旋流对冲燃烧锅炉降低CO排放的燃烧优化

2021-07-19马达夫

动力工程学报 2021年7期

何翔，马达夫，金晶

(1. 上海发电设备成套设计研究院有限责任公司，上海 200240；2. 上海理工大学能源与动力工程学院，上海 200093)

前后墙旋流对冲燃烧方式在我国大型电站锅炉中应用广泛，近年来，随着锅炉排放要求的日益严格，燃烧器不断升级追求低NOx排放效果，但同时也带来了不少负面影响。旋流对冲燃烧方式的特点是燃烧前期扰动强烈、后期扰动较弱[1]，且燃烧器上方只配置1层或2层分离燃尽风(SOFA)，因此这种燃烧方式在燃烧后期的组织较为重要。当主燃区过于追求低NOx排放效果后，容易造成烟气中还原性气体浓度较高，电力工作者和科研人员对这类问题开展了广泛的研究，主要有以下3方面：机理、技术改造和燃烧优化。

在机理研究方面：许伟刚等[2-3]建立了受热面腐蚀速率与H2S浓度、腐蚀时间的关系式，发现未燃尽碳增强了壁面的还原气氛，CO又强化了H2S的生成；章明川等[4]认为在高温下，煤粉燃烧以扩散燃烧控制为主，氧气扩散至碳颗粒表面的能力决定了燃尽的程度；岑可法等[5]发现高温下碳颗粒周围CO较多，且随着温度升高，CO浓度升高；赵云华等[6]发现高温下碳颗粒被氧化成CO，颗粒团外形成CO的扩散燃烧火焰。这些研究证明高温腐蚀在高温即锅炉在高负荷时最剧烈。

在技术改造方面：陈敏生等[7]对两侧墙燃烧器进行了局部改造以降低外二次风的扩散范围，在前、后墙各加装3层贴壁风，贴壁风引自二次风母管，其风量占二次风量的7.64%，有效地减弱了两侧墙的还原气氛；丘纪华等[8-9]从燃尽风风箱引出二次风作为贴壁风，有效地减弱了贴壁还原气氛，不会影响主燃区煤粉的燃烧，虽然NOx排放略有增加，但是仍在可接受的范围内；李春曦等[10]分析了贴壁风对炉膛贴壁烟气中CO(以下简称贴壁CO)和H2S含量的影响，其中贴壁风量约占二次风量2.3%，风速为35 m/s，得到的数值模拟结果与技术改造结果较为吻合。

然而有些机组不适合改造，如二次风裕量不足等，可采用燃烧优化来缓解高温腐蚀和解决空气预热器入口CO浓度较高的问题。夏文静等[11-12]通过燃烧调整试验，使得CO和H2S的含量大幅减少；孙俊威等[13]采用“碗式配风”方式，增加两侧墙燃烧器的二次风量同时降低外二次风旋流强度，并减小燃尽风门开度以增加主燃区风量，也有利于减弱两侧墙壁面的还原气氛；周科等[14]采取“碗式配风”结合其他几种优化措施后，水冷壁两侧墙H2S质量浓度从876.5 mg/m3降至352.2 mg/m3；周永刚等[15]通过降低某1 060 MW机组锅炉两侧墙旋流燃烧器的一次风粉浓度，同时减小两侧墙燃烧器的一次风速，再加大两侧墙燃烧器的二次风量，使得两侧墙高温腐蚀减弱。

上述研究较为全面，但是尚存研究空间：首先，前后墙旋流燃烧方式除了水冷壁两侧墙还原气氛较强外，还会出现空气预热器入口CO浓度较大的问题；其次，上述研究基于机理、燃烧器配风等侧重于锅炉燃烧器、还原气氛及灰渣特性本身，属于静态优化和技术改造应用，缺少与机组集控运行的结合，当前机组大多采用自动发电控制(AGC)方式运行，机组负荷处于变动过程，燃烧器的热量输出也在不断变化。鉴于此，笔者以某660 MW超超临界机组前后墙旋流对冲燃烧锅炉为研究对象，从煤粉细度和燃烧器二次风门挡板开度等方面着手，进行了多个工况的燃烧调整试验。在此基础上，设计热工逻辑组态，将主要的调整参数投入自动调节，以期降低空气预热器入口和水冷壁两侧墙贴壁CO的质量浓度。

