洪榮坤， 沈躍良， 趙振峰

（1.廣東省粵電集團有限公司，廣州510600；2.廣東電網公司電力科學研究院，廣州510080；3.華中科技大學 能源與動力工程學院，武漢430074）

對沖燃燒方式是目前600MW及以上機組采用較多的一種燃燒器布置形式，分離燃盡風設計是現(xiàn)代大型電站鍋爐的典型特點［1］，在保證燃燒效率的同時可有效降低NOx排放量.但是，采用對沖燃燒方式的鍋爐卻存在后期混合差的問題［2］，如果燃盡風設計不當，不僅會造成爐膛較大范圍內缺氧，局部高溫，引起水冷壁結渣和高溫腐蝕［3］，還會降低燃燒效率.筆者對某600MW機組對沖燃燒鍋爐的CO和NOx排放特性進行了研究，分析了在燃盡風量還未達設計值時NOx排放質量濃度就出現(xiàn)拐點的原因.通過調整配風來提高燃盡風量的比例，不僅可以降低CO排放質量濃度，而且可以減少飛灰可燃物，但NOx排放質量濃度卻升高，主燃燒區(qū)側墻高溫腐蝕風險增大，這些特性與燃燒系統(tǒng)的設計密切相關，因此需要改進燃燒系統(tǒng).

1 設備概況

某600MW超臨界機組鍋爐為露天布置、平衡通風、一次再熱、固態(tài)排渣、懸吊結構Π型的全鋼構架單爐膛鍋爐.鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量（BMCR）為1 950t／h，額定蒸汽壓力為25.4MPa，額定蒸汽溫度為571℃，再熱蒸汽溫度為569℃.

鍋爐的設計煤種為神府東勝煤，校核煤種為晉北煙煤，點火油與助燃油為0號輕柴油，在BMCR工況下計算得到的鍋爐熱效率為93.91%，設計煤粉細度R90＝25%.該鍋爐的主要性能參數和設計煤種的煤質參數分別見表1和表2.燃燒器采用按巴布科克日立公司（BHK）技術設計的性能優(yōu)異的低NOx旋流式煤粉燃燒器（HT－NR3），其示意圖見圖1，主要設計參數見表3.BMCR工況下前后墻共有5層燃燒器投入運行，每層布置6只燃燒器，同時前后墻各布置一層燃盡風噴口，如圖2所示.

表1 鍋爐的主要性能參數Tab.1 Main performance parameters of the boiler

表2 鍋爐設計煤種的煤質參數Tab.2 Quality parameters of the design coal for the boiler

圖1 燃燒器示意圖Fig.1 Schematic diagram of the burner

表3 燃燒器的設計參數（設計煤種，BMCR工況）Tab.3 Design parameters of the burner（design coal，BMCR condition）

圖2 燃燒系統(tǒng)示意圖（單位：mm）Fig.2 Schematic diagram of the combustion system（unit：mm）

2 分級送風NOx減排原理

分級送風就是將燃燒所需要的空氣分2級送入爐膛，在第一級（即主燃燒區(qū)）內送入大約80%的空氣量，使燃料在缺氧、富燃料條件下燃燒，控制燃燒的速度和溫度，進而抑制熱力型NO的生成.同時，燃燒生成的CO與NO發(fā)生還原反應，以及燃料中N分解成的中間產物（如NH、CN、HCN等）發(fā)生反應或與NO進行還原分解，反應過程［4］如式（1）～式（3）所示，從而減少了燃料型NO的生成量.

CO與NO進行反應的一個先決條件是CO體積分數必須足夠高，要求CO的體積分數大于1%.

第二級區(qū)域（燃盡區(qū)）中剩余空氣的加入使此區(qū)域成為富氧燃燒區(qū)，一些中間產物被氧化生成NO，反應方程式為

由于火焰溫度低，由式（4）生成的NO并不多，因而總的NO生成量是降低的.

主燃燒區(qū)內的過量空氣系數α1對降低NO的排放質量濃度至關重要.為了能有效地控制NO的生成量，需要選擇合理的主燃燒區(qū)過量空氣系數，以保證該區(qū)城形成“富燃料燃燒”（即貧氧燃燒），盡可能減少NO的生成并使燃燒工況穩(wěn)定.當α1≥0.75時，在總的氣相含氮化合物（NO、HCN、NH ）中，NO為主要成分.當α1減小時，NO的排放量減少，因此在燃盡區(qū)后NO的排放量也減少.但是，如果主燃區(qū)的過量空氣系數過小，煙氣中的HCN、NH和焦炭N將會增加.當α1＜0.60時，煙氣中HCN和NH的質量濃度大大增加，超過了NO的質量濃度值.高質量濃度的HCN和NH不僅有利于NO的還原，使主燃燒區(qū)的NO質量濃度降低，而且還會進入上部α1＞1.00的燃盡區(qū)并被氧化生成NO.同時焦炭N隨著α1的減小而顯著增加，導致燃盡區(qū)中焦炭N的含量增加，最終使總的NO排放量增加［5－8］.因此，在α1減小的過程中，NO的排放量先減少后增加，存在最佳α1值使得NO的排放量最小，對于煙煤鍋爐，最佳α1值為0.70左右［9］.

