600MW超超临界锅炉飞灰含碳量偏高影响因素分析.doc

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1、600MW超超临界锅炉飞灰含碳量偏高影响因素分析岳峻峰 邹磊 梁绍华 宁新宇 张恩先 黄磊江苏方天电力技术有限公司，南京 211102摘要：针对某厂投产的600MW超超临界墙式切圆燃烧锅炉存在的飞灰含碳量偏高问题，通过变氧量、变二次风配风方式、变OFA风量、变AA风量和变油枪风量等试验对其进行了燃烧优化研究。结果表明，通过高氧量运行、开大OFA、二次风采用均等配风和设置合理的AA开度，可有效降低飞灰含碳量。最后指出，OFA风量设计偏小、AA风量设计偏大和其距离主燃烧区域过远可能是该炉型飞灰含碳量偏高的主要原因。关键词：超超临界锅炉 墙式切圆 燃烧优化 飞灰含碳量 0. 前言近年来，超（超）临界

2、技术作为一种较为成熟的洁净煤燃烧技术，以其容量大、参数高、能耗低、可靠性高和环境污染小等特点而倍受关注，应用也越来越广泛，此技术也是解决我国当前能源利用率低和环境污染严重等问题较为现实有效的重要途径之一1-3。目前，在我国进入商业化运行的超（超）临界机组锅炉多数为国内企业制造，主要采用前后墙对冲旋流燃烧和切圆燃烧方式，由于设计和运行经验的不足，在运行中存在一系列的问题，如排烟温度高、飞灰含碳量大、蒸汽侧氧化和锅炉结渣等4-6。本文中，针对某厂600MW超超临界墙式切圆燃烧锅炉存在的飞灰含碳量偏高问题，以现场试验为基础对造成飞灰含碳量偏高的影响因素进行了详细的分析并提出相关建议，可为该类型超（超

3、）临界锅炉的运行和设计提供相关技术参考。1. 设备概况1.1. 锅炉简述表1 锅炉主要设计参数名称单位BMCRBRL主蒸汽流量t.h-117921707主蒸汽温度605605主蒸汽压力MPa26.2526.25再热器进口温度351344再热器出口温度603603给水温度292289空气预热器出口烟温(修正)126125排烟热损失%4.634.55机械未完全燃烧热损失%1.01.0计算热效率%93.8993.96保证热效率%/93.53锅炉为哈尔滨锅炉厂引进三菱重工业株式会社设计、制造的600MW超超临界参数变压运行p型直流炉，型号为HG-1792/26.15-YM1，单炉膛、墙式切圆燃烧，主要

4、设计参数见表1。制粉系统采用中速磨煤机直吹式制粉系统，设计煤种为徐州烟煤。1.2. 燃烧系统特点图1 煤粉燃烧器布置及平面示意图在锅炉的墙式切圆燃烧系统中，燃烧器共24组，布置于四面墙上，形成一个大切园，煤粉燃烧器平面示意、煤粉燃烧器布置见图1。燃烧器共6层煤粉喷口，主燃烧器采用低NOX的PM型煤粉燃烧器。在采用PM煤粉燃烧技术的主燃烧器中，煤粉经过PM煤粉分离器以后将煤粉分成浓淡两相，然后在喷嘴体内的导向板和燃烧器喷口设置的波形钝体共同作用下，使浓、淡相煤粉气流一直保持到燃烧器出口。在波形钝体出口处，形成一个稳定的回流区，回流区中的烟气使得每个煤粉燃烧器初燃段浓淡两相得到相对分离，并使火焰稳

5、定在一个较宽的负荷变化范围内，有利于保证及时着火及燃烧稳定，确保燃尽，能有效抑制NOX排放。波纹钝体使得在煤粉气流下游产生一个负压高温回流区，在此负压区中存在着高温烟气的回流与煤粉/空气混合物间剧烈的扰动和混合，这一点满足了锅炉负荷在较宽范围变化时对煤粉点火和稳定燃烧的要求。主燃烧器的上方为OFA喷嘴，在距上层煤粉喷嘴上方约5.0m处有四层附加燃尽风A-A喷嘴，角式布置，其作用是补充燃料后期燃烧所需要的空气，同时既有垂直分级又有水平分级燃烧达到降低炉内温度水平，抑制NOX的生成，此A-A燃尽风与OFA一起构成MACT低NOX燃烧系统。2. 试验结果与分析2.1. 试验内容针对锅炉的设计特点，安

