鐘禮今，鄧 堅，孫偉杰，袁 力，方慶艷，譚 鵬，張 成，陳 剛

（1.廣東省粵電集團(tuán)有限公司珠海發(fā)電廠，廣東珠海519000；2.華中科技大學(xué)煤燃燒國家重點實驗室，武漢430074）

GB 13223—2011《火電廠大氣污染物排放標(biāo)準(zhǔn)》對控制燃煤鍋爐NOx與煙塵排放量的要求更加嚴(yán)格［1］.為了降低鍋爐出口煙氣中NOx和顆粒物等污染物排放量，很多電廠都對鍋爐低NOx燃燒、SCR 脫硝和除塵設(shè)備等進(jìn)行了改造.改造后，爐內(nèi)低NOx燃燒及所增加系統(tǒng)的運行對機組效率和煤耗均有一定的影響［2-3］.同時隨著國家能源戰(zhàn)略的調(diào)整，新能源在能源消費中的比例逐步提高，新能源發(fā)電技術(shù)迅速發(fā)展；核電技術(shù)也得到大力發(fā)展，一批核電機組陸續(xù)投產(chǎn)；大型燃煤火電機組的建設(shè)受到限制，尤其是在珠三角和長三角地區(qū)，同時又增大了西電東送的容量.這些導(dǎo)致眾多燃煤火電機組負(fù)荷率呈下降趨勢［4］.理論計算與試驗表明，負(fù)荷降低和瞬變過程對機組煤耗有明顯影響，低負(fù)荷下煤耗率會顯著提高［5-7］.近年來，廣東省內(nèi)眾多燃煤火電機組負(fù)荷率呈明顯下降趨勢，機組在中低負(fù)荷下運行必將成為常態(tài).很多機組缺乏長期在中低負(fù)荷下運行管理的經(jīng)驗和運行優(yōu)化研究，使得機組效率下降，供電煤耗上升，嚴(yán)重影響機組的經(jīng)濟(jì)性.因此，有必要在低NOx燃燒條件下，開展中低負(fù)荷下機組節(jié)能運行優(yōu)化的研究，以提高機組效率、降低污染物排放量和供電煤耗.

對于某臺低NOx燃燒改造后的700MW 鍋爐，筆者在300 MW 低負(fù)荷條件下開展了不同燃燒器投運方式對其運行安全、經(jīng)濟(jì)和環(huán)保性能影響的試驗和數(shù)值模擬研究，分析了投運CDEF 4 層、CDE中間3層和DEF 上3層燃燒器3種方式對鍋爐性能和機組煤耗的影響，以獲得低負(fù)荷下最優(yōu)的燃燒器投運方式.

1 鍋爐概況

所研究的鍋爐為日本三菱重工設(shè)計制造的2 290t／h亞臨界參數(shù)、強制循環(huán)、中間再熱、單爐膛、燃用煙煤的鍋爐，發(fā)電功率為700 MW，采用四角切圓燃燒方式，爐膛寬21.46m、深18.605m、高56.7m.采用正壓直吹式制粉系統(tǒng)，配備5 臺磨煤機和冷一次風(fēng)系統(tǒng)，設(shè)計5臺磨煤機可帶額定負(fù)荷.鍋爐布置有6 層一次風(fēng)噴嘴、6 層二次風(fēng)噴嘴和3層燃盡風(fēng)噴嘴.鍋爐主蒸汽、再熱蒸汽額定溫度分別為541℃和568℃，過熱器、再熱器金屬溫度報警值分別為587 ℃和610 ℃.鍋爐原設(shè)計中只有3層緊湊燃盡風(fēng)，并沒有采用深度空氣分級的分離燃盡風(fēng)，運行中存在NOx排放量偏高和主蒸汽、再熱蒸汽溫度達(dá)不到設(shè)計值的問題.

對該鍋爐采用三菱重工MACT 燃燒技術(shù)進(jìn)行低氮改造，將助燃空氣的30%～40%通過布置在主燃區(qū)上方6.5m 處的3組附加風(fēng)（A.A）噴口送入爐膛，在爐膛中形成了3個燃燒區(qū)域，自下而上依次為主燃區(qū)、還原區(qū)和燃盡區(qū).爐膛結(jié)構(gòu)和燃燒器布置如圖1所示，其中A、B、C、D、E和F為一次風(fēng)噴嘴，各一次風(fēng)噴嘴裝有對應(yīng)的用于冷卻的A、B、C、D、E 和F周界風(fēng)噴嘴，AA、AB、BC、CD、DE 和EF 為二次風(fēng)噴嘴，OFA 為燃盡風(fēng)噴嘴，A.A 為附加風(fēng)噴嘴.

