倪紹一

（上海發(fā)電設(shè)備成套設(shè)計研究院，上海200240）

隨著電煤供應(yīng)日益緊張，煤炭價格不斷上漲，火力發(fā)電廠的燃煤越來越難以得到保證，經(jīng)常與設(shè)計煤種有較大差別。受此影響，鍋爐的實際性能明顯變差。為了提高鍋爐的性能指標，筆者根據(jù)電廠的實際煤種進行了優(yōu)化調(diào)整試驗，使其性能指標得到顯著提高。

1 鍋爐概況

某1 913t/h超臨界壓力直流鍋爐，采用單爐膛、一次再熱、四角切圓燃燒、平衡通風、П形、露天布置、固態(tài)排渣。爐膛由膜式水冷壁組成，寬度為18 816mm，深度為17 696mm，其下部布置螺旋管圈，上部布置垂直管圈［1］。爐膛上部受熱面按煙氣流向依次為分隔屏過熱器、后屏過熱器、高溫再熱器。末級過熱器布置在水平煙道中后墻水冷壁吊掛管之后。后煙井布置低溫再熱器和省煤器。在分隔屏過熱器、后屏過熱器和末級過熱器之間分別設(shè)置一、二級噴水減溫器，在低溫再熱器進口布置事故噴水減溫器。鍋爐采用冷一次風機、正壓直吹式制粉系統(tǒng)，配6臺HP1003型中速磨煤機。每臺磨煤機帶一層煤粉噴嘴，煤粉細度通過動態(tài)分離器調(diào)節(jié)。燃燒方式為采用低NOx同軸燃燒系統(tǒng)，一、二次風交替布置。二次風由燃料風和輔助風組成，燃料風布置在煤粉噴嘴四周，輔助風噴嘴布置在相鄰2層煤粉噴嘴之間，包括上、下2只偏置風噴嘴和1只直吹風噴嘴。主風箱頂部為2層緊湊燃盡風（CCOFA）噴嘴。在主風箱上方布置有5層可水平擺動的分離燃盡風（SOFA）噴嘴。每角上的燃燒器有二次風擋板25組，從下到上依次為：AA、A1、A、AB、B1、B、BC、C1、C、CD、D1、D、DE、E1、E、EF、F1、F、CCOFA1、CCOFA2、SOFA1、SOFA2、SOFA3、SOFA4、SOFA5。

該鍋爐設(shè)計煤種為神木煤。近年來，受煤炭市場供應(yīng)影響，實際燃煤與設(shè)計煤種偏差較大，見表1。

表1 煤種的工業(yè)分析

若按照制造廠在機組投產(chǎn)初期給出的操作指導運行，鍋爐在優(yōu)化調(diào)整前的飛灰含碳質(zhì)量分數(shù)和排煙溫度比投產(chǎn)初期明顯惡化，見表2。

表2 鍋爐運行參數(shù)

2 鍋爐運行優(yōu)化調(diào)整試驗

實際煤種的揮發(fā)分明顯低于設(shè)計煤種，導致煤粉著火點推后，爐膛火焰中心上移，造成鍋爐排煙溫度升高，飛灰含碳質(zhì)量分數(shù)增大。

考慮到鍋爐的現(xiàn)有問題和各因素對鍋爐運行性能的影響程度［2］，試驗按下列次序進行：

（1）吹灰方式優(yōu)化試驗；

（2）制粉系統(tǒng)優(yōu)化試驗；

（3）風量優(yōu)化試驗；

（4）SOFA風投運組合優(yōu)化試驗；

（5）二次風小風門優(yōu)化試驗。

2.1 吹灰方式優(yōu)化試驗

增加吹灰次數(shù)一方面降低排煙溫度，另一方面多消耗蒸汽量。因排煙溫度下降而導致的機組供電標準煤耗降低作為吹灰收益，因多消耗蒸汽致使機組供電標準煤耗增加作為吹灰能損，兩者之差為吹灰凈收益。

投產(chǎn)以來，該鍋爐每24h全面吹灰1次：包括爐膛、水平煙道、后煙井和空氣預(yù)熱器吹灰?？紤]到全面吹灰時間較長（約7h，其中爐膛吹灰時間為4h）以及不同區(qū)域吹灰對鍋爐參數(shù)的不同影響，試驗中維持爐膛吹灰周期不變，改變水平煙道、后煙井和空氣預(yù)熱器等受熱面一天內(nèi)的吹灰次數(shù)。以調(diào)整之前的吹灰方式作為評價基準，計算不同吹灰方式下的吹灰凈收益。試驗結(jié)果見圖1。

