫偏差為17 ℃，為深度調峰提供了保障。