6、排在600MW负荷进行了优化调整试验。试验主要有习惯运行工况试验、变运行氧量试验、变二次风配风试验、变OFA风量试验、变油枪风量试验与变AA风量试验等。2.2. 习惯运行工况试验表2 习惯运行工况试验数据参数单位数据省煤器出口实测氧量（A/B）%3.40/2.86主/再热蒸汽温度600.4/599.8主/再热器减温水量t.h-119.9/0空预器入口烟温353.7实测/修正后排烟温度136.5/139.5飞灰可燃物含量%5.76NOx排放浓度mg.(Nm3)-1390排烟热损失%5.62 化学不完全燃烧热损失%0.01 机械未完全燃烧热损失%1.64修正后锅炉热效率%91.98 习惯运行工况试

7、验数据如表2所示。从表中可以看出，机组的汽水参数均符合设计要求，NOx排放浓度低于最新的国家环保排放标准要求，但锅炉热效率只有91.98%，远低于设计值，主要表现在两个方面：1)飞灰含碳量严重偏高，达5.76%，其导致机械未完全燃烧热损失比设计值高出0.64%；2)排烟温度偏高，经空预器入口风温修正后的排烟温度比设计值高达14.5，造成排烟温度偏高的主要原因是制粉系统冷风门开度过大且冷风门特性较差，降低排烟温度可通过关小冷风门开大热风门和对冷风门消除缺陷来实现。针对飞灰含碳量偏高的问题，进行了如下几方面的试验。2.3. 变运行氧量试验图2 氧量对飞灰含碳量和NOx排放浓度的影响图3 氧量对各项

8、热损失的影响运行氧量大小对锅炉性能影响很大，需要寻找使热损失和NOx排放均较佳的氧量。但在考虑效率的同时，还应考虑炉膛内壁面还原性气氛，以防止或减弱高温腐蚀的发生7；另外，辅机电耗也是机组运行氧量的考虑因素。变氧量试验分为3个工况，试验负荷为600MW，省煤器出口氧量两侧平均值分别为2.6%、3.4%和4.1%。试验结果表明，氧量从2.6%上升到4.1%时，飞灰含碳量逐渐降低，NOx排放浓度逐渐升高，但当氧量达到4.1%时，二者的变化趋势均已放缓。分析氧量对各项热损失的影响，氧量从3.4%增加到4.1%时，决定锅炉热效率的三项热损失之和（q2+q3+q4）只从7.28%降到7.24%，降低幅度

9、有限，因此，考虑到氧量增加对辅机电耗变化和辅机安全运行的影响，继续增加氧量来降低飞灰含碳量已意义不大。综合考虑，在600MW负荷下，机组运行氧量宜控制在3.5%左右，但与其他600MW级超（超）临界机组相比，该氧量已明显偏高。2.4. 变二次风配风方式试验在氧量基本恒定不变的条件下，针对燃烧器的设计特点，安排进行了变二次风配风试验。试验工况为5个，采用的二次风配风方式分别为均等配风、准均等配风、束腰配风、倒塔配风、正塔配风，其中均等配风为各主要辅助风门开度一致，准均等配风为对应于浓侧燃烧器辅助风开度略大，淡侧燃烧器辅助风开度略小，但浓淡侧总辅助风门开度之和基本不变，具体配风方式参见表3。图4

10、二次风配风方式对飞灰含碳量的影响在保持其他运行参数基本一致的条件下，飞灰含碳量以均等配风时最低，倒塔次之，准均等与束腰基本相当，正塔则最高，飞灰含碳量的最高值与最低值之间相差约1%；NOx排放浓度以倒塔时最小，正塔次之，束腰居中，均等和准均等时最大，但仍在国家标准允许的范围之内8。试验期间，由于煤质较差，因此，二次风需由少至多依次从下层至上层加入才能保证锅炉有较好的燃烧效果9，试图5 二次风配风方式对NOx排放浓度的影响验结果也很好的验证了这一点，正塔配风时飞灰含碳量最高，倒塔配风略低。均等配风最低是由于其独特的上下浓淡分离燃烧器的结构所致，各煤粉燃烧器附近的辅助风供入时机恰到好处，准均等配风

11、略高可能是由于淡侧燃烧器风量略显不足，而束腰配风则正好集中了正塔配风与倒塔配风的优缺点，其飞灰含碳量与准均等配风时相当。目前困扰锅炉运行的问题主要是飞灰含碳量偏高，因此运行时应首选均等配风，若要综合考虑NOx排放浓度且煤质质量较差，宜采用倒塔配风。表3 各试验工况的二次风配风方式配风单位AAB_LAB_UBCCD_LCD_UDEEF_LEF_UF均等%100606060606060606060准均等%100707050707050707050束腰%100706060505060607070倒塔%100404050506060707080正塔%1008080707060605050402.5.