圖1 吹灰方式和鍋爐熱效率、排煙溫度及吹灰能損和收益的關(guān)系

從圖1可以看出，在水平煙道、后煙井和空氣預(yù)熱器等受熱面一天內(nèi)吹灰次數(shù)1～4次時的變化情況為：

（1）鍋爐熱效率逐漸增加，其中吹灰次數(shù)從1增加到3時鍋爐熱效率［3］增幅較大，達0.33%；繼續(xù)增加吹灰次數(shù)，鍋爐熱效率增加不明顯。

（2）排煙溫度逐漸下降，其中吹灰次數(shù)從1增加到3，排煙溫度降幅較大，達6.6K；繼續(xù)增加吹灰次數(shù)，排煙溫度降低不明顯。

（3）吹灰收益逐漸增加，其中吹灰次數(shù)從1增加到3，吹灰收益增幅較大，折算到供電煤耗達1.04g/（kW·h）；繼續(xù)增加吹灰次數(shù)，吹灰收益增加不明顯，吹灰能損隨吹灰次數(shù)增加而幾乎成線性增加，吹灰凈收益在吹灰次數(shù)為3時取得最大值，為0.39g/（kW·h）；繼續(xù)增加吹灰次數(shù)，吹灰凈收益有所下降，這是由于在此過程中吹灰收益的增加抵不上吹灰能損的增加所致。

經(jīng)過上述吹灰優(yōu)化試驗確定的最佳吹灰方式為（不考慮人力成本和設(shè)備損耗）：爐膛每24h吹灰1次，水平煙道、后煙井和空氣預(yù)熱器等受熱面每8h吹灰1次，即每班吹灰1次。

2.2 制粉系統(tǒng)優(yōu)化試驗

根據(jù)實際情況，僅進行磨煤機出口風溫優(yōu)化和煤粉細度優(yōu)化試驗。該鍋爐在600MW時熱一次風母管壓力為9.0kPa，尚算合理，不再進行優(yōu)化。

2.2.1 磨煤機出口風溫優(yōu)化試驗

在一次風量和給煤量比例保持不變的前提下，提高磨煤機出口風溫，則冷一次風的比例下降，流過空氣預(yù)熱器的一次風量增大，從而使排煙溫度降低。該鍋爐設(shè)計煤種揮發(fā)分較高，而且神木煤灰熔點較低、易結(jié)焦，為安全起見，規(guī)定磨煤機出口風溫不超過70℃。考慮到實際所燒煤種揮發(fā)分明顯低于設(shè)計值，可適當提高磨煤機出口風溫，這樣有利于降低排煙溫度，而且能使煤粉的著火點提前，有利于煤的燃盡。磨煤機出口風溫優(yōu)化試驗的結(jié)果見圖2。

圖2 磨煤機出口風溫和鍋爐熱效率、排煙溫度及飛灰含碳質(zhì)量分數(shù)的關(guān)系

從圖2可以看出：隨著磨煤機出口風溫的提高，鍋爐熱效率逐漸增加，排煙溫度逐漸下降，飛灰含碳質(zhì)量分數(shù)亦有所下降。

綜合考慮機組運行的經(jīng)濟性、磨煤機的安全和排煙溫度過低可能造成的空氣預(yù)熱器低溫腐蝕，推薦磨煤機出口風溫夏季設(shè)定80℃，冬季設(shè)定75℃。

2.2.2 煤粉細度優(yōu)化試驗

煤粉過粗不利于煤的燃盡，火焰中心上移，致使排煙溫度和飛灰含碳質(zhì)量分數(shù)升高，鍋爐熱效率降低；煤粉過細則要消耗過多的電能，增加堵磨的風險，而且對再熱汽溫控制不利。通過煤粉細度優(yōu)化試驗，確定較佳的煤粉細度及與之對應(yīng)的磨煤機動態(tài)分離器轉(zhuǎn)速。

煤粉細度調(diào)整期間，保持磨煤機負荷為48t/h，一次風量為88t/h，磨煤機出口風溫為75℃。調(diào)整動態(tài)分離器轉(zhuǎn)速，進行煤粉取樣和篩分細度，同時記錄磨碗壓差和磨煤機電耗，并測量相應(yīng)工況下的鍋爐熱效率。試驗過程中，當分離器轉(zhuǎn)速升至750r/min時，燃燒器需上擺較大幅度（燃燒器上擺至70%，水平位置對應(yīng)50%）才能勉強使再熱器出口汽溫達到564℃。

以調(diào)整之前的動態(tài)分離器轉(zhuǎn)速所對應(yīng)工況作為評價基準，計算提高煤粉細度的能損和收益。煤粉細度優(yōu)化試驗結(jié)果見圖3和圖4。