3 CO和NO排放特性試驗結果及分析

3.1 O2、CO和飛灰可燃物的分布

在600MW負荷下，鍋爐空氣預熱器進口的O2體積分數、CO質量濃度和飛灰可燃物質量分數沿爐膛寬度方向的分布如圖3所示，O2體積分數呈現(xiàn)兩側低、中間高的分布趨勢，而CO質量濃度和飛灰可燃物質量分數則呈現(xiàn)兩側高、中間低的分布趨勢，兩者均與O2體積分數分布相反.兩側的CO質量濃度最高時可超過7 500mg／m3，且變化較大.

圖3 O2體積分數、CO質量濃度和飛灰可燃物質量分數沿爐膛寬度方向的分布Fig.3 Distribution of O2volume fraction，CO mass concentration and fly ash combustibles mass fraction along furnace width

3.2 燃盡風量對CO和NOx排放質量濃度的影響

在鍋爐總風量不變的條件下，改變燃盡風比例（即燃盡風量占二次風量的比例）相當于改變α1，鍋爐負荷為600MW時，空氣預熱器進口氧氣量φ（O2）約為2.8%，一次風率為23.5%.圖4給出了α1對CO和NOx排放質量濃度的影響.其中α1由集散控制系統(tǒng)（DCS）中二次風量和一次風量數據計算得到，各風量均經過標定；由于CO排放質量濃度的瞬時值波動較大，因此其值為測試期內在線測量數值的平均值；NOx排放質量濃度值為在線測試的NO質量濃度值換算至φ（O2）＝6%條件下的NOx質量濃度值.

由圖4可知，當α1為0.86～0.90時（對應的燃盡風比例為27%～32%），NOx排放質量濃度出現(xiàn)最小值，如圖中的方框部分所示.當負荷、氧氣量、煤種等試驗條件發(fā)生變化時，NOx排放質量濃度出現(xiàn)拐點的α1值會稍有不同.在較小的燃盡風比例下（α1須大于設計值），CO的排放質量濃度達到500～2 500mg／m3，平均超過1 000mg／m3，化學不完全燃燒損失為0.2%～0.9%；只有當燃盡風比例提高至50%左右（α1接近0.70）時，才能有效地降低CO的排放質量濃度.但是提高燃盡風量會增強主燃燒區(qū)側墻的還原性氣氛，增大了水冷壁高溫腐蝕風險.

圖4 α1對CO和NOx排放質量濃度的影響Fig.4 Influence ofα1on CO and NOxemission mass concentration

3.3 氧氣量對CO和NOx排放質量濃度的影響

在較高燃盡風比例下，氧體積分數φ（O2）從2.5%變化到3.5%時，φ（O2）變化對CO和 NOx排放質量濃度影響明顯減弱，如圖5所示.當燃盡風比例為48%（α1＝0.72）時，NOx排放質量濃度隨氧體積分數的變化率僅有12mg／m3，CO排放質量濃度隨氧體積分數的變化率為－119mg／m3；而當燃盡風比例約為30%（α1＝0.88）時，NOx排放質量濃度隨氧體積分數的變化率達到33mg／m3，CO排放質量濃度隨氧體積分數的變化率則達到－1 011mg／m3.

圖5 不同燃盡風比例下CO和NOx排放質量濃度的變化規(guī)律Fig.5 Variation of CO and NOxemission mass concentration at different ratios of overfire air

3.4 CO和NOx排放質量濃度的相關性

當φ（O2）＝2.99%，α1＝0.73和燃盡風比例為46.3%時，NOx排放質量濃度與CO排放質量濃度的相關性如圖6所示.其中CO和NOx的排放質量濃度值均為脫硫系統(tǒng)后的在線數據值.由圖6可知，CO和NOx的排放質量濃度具有高度的負相關特性，相關系數為－0.948.

圖6 CO和NOx排放質量濃度的相關性Fig.6 Correlation between CO and NOxemission mass concentration

4 CO和NOx排放特性的原因分析

上述試驗結果反映了2個問題：（1）鍋爐燃盡區(qū)的燃燒狀況欠佳；（2）HT－NR3型旋流燃燒器的低NOx效應可能過于顯著.

對于分離燃盡風設計的鍋爐，主燃燒器區(qū)域設計的過量空氣系數小于1.0，因此在主燃燒器區(qū)內必然會產生大量的CO，關鍵在于在燃盡風及以上區(qū)域能否將產生的CO全部氧化為CO2，從而降低化學不完全燃燒損失.所研究鍋爐的設計燃盡風比例約為38.8%，600MW負荷鍋爐的CO排放質量濃度仍較高（約1 000mg／m3），如圖4所示，需要提高氧量來降低CO的排放質量濃度.只有當燃盡風比例提高至48%左右時，尾部CO的排放質量濃度才能降到100mg／m3以下，且飛灰可燃物含量也同步下降，此時燃盡風的穿透力、氣流擾動能力均增強，反映了該前后墻對沖燃燒鍋爐燃盡風穿透力可能不足，在燃燒后期燃燒狀況不佳.