1 设备简介

某660 MW燃煤机组的锅炉为DG2060/26.15-II2型超超临界参数变压直流炉，采用一次再热、平衡通风、露天布置、固态排渣、全钢构架、全悬吊结构、Π型布置。配置中速磨煤机直吹式正压冷一次风制粉系统，每台锅炉配6台磨煤机，其中1台磨煤机备用。采用低NOx旋流燃烧器，二次风分为内二次风和外二次风，2股风在燃烧器内同心的环形通道中喷入炉内(外侧为外二次风)，实现分级供风(见图1)。内二次风通道内布置有轴向旋流器，使经过的二次风产生旋转，旋流器为固定式叶片，倾角为60°。进入每个燃烧器的外二次风量可通过燃烧器上切向布置的叶轮式风门挡板进行调节，调节外二次风门挡板的开度，即可得到适当的外二次风量和外二次风旋流强度。

前、后墙各布置3层旋流燃烧器(A、B、C层燃烧器在前墙，对应的磨煤机分别简称为A、B、C磨；D、E、F层燃烧器在后墙，对应的磨煤机分别简称为D、E、F磨)，每层6只，共布置36只。在前、后墙各布置2层SOFA，每层有6只燃尽风喷口，共布置24只燃尽风喷口。下层SOFA为内直流外旋流；上层SOFA为改造时新增，设计为直流燃尽风。图2为前墙燃烧器及风门布置示意图，后墙类似，不再赘述。采用在煤场掺混后再加仓的方式，对入炉的3种煤质取样并进行元素分析，结果见表1。由表1可知,入炉煤3的碳质量分数最高,挥发分质量分数最低。

图1 燃烧器示意图

图2 前墙燃烧器及风门布置示意图

2 现状及分析

2.1 存在的主要问题

在540～<600 MW高负荷下，采用5台磨煤机运行，一般采用ABDE磨加C磨或加F磨投运；600 MW及以上负荷时，则投运5台或6台磨煤机，高负荷下空气预热器入口及水冷壁两侧墙贴壁CO含量高；A侧和B侧空气预热器入口烟气中O2的体积分数分别为3.6%和1.5%，两者存在较大的偏差；600 MW及以上高负荷下，B侧空气预热器入口O2的体积分数甚至有时会低于1%。表2给出了该锅炉最近一次性能试验所得空气预热器入口CO质量浓度测试值。

表1 入炉煤煤质分析

由表2可知，投运C磨且在高负荷下，空气预热器入口CO质量浓度较高；而高负荷下投运F磨或负荷降低至480 MW时，空气预热器入口CO质量浓度大幅降低。

在660 MW、600 MW、540 MW和480 MW负荷下，投运C磨或F磨时，对C层或F层燃烧器至SOFA(锅炉标高30～38.8 m)的两侧墙共12个测孔进行贴壁CO质量浓度测试，结果见表3。由表3可知，不管投运C磨还是F磨，高负荷下两侧墙贴壁CO质量浓度普遍超量程(58 000 mg/m3)。

表2 最近性能试验所得CO质量浓度测试值

表3 贴壁CO质量浓度(ABCDE磨或ABDEF磨)

2.2 原因分析

调查燃烧侧热工逻辑的组态，总风量设定值、氧量设定值均是机组负荷的函数，同时在变负荷过程中总风量设定值由燃料指令进行细微修正，机组负荷不变时，总风量设定值不变。由表1可知，600 MW负荷下不投运C磨时空气预热器入口CO质量浓度只有168 mg/m3，故判断锅炉燃烧需要的总风量是足够的，当投运C磨时，CO大幅增多，说明这是由于燃烧器配风不合理所致。而高负荷下不管投运C磨还是F磨，两侧墙贴壁CO质量浓度均较高，这是由燃烧器整体调整方式及本体结构综合因素引起的，SOFA布置见图3。