圖3 分離器轉(zhuǎn)速和煤粉細度、磨碗壓差及磨煤單耗的關(guān)系

圖4 動態(tài)分離器轉(zhuǎn)速和鍋爐熱效率、飛灰含碳質(zhì)量分數(shù)及提高煤粉細度能損和收益的關(guān)系

從圖3可以看出，在磨煤機動態(tài)分離器轉(zhuǎn)速600～800r/min的上升過程中：R90逐漸減小，即煤粉逐漸變細；磨碗壓差和磨煤單耗逐漸升高。

從圖4可以看出：隨著磨煤機動態(tài)分離器轉(zhuǎn)速的提高，鍋爐熱效率逐漸增加，飛灰含碳質(zhì)量分數(shù)逐漸降低，提高煤粉細度的收益和凈收益逐漸增加，且遠大于提高煤粉細度的能損。

綜合考慮機組運行的經(jīng)濟性、磨煤機的安全性和煤粉過細對再熱汽溫控制的不利影響，推薦磨煤機動態(tài)分離器轉(zhuǎn)速為650～700r/min。

2.3 風量優(yōu)化試驗

風量過小容易引起燃燒不充分，致使飛灰含碳質(zhì)量分數(shù)升高和鍋爐熱效率降低；風量過大則要消耗過多的電能，增加排煙熱損失。通過風量優(yōu)化試驗，確定較佳的煙氣含氧體積分數(shù)。

試驗時機組負荷維持600MW，下面5臺磨煤機投入運行，保持各臺磨煤機的負荷均等，一次風量煤量比為1.8，動態(tài)分離器轉(zhuǎn)速為675r/min，磨煤機出口風溫為75℃，爐膛風箱壓差為1 000Pa，調(diào)節(jié)總風量，測量相應(yīng)工況下的鍋爐熱效率和風機電耗。

以調(diào)整之前的總風量所對應(yīng)工況作為評價基準，計算提高入爐風量的能損和收益。試驗結(jié)果見圖5和圖6。

圖5 煙氣含氧體積分數(shù)和鍋爐熱效率、NOx排放質(zhì)量濃度及飛灰含碳質(zhì)量分數(shù)的關(guān)系

圖6 煙氣含氧體積分數(shù)和主要熱損失及提高風量能損和收益的關(guān)系

從圖5和圖6可以看出，在煙氣含氧體積分數(shù)φ（O2）從3.0%到4.6%的變化過程中：

（1）未完全燃燒熱損失逐漸降低，其中φ（O2）從3.0%增加到3.8%時降幅較大，達0.32%；φ（O2）繼續(xù)增加時未完全燃燒熱損失下降不明顯。

（2）排煙熱損失隨φ（O2）的增加而幾乎呈線性增加。

（3）鍋爐熱效率隨φ（O2）的增加而先增加、后減小，在φ（O2）為3.8%時取得最大值；繼續(xù)提高φ（O2），鍋爐熱效率反而下降，這是因為未完全燃燒熱損失的降低抵不上排煙熱損失的增加所致。

（4）提高風量的能損隨φ（O2）的增加而幾乎呈線性地增加；提高風量的收益隨φ（O2）的增加而先增加后減小，在φ（O2）為3.8%時取得最大值，繼續(xù)提高氧量時收益反而下降；當φ（O2）為4.6%時，收益為負值，這時的鍋爐熱效率比φ（O2）為3.0%時還低。凈收益的變化趨勢與收益的變化趨勢相同，在其上升過程中增加幅度比收益小，在下降過程中降低幅度比收益大。

（5）飛灰含碳質(zhì)量分數(shù)隨φ（O2）的提高而降低，其中φ（O2）從3.0%增加到3.8%，飛灰含碳質(zhì)量分數(shù)降幅較大，達1.1%；繼續(xù)增加φ（O2），飛灰含碳質(zhì)量分數(shù)降低不明顯。

（6）NOx排放質(zhì)量濃度隨著φ（O2）的增加而增加，但增加幅度不大，且增加得越來越慢。

由上述風量優(yōu)化試驗確定的最佳φ（O2）為3.4%～3.8%，對應(yīng)入爐總風量為2 115～2 165t/h。

2.4 SOFA風投運層數(shù)優(yōu)化試驗

增加SOFA風投運層數(shù)能夠有效降低鍋爐NOx排放質(zhì)量濃度，壓低火焰中心；然而SOFA風若占總二次風比例過高則會引起主燃燒區(qū)域缺風，不利于煤的燃盡，增加未完全燃燒熱損失，降低鍋爐熱效率。本試驗旨在確定最佳的SOFA風投運層數(shù)。

試驗期間機組負荷維持600MW，下面5臺磨煤機投入運行，保持各臺磨煤機的負荷均等，一次風量煤量比為1.8，動態(tài)分離器轉(zhuǎn)速為675r/min，磨煤機出口風溫為75℃，爐膛風箱壓差為1 000Pa，運行φ（O2）設(shè)定為3.7%。試驗開始時，5層SOFA風門全開，然后按從上到下的順序依次半關(guān)SOFA風門，測量相應(yīng)工況下的鍋爐熱效率和NOx排放質(zhì)量濃度。試驗結(jié)果見圖7。