當爐膛出口過量空氣系數為1.14時，NOx排放質量濃度最低時的最佳化學當量比約為0.80，此值恰好與鍋爐主燃燒區(qū)過量空氣系數的設計值相等.由試驗結果可知，當α1為0.86～0.90（大于設計值）時出現(xiàn)NOx排放質量濃度的拐點，此時燃盡風量還未達到設計值，原因可能與鍋爐燃燒器的低NOx設計有關.

圖7表示模擬所得中層燃燒器和燃盡風層橫截面上的煙氣體積分數分布云圖（圖中x、y是指爐膛的寬度和高度方向），在中層燃燒器出口區(qū)域的中心位置形成了富燃料燃燒，O2含量很少，而產生的CO體積分數則很大，NO的體積分數也很小，即燃燒器出口煤粉與外二次風的分離（燃燒器分級燃燒）有效地抑制了NO的生成；中層燃燒器沿深度方向的中心區(qū)域O2和NO的體積分數很小，而CO的體積分數較大.

在燃盡風層，隨著O2的補充，燃盡風出口生成了一定體積分數的NO，但在深度方向的中心區(qū)域和側墻貼壁處O2和NO體積分數仍然很小，CO體積分數很大.

該鍋爐實際上存在燃燒器內的分級燃燒和爐膛整體的分級燃燒，在總風量一定的條件下，提高鍋爐燃盡風的比例相當于減小了燃燒器的內、外二次風的比例，即爐膛的整體空氣分級程度提高，有利于抑制揮發(fā)分NO的生成，但燃燒器的分級程度卻減弱了，燃燒器出口的NO生成量增加.

圖7 中層燃燒器和燃盡風層截面上煙氣成分的體積分數分布云圖（左為中層燃燒器，右為燃盡風層）Fig.7 Volume fraction distribution of various gas components at mid－layer of burner and the layer of overfire air

HT－NR3燃燒器的低NOx特性使得燃燒器內的空氣分級對NOx排放質量濃度降低起到了很大的作用.這可能使得在主燃燒區(qū)過量空氣系數還未減小到設計值時，燃燒器出口NO生成量的增加量大于整體空氣分級程度提高而帶來的NO減少量.

此外，由于原設計的該鍋爐燃盡風穿透力偏弱，在增加燃盡風量后，燃盡風穿透力增強，燃盡風區(qū)域CO被氧化的比例升高，CO體積分數大于1.0%的強還原性區(qū)域大大減小，CO對NO的還原作用減弱；相反HCN、NH和焦炭N被氧化成NO的量卻明顯增加，使NOx排放質量濃度增大，圖6中CO和NOx排放的相關性可能也反映了這種影響.

從爐膛貼壁處局部區(qū)域O2、CO、NO的測量結果可以看到該鍋爐燃燒器的低NOx和高CO生成效應，如圖8所示，圖中φ（O2）的單位為%，ρ（CO）和ρ（NO）的單位均為mg／m3.

圖8 爐膛局部貼壁區(qū)域的O2體積分數、CO質量濃度和NO質量濃度Fig.8 Volume fraction of O2，mass concentration of CO and NO in the area near furnace walls

在燃盡風層（標高為32.6m），兩側墻貼壁處的O2體積分數基本為0，CO體積分數大于6.6%，NO的質量濃度只有21.43mg／m3左右，即側墻區(qū)域存在很強的還原性氣氛，極易引起高溫腐蝕.39.6m標高處的區(qū)域才出現(xiàn)不同濃度的氧氣，CO被氧化至體積分數小于1.0%，但仍有部分區(qū)域的CO體積分數相當高；同時，氧氣的補充使HCN、NH和焦炭N氧化成NO的量增加，NO的質量濃度達到約300mg／m3.

5 結 論

（1）該鍋爐尾部煙氣中CO的排放質量濃度為500～2 500mg／m3.當主燃區(qū)過量空氣系數α1為0.86～0.90時，高于其設計的低NOx排放的過量空氣系數（0.80），對應的燃盡風比例約為27%～32%，NOx的排放質量濃度出現(xiàn)拐點.

（2）該鍋爐NOx的排放特性與其HT－NR3型燃燒器的低NOx設計有關，并與該鍋爐CO的排放特性呈負相關關系.

（3）在負荷為600MW和總風量一定的工況下，燃盡風比例從32%提高至49%，對應主燃燒區(qū)的過量空氣系數α1從0.86減小為0.71，CO排放質量濃度顯著下降，飛灰可燃物的濃度降低，NOx排放質量濃度升高，側墻高溫腐蝕的風險增大，氧量對CO和NOx排放特性的影響明顯減弱.

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