图3中新增的上层SOFA风道是从大风箱上直接引出一路，比原始下层SOFA风道在垂直方向上多1个90°的变向。局部阻力的基本计算式[16]如下：

(1)

式中：Δh为风道的局部阻力，Pa；ζ为局部阻力系数；v为风速，m/s；ρ为空气密度，kg/m3；g为重力加速度，取9.8 m/s2。

不同截面管道的局部阻力系数可以根据风速进行换算：

(2)

式中：下标1、2表示不同的截面。

图3 分离燃尽风示意图

新增的上层SOFA的风箱尺寸与下层SOFA风箱尺寸相同，根据式(2)可知，上层SOFA风道的局部阻力偏大，当SOFA层操二次风门挡板开度相同时，下层SOFA风道比上层SOFA风道阻力小，其风量更大。

新增上层SOFA来自于二次风大风箱，进一步分级燃烧可以降低NOx排放，但是主燃区的二次风量减少，整体燃烧强度会被弱化，炉膛内还原气氛增强。

另外，前、后墙所有上层SOFA的就地阀门开度仅为50%，且下层SOFA的直流燃尽风门全关，旋流风门则全开，导致SOFA的直流燃尽风量较少，旋流风量则偏大，当SOFA直流燃尽风偏弱时，会造成空气对烟气的穿透力不足，燃烧后期的扰动减弱，这是空气预热器入口CO质量浓度偏高的一个因素；而F层燃烧器在后墙，炉内气流从前墙往后墙折焰角方向流动，所以F层燃烧器投运时，空气预热器入口CO质量浓度大幅降低。

所有燃烧器就地内二次风门均全开(图1中的风量调节拉杆最大刻度为500 mm)，外二次风的配风方式却是采用“碗式配风”[13-14]，即靠两侧墙的燃烧器外二次风旋流强度小，中间的燃烧器外二次风旋流强度大；3层燃烧器的两侧墙层操二次风门挡板开度均为100%。这种调整方式使得在中间和紧挨两侧墙的燃烧器在就地调整方式上没有差别；同时，燃烧器采用“碗式配风”，但是在SOFA的调整布置上却采用均等配风，当前的调整方式均有优化的空间。

3 燃烧优化

通过前面的分析，依次开展有针对性的措施，同时进行CO质量浓度测试，试验工况见表4，其中负荷≥600 MW，DSC为分散控制系统。

表4 燃烧调整试验工况(ABCDE磨或ABCDEF磨)

在上述调整措施执行期间，电厂三班化验的飞灰、底渣含碳量均没有明显变化。

3.1 煤粉细度

全部磨煤机初始的分离器折向挡板开度均为50°，折向挡板的开度外部指示越大，内部开度就越小，磨煤机阻力越大，风粉气流受到离心分离的作用越强,煤粉就会越细。煤粉粒度分布根据分离器折向挡板开度调节而变化。

首先对各台磨煤机进行热态一次风调平，将1号～6号煤粉管道中的风粉混合物风速偏差控制在±8%，然后进行煤粉取样。笔者对磨煤机进行常见运行工况下的煤粉取样，限于篇幅，只给出C磨分离器折向挡板开度调整的影响，见图4(其中n为均匀性指数)。

图4 C磨的煤粉粒度分布

图4中C磨的煤粉细度R90平均值为13.53%，n平均值为0.82，根据DL/T 5145—2002 《火力发电厂制粉系统设计计算技术规定》[17]，R90的推荐值为4+0.5×n×w(Vdaf)，得出R90平均值为19.6%。煤粉粒度小于61 μm的煤粉质量分数为69.4%，说明煤粉是偏细的，除此以外，煤粉在不同层燃烧器的细度应该是有差别的。