圖7 SOFA風投運層數(shù)和鍋爐效率、NOx排放質(zhì)量濃度及飛灰含碳質(zhì)量分數(shù)的關(guān)系

從圖7可以看出，在SOFA風投運層數(shù)從3到5的增加過程中：

（1）NOx排放質(zhì)量濃度逐漸下降，尤其是SOFA風投運層數(shù)從3增加到4時，NOx排放質(zhì)量濃度下降了85mg/m3。

（2）鍋爐熱效率隨著SOFA風投運層數(shù)增加先是略有升高，而后漸漸下降，但變化幅度不大。

（3）飛灰含碳質(zhì)量分數(shù)隨著SOFA風投運層數(shù)增加先略有下降，之后逐漸上升。

綜合考慮機組運行的經(jīng)濟性和環(huán)保的要求，在600MW負荷下，推薦SOFA風投運下面4層。

2.5 二次風小風門優(yōu)化試驗

該鍋爐采用同心切圓燃燒方式，偏置風處于一次風外側(cè)，與一次風同向旋轉(zhuǎn)，目的在于形成風包粉，實現(xiàn)穩(wěn)燃和防止結(jié)渣。然而如果偏置風過大，一次風會受到同角二次風卷吸及上游二次風劇烈撞擊，導致爐內(nèi)切圓直徑過大，不僅無法形成風包粉，反而導致鍋爐燃燒不穩(wěn)定，并且在燃燒器區(qū)域產(chǎn)生結(jié)渣。本試驗旨在確定較佳的偏置風門和直吹風門開度組合。

試驗期間機組負荷維持600MW，下面5層磨煤機運行，保持各臺磨煤機的負荷均等，一次風量煤量比為1.8，動態(tài)分離器轉(zhuǎn)速為675r/min，磨煤機出口風溫為75℃，運行φ（O2）設(shè)定為3.7%，下面4層SOFA風門全開，CCOFA1全開，CCOFA2半開，底燃風AA開度為90%，F(xiàn)磨煤機的燃料風和偏置風開度為10%，其余各磨煤機燃料風開度為30%，爐膛風箱壓差為1 000Pa，調(diào)整偏置風門開度依次為15%、25%、35%和45%，測量相應(yīng)工況下的鍋爐熱效率。試驗結(jié)果見圖8。

從圖8可以看出，在偏置風門開度從15%增加到45%的變化過程中：

（1）鍋爐熱效率先增加、后減小，在偏置風門開度為35%時取得最大值；繼續(xù)開大偏置風，鍋爐熱效率反而下降。

圖8 偏置風門開度和鍋爐熱效率、NOx排放質(zhì)量濃度及飛灰含碳質(zhì)量分數(shù)的關(guān)系

（2）飛灰含碳質(zhì)量分數(shù)隨偏置風門的開大而先下降、后上升，在偏置風門開度為35%時取得最小值，為0.56%；繼續(xù)開大偏置風，飛灰含碳質(zhì)量分數(shù)反而升高。

（3）NOx排放質(zhì)量濃度隨偏置風門的開大有較明顯的下降。根據(jù)本次試驗的結(jié)果，在600MW負荷下，較佳的偏置風門開度為35%，與之對應(yīng)的直吹風門開度約為40%。

3 結(jié)語

經(jīng)過一系列優(yōu)化調(diào)整后，該鍋爐運行中排煙溫度為119.1℃，飛灰含碳質(zhì)量分數(shù)為0.56%，鍋爐熱效率為94.49%，NOx排放質(zhì)量濃度為203mg/m3。

該鍋爐在600MW負荷時的最佳運行控制方案為：

（1）爐膛每24h吹灰1次，水平煙道、后煙井和空氣預(yù)熱器等受熱面每8h吹灰1次，即每班1次。

（2）磨煤機出口風溫夏季設(shè)定80℃，冬季設(shè)定75℃。

（3）磨煤機動態(tài)分離器轉(zhuǎn)速650～700r/min。

（4）運行控制φ（O2）為3.4%～3.8%，對應(yīng)入爐總風量為2 115～2 165t/h。

（5）SOFA風投運下面4層。

（6）偏置風門開度為35%。

［1］楊震，莊恩如，曹子棟.600MW超臨界直流鍋爐的燃燒調(diào)整試驗［J］.動力工程，2007，27（4）：502－506，521.

［2］倪紹一.印度雅幕那電廠1號鍋爐的燃燒優(yōu)化調(diào)整試驗［J］.動力工程，2009，29（10）：895－898.

［3］ASME.PTC 4－2008Fired steam generators［M］.New York，USA：ASME，2009.