12、变OFA风量试验图6 OFA风门开度对NOx排放浓度与飞灰含碳量影响变OFA风量试验是在AA开度为90%的情况下进行的，共进行了三个试验工况，OFA风门开度分别为50%、70%和100%，试验结果如图6所示。试验结果显示，随着OFA风量的增大，飞灰含碳量呈显著降低趋势，OFA风门全开时，飞灰含碳量降到最低，NOx排放浓度也呈降低趋势，但变化幅度不大。其主要原因是采用MACT燃烧系统的主燃烧器区域包含了燃尽风OFA，当OFA开大时，主燃烧器区域的燃烧加强，故飞灰含碳量下降；另一方面，虽然OFA处于主燃烧器区域，但由于其位于主燃烧器区的上部，故也在主燃烧器区域内部形成了分级燃烧，因此OFA风门开大

13、，NOx排放浓度下降，同样也是由于OFA位于主燃烧器区域的原因，NOx排放浓度下降幅度并不大。因此，满负荷运行时，OFA宜全开。2.6. 变AA风量试验变AA风量试验是在OFA开度为70%的情况下进行的，共进行了三个试验工况，AA风门开度分别为50%、70%和90%，试验结果如图7所示。试验结果显示，随着AA风量的增大，飞灰含碳量呈缓慢升高趋势，但变化幅度不大；其对NOx排放浓度的影响则是AA风门从50%开到70%，NOx排放浓度下降明显，而从70%继续开大到90%，NOx排放浓度下降并不明显。按照设计原理，AA在降低NOx生成的同时，还可以降低飞灰可燃物的含量。但是，试验结果并没有体现这一点

14、。笔者认为其主要原因可能是AA的投入致使主燃烧器区域缺氧燃烧，从而导致煤质燃烧不充分，这些未燃尽的可燃物本应在后期的燃烧过程中通过及时供入空气以使其得到进一步充分的燃烧，然而AA在经过垂直和水平分级后，其距离主燃烧区域过远，从而导致未燃尽的可燃物在后期没有得到充分的燃烧。综合分析试验结果，满负荷运行时，AA风门开到70%已足够。若要进一步降低飞灰含碳量，可在设计中从缩短AA到主燃烧区域的距离考虑。图7 AA风门开度对NOx排放浓度与飞灰含碳量影响2.7. 变油枪风量试验图8 油枪风开度对NOx排放浓度与飞灰含碳量影响变油枪风量试验共进行了三个试验工况，油枪风门开度分别为15%、25%和60%，

15、试验结果如图8所示。试验结果显示，油枪风量的变化对飞灰含碳量几无影响，但对锅炉的NOx排放影响很大。当油枪风门从60%开度关小到15%时，NOx排放浓度急剧下降，其主要原因是油枪风正处于相邻两只浓煤粉燃烧器中间，关小油枪风正好减少了在煤质初期挥发分析出燃烧所需要的氧气，在该区域形成了富燃区，增强了还原性氛围，故NOx排放浓度下降明显，与此同时，由于油枪风量的减少没有改变主燃烧区燃烧空气的份额，其并没有对飞灰含碳量造成明显影响。因此，在锅炉正常运行时，油枪风关小到能起到冷却油枪的效果即可。2.8. 优化试验在对一系列影响锅炉飞灰含碳量的因素进行研究之后，通过优化运行，锅炉的飞灰含碳量得到有效下降

16、，可稳定在2.5%2.8%的范围。在对制粉系统的风门通过关小冷风门开大热风门并对风门调节特性进行消除缺陷措施后，排烟温度也得到有效降低，经修正后的排烟温度约126，接近于设计值。在此基础之上完成了锅炉额定负荷工况下的性能试验。在额定负荷试验中，机组运行氧量控制在3.5%，二次风采用均等配风，OFA风门全开，AA风门维持在70%开度，油枪风门开度为15%，此时锅炉主蒸汽流量达到1748t/h，锅炉热效率为93.62%，达到设计值不小于93.53%的要求，比习惯运行工况提高1.64%。2.9. 飞灰含碳量偏高原因讨论分析该PM主燃烧器配MACT分级燃烧系统的设计原理，处处都体现着低NOx燃烧的思想

17、，也正是由于过多地考虑了低NOx燃烧的一面，导致其在一定程度上牺牲了对飞灰可燃物的控制。对氧量、二次风配风方式、OFA和AA风量的试验研究也验证了这一点。分析试验结果，OFA风量设计偏小、AA风量设计偏大和其距离主燃烧区域过远可能是该炉型飞灰含碳量偏高的主要原因。按照墙式切圆MACT燃烧系统的设计思想，其成功地使炉膛高温区域和高氧量区域得到错开。在OFA风量的影响因素研究中，OFA风量开大对飞灰含碳量和NOx排放的正面影响均已得到了论述，这里需要补充说明的是，OFA风量的增加增强了对主燃烧区的扰动，延长了焦炭粒子在主燃烧区的停留时间，根据数值模拟计算10,11，OFA附近的区域也是炉膛的高温区