底层燃烧器处于着火条件最差的环境，所以下层燃烧器对应的磨煤机(A、D磨)煤粉不宜太粗(维持分离器折向挡板开度50°不变)，以强化着火；将中间层燃烧器对应的磨煤机煤粉适当调粗，将分离器折向挡板开度调整至30°，以提高煤粉动量和增加停留时间，更有利于燃尽[18]；尽管过细的煤粉跟随一次风气流的流动性强，与一次风的相对速度较小，但是会给燃尽带来负面影响[19]，且由于C磨处于最上层的位置，距离炉膛出口近，故将C磨煤粉略微调粗，将分离器折向挡板开度从50°调整至45°。煤粉细度调整后测试结果见图5。

图5 煤粉细度调整对CO质量浓度的影响

随着煤粉细度的调整，空气预热器入口CO质量浓度逐渐下降，这是因为细煤粉在火焰锋面燃烧后，随烟气气流偏向上方运动，而较粗的煤粉由于其颗粒粒度较大，随一次风喷出的动量也较大，燃烧过程中喷射至炉膛中心的距离相对细煤粉要大一些[20]，最终使得停留时间延长，促进了煤粉的燃尽。但是两侧墙贴壁CO质量浓度仍然超过量程值。

3.2 SOFA

在前面的调整基础上，接着对分离燃尽风进行调整，测试结果见图6。

图6 分离燃尽风就地调整对CO质量浓度的影响

经过就地调整，提高了SOFA直流燃尽风的份额，减少了旋流风份额，增强了SOFA对烟气的穿透力[11]，提高了O2扩散至碳颗粒表面CO周围的能力[5]。空气预热器入口CO质量浓度大幅下降，但是两侧墙贴壁CO质量浓度仍然超过量程值。

3.3 C层层操二次风门

二次风冷风被空气预热器加热后经两侧的大风箱从炉后往炉前输送，两侧墙大风箱和后墙燃烧器风箱布置1个90°垂直弯接头，其局部阻力较大，导致两侧墙会有更多的风输送至前墙大风箱，初步判断前墙的二次风量大于后墙，而C层燃烧器布置在前墙，由此推测当C层燃烧器投运，总风量不变时，A、B层及SOFA的二次风量变小。

旋流燃烧方式依靠二次风卷吸烟气加热一次风粉气流来实现着火，当二次风量减少时，煤粉整体着火推迟[1,21]，使得更多未燃尽的C、CO往下游流动，对燃尽造成影响，空气预热器入口CO质量浓度偏高。鉴于此，对C层层操二次风门挡板开度进行调整，调整期间，空气预热器入口的CO质量浓度降至1 715 mg/m3以内。CO质量浓度测试结果和O2体积分数的DCS运行数据见图7。

由图7可知，关小C层层操二次风门挡板开度后，更多的二次风被分流到A、B层燃烧器及SO-FA，底层的A层燃烧器二次风量增加后，煤粉着火情况得到改善，降低了中、下层的未燃尽碳和CO质量浓度，从而优化了整体的燃烧组织。

(a) CO质量浓度

(b) O2体积分数

根据前面一系列的调整，空气预热器入口CO质量浓度降至300 mg/m3以下，基本解决了空气预热器入口CO质量浓度偏高的问题，大幅减少了未完全燃烧损失，提高了锅炉效率。但是两侧墙贴壁CO的质量浓度仍然超过量程值。

由图7(b)可知，工况13和工况14两侧烟道中的O2体积分数明显大于工况11和工况12。这是因为随着炉内燃烧得到强化，碳完全燃烧生成的CO2增多，CO减少，同样多的C燃烧生成CO2反应放出的热量是生成CO反应放出热量的3倍多[5]，锅炉输出热量增多；机组在协调方式下，主汽压力开始上升，燃料指令减小(减煤)，尽管送风量经燃料指令有所修正，但是在静态工况下，修正值极小，可以忽略不计。当燃料量减少，机组负荷不变时，送风量不变，参与燃烧反应后剩下的O2变多，表现在空气预热器入口O2体积分数增大；反之，当燃烧不充分，生成CO较多时，锅炉输出热量不足，协调就会增加燃料指令(加煤)，当送风量不变时，消耗的氧量多，余下的O2就变少，表现在空气预热器入口O2体积分数减小。这就是调整后空气预热器入口O2体积分数比调整前大的原因。在该锅炉燃烧侧的热工组态方式下，空气预热器入口O2体积分数的测量值变大时，炉内燃烧一定是强化的。

3.4 降低两侧墙贴壁CO质量浓度

首先，燃烧器的二次风从两侧引入，两侧大风箱和燃烧器前后墙风箱接头处受到局部阻力的影响，使得中间3号、4号燃烧器的内二次风量相对较大。方军庭等[21]发现由于二次风箱结构的原因，二次风沿炉膛宽度方向存在一定的压力梯度，造成炉膛中部区域进风量大，而两侧墙区域进风量小。该锅炉全部燃烧器的就地内二次风门挡板开度均为500 mm(全开)，由于3号、4号燃烧器处于最中间位置，煤粉着火条件相对较好，为补给两侧墙燃烧器的二次风，因此对上四层燃烧器的中间3号、4号燃烧器的内二次风门挡板开度进行了关小的调整(由500 mm到400 mm)。

其次，对燃烧器外二次风门挡板开度进行调整，将各层两侧墙燃烧器(1号、6号燃烧器)外二次风门挡板开度调整为75%，这是旋流强度相对最弱的开度，若外二次风门挡板开度关小，旋流强度提高，但是局部阻力会增大，影响外二次风量，所以将两侧墙燃烧器的外二次风门挡板开度调整为75%，以增加其风量。

再次，参考文献[15]，将C、F层两侧墙燃烧器粉管缩孔开度适当关小，降低两侧墙燃烧器的煤粉浓度。为了不影响炉膛的燃烧组织，其余4层燃烧器暂不进行调整，仅调整C、F层两侧墙燃烧器的粉管。

最后，将前、后墙下层SOFA两侧墙的1号、6号直流燃尽风门全开(由250 mm到500 mm)，而另外4只SOFA维持前面调整的开度(即直流燃尽风门一半开度：250 mm)，这是配合燃烧器“碗式配风”的调整方式，进一步提高贴壁的直流燃尽风份额。

进行上述调整后，由图8可知，贴壁CO质量浓度降低至12 000 mg/m3以内，且空气预热器入口CO质量浓度的波动幅度在330 mg/m3以内。说明这些调整措施是有效的，但是也说明了仅通过燃烧优化，彻底解决贴壁CO质量浓度较高的问题是有一定难度的，采用改造燃烧器或加贴壁风的方式才能根除贴壁CO。

3.5 逻辑优化及运行数据对比

原始热工组态中，每层燃烧器的层操二次风门挡板开度是给煤量的函数，这种逻辑组态方式略显简单，因为CO质量浓度在高负荷时较高，C层层操二次风门挡板开度不宜开大。故通过负荷与该挡板开度的函数来修正原始逻辑，当负荷高时(>500MW)，随着负荷升高，该挡板开度逐渐关小；当负荷低时，则不影响原始逻辑。

图8 调整工况下贴壁CO质量浓度的测试结果

全部调试结束后，采集高负荷下空气预热器入口O2体积分数进行对比，见图9。由图9可知，在高负荷时，A、B侧空气预热器入口O2体积分数整体提高，且两者的偏差明显减小，最大偏差约为1个百分点；同时贴壁CO质量浓度<12 000 mg/m3，空气预热器入口CO质量浓度<300 mg/m3，燃烧优化的效果较为明显。