18、域，这两个因素的叠加影响，使得开大OFA风量对降低飞灰含碳量起到了良好的效果。在AA风量的影响试验研究中，由前面的分析可知AA的存在致使可燃物在后期得不到充分燃烧因而飞灰含碳量较高。进一步解释，则是由于在AA之前的一段还原区域炉膛温度较高10,11，若在该区域及时地加入焦炭粒子后期燃烧所需的氧气则可燃物将得到充分的燃尽，该区域的炉膛温度也会维持在较高水平。而在实际中，AA经过垂直和水平分级后，其距主燃烧区域过远，当烟气到达AA区域时，烟气温度已降低，加上大量温度较低的AA喷入，炉内烟气温度得到继续冷却，虽然此时AA的喷入补充了焦炭粒子后期燃烧所需的大量氧气，但此时的燃烧已不剧烈，故而导致了较高

19、的飞灰含碳量。OFA和AA的设计不完善也进一步佐证了锅炉高氧量运行的合理性。此外，由文献6的数值模拟可知，墙式切圆燃烧系统也并非如设计那样炉膛充满度很高，恰恰在炉膛四角成为烟气切圆的弱影响区，这也可能是锅炉飞灰含碳量偏高的原因之一。3. 结论及建议3.1. 通过燃烧优化，锅炉飞灰含碳量可有效降低，但其最低含碳量仍在2.5%以上，这是制约锅炉热效率提升的主要因素。3.2. 运行氧量大小是影响飞灰含碳量高低的重要因素，飞灰含碳量随氧量的升高而逐渐降低。根据燃烧器特性，机组在满负荷下运行时，运行氧量宜控制在3.5%左右，这在600MW级超（超）临界锅炉中属偏高。3.3. 均等配风符合了PM上下浓淡分

20、离燃烧器对配风的要求，各煤粉燃烧器附近的辅助风供入时机恰到好处，飞灰含碳量较低。3.4. 油枪风量对飞灰含碳量几无影响，但对NOx排放影响很大。锅炉正常运行时，油枪风关小到能起到冷却油枪的效果即可。3.5. 开大OFA风门开度，可对飞灰含碳量和NOx排放均带来积极的影响，其中对飞灰含碳量的影响更明显。满负荷运行时，OFA风门宜全开。3.6. 若在不进行设备改造的前提下继续降低飞灰含碳量，可从提高OFA的相对份额考虑，即通过关小其他辅助风门来提高OFA风量，但这也会带来风箱压力升高、风机电耗增加的负面影响；若要对燃烧器进行改造或设计新的锅炉燃烧系统，则可考虑扩大OFA风门的流通面积，至于AA风量

21、大小及其距主燃烧区的距离则需综合其对NOx排放的影响予以研究。参考文献：1 肖汉才，周臻. 超临界机组与超超临界机组的优势及在我国大力发展的广阔前景J. 电站系统工程，2004，20（5）：8-10. 2 陈端雨，施鸿飞，董厚枕. 超超临界压力锅炉的设计探讨J. 动力工程，2002，22（4）：1833-1840.3 徐通模，袁益超，陈干锦. 超大容量超超临界锅炉的发展趋势J. 动力工程，2003，23（3）：2363-2369.4 丁士发，杨凯镟. 超临界锅炉高温受热面屏间热偏差在线优化研究J. 动力工程学报，2011，31（4）：243-247,305.5 林正春，范卫东，李友谊.一种低N

22、Ox旋流燃烧器流场特性的研究J.动力工程，2008，28(3)：355-360.6 司金茹，李永华. 墙式切圆分级燃烧系统在600MW超超临界锅炉机组中的应用研究J. 华东电力，2010,38（1）:136-139.7 岑可法，周昊，池作和.大型电站锅炉安全及优化运行技术M.北京：中国电力出版社.2007.8 国家环境保护总局科技标准司.GB13223-2003,火电厂大气污染物排放标准S.北京：中国环境科学出版社,2003.9 黄新元.电站锅炉运行与燃烧调整M.北京：中国电力出版社,2003.10 高正阳，宋玮，方立军. 1000MW超超临界机组双切圆锅炉NO排放特性的数值模拟J. 中国电机工程学报，2009,29(32):12-18.11 曹庆喜，吴少华，刘辉. 采用选择性非催化还原脱硝技术的600MW超超临界锅炉炉内过程的数值模拟J. 动力工程，2008,28（3）:349-354.作者简介：岳峻峰（1976-），男，汉族，内蒙古鄂尔多斯人，工学硕士，高级工程师，主要从事电站锅炉燃烧优化及性能试验研究。Email: jfyue_jsepri工作