圖1 爐膛結(jié)構(gòu)及燃燒器布置示意圖Fig.1 Structural diagram of the boiler furnace and arrangement of the burners

一次風(fēng)燃燒器采用M-PM 低NOx燃燒器，其結(jié)構(gòu)如圖2所示，燃燒器噴嘴內(nèi)布置了特殊的火焰穩(wěn)定器，能減少燃燒中NOx的產(chǎn)生量.火焰穩(wěn)定器具有大致等腰三角形截面且具有長條的大致棱鏡形狀，使得一次風(fēng)煤粉氣流沿流動方向擴(kuò)展為分裂形狀，對火焰穩(wěn)定器的分裂角（即等腰三角形頂角）和分裂寬度（即等腰三角形的底邊長度）均進(jìn)行了合理的設(shè)置.

圖2 M-PM 低NOx 燃燒器結(jié)構(gòu)圖Fig.2 Schematic diagram of M-PM low-NOxburner

2 試驗及數(shù)值模擬

2.1 試驗研究

在300 MW 低負(fù)荷（43% 連續(xù)經(jīng)濟(jì)負(fù)荷（ECR））下，進(jìn)行了3 種燃燒器投運方式的對比試驗，工況1為投運CDEF 4層燃燒器，工況2為投運DEF上3層燃燒器，工況3為投運CDE中間3層燃燒器.為了考察試驗結(jié)果的可靠性，在燃用煙煤試驗的基礎(chǔ)上，進(jìn)行了燃用神混煤的驗證試驗.燃用煤種的煤質(zhì)分析見表1，試驗工況參數(shù)見表2.試驗中運行氧量約為3.5%，各臺磨煤機給煤量相同，在保證過熱器、再熱器金屬壁溫安全的前提下，燃燒器上擺以提高再熱蒸汽溫度.按照《電站鍋爐性能試驗規(guī)程》中的方法測量排煙溫度、煙氣含氧量、CO 排放質(zhì)量濃度和NOx排放質(zhì)量濃度（折算為6%氧體積分?jǐn)?shù)下）等鍋爐性能數(shù)據(jù).排煙溫度、煙氣含氧量和CO 排放質(zhì)量濃度是在空氣預(yù)熱器后測量的，NOx排放質(zhì)量濃度是在SCR 入口（即省煤器出口）測量的，主、再熱蒸汽實時參數(shù)則直接通過監(jiān)控信息系統(tǒng)（SIS）提取.

表1 煤質(zhì)分析Tab.1 Quality analysis of the coal

表2 試驗工況參數(shù)Tab.2 Test conditions and parameters

2.2 數(shù)值模擬

為了深入分析低負(fù)荷下燃燒器投運方式對鍋爐燃燒特性的影響，采用數(shù)值模擬方法對燃用煙煤時不同燃燒器投運方式下的燃燒過程進(jìn)行了數(shù)值模擬.爐內(nèi)燃燒包括氣相流動、湍流燃燒、顆粒運動、揮發(fā)分析出、焦炭燃燒和輻射換熱等過程.氣固兩相間的湍流計算采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型，氣相湍流燃燒采用混合分?jǐn)?shù)／概率密度函數(shù)的PDF 模型，煤粉顆粒的軌跡場采用基于拉格朗日的隨機顆粒跟蹤法，焦炭燃燒采用動力／擴(kuò)散控制反應(yīng)速率模型，揮發(fā)分析出采用單速率反應(yīng)模型，爐內(nèi)輻射和對流換熱采用P1輻射模型.數(shù)值模擬采用三維穩(wěn)態(tài)計算.模型控制方程采用控制體積法，采用一階差分格式進(jìn)行方程離散，采用Simple方法求解N-S方程，模型的詳細(xì)描述見文獻(xiàn)［8］.

根據(jù)鍋爐和燃燒器實際幾何結(jié)構(gòu)尺寸進(jìn)行了精細(xì)的建模和網(wǎng)格劃分，采用結(jié)構(gòu)化的網(wǎng)格劃分方法，使用高質(zhì)量的六面體網(wǎng)格，經(jīng)過網(wǎng)格無關(guān)性驗證，采用的網(wǎng)格數(shù)為246萬.為了減少計算偽擴(kuò)散，應(yīng)使燃燒器出口區(qū)域的網(wǎng)格線與流體流動方向基本一致，并對該區(qū)域網(wǎng)格進(jìn)行加密，以準(zhǔn)確模擬該區(qū)域物理量梯度大的特性.模擬工況共有3個，分別與上述3種燃燒器投運方式一致，鍋爐入口和壁面邊界條件根據(jù)實際運行數(shù)據(jù)來設(shè)置.

3 結(jié)果與分析

3.1 對再熱蒸汽溫度的影響

表3給出了燃用煙煤試驗結(jié)果.圖3為燃用煙煤試驗的主蒸汽溫度和再熱蒸汽溫度實時曲線圖.由表3和圖3可以看出，當(dāng)CDEF 4層燃燒器投運時（工況1），主蒸汽溫度為538 ℃，基本達(dá)到額定溫度值，左右兩側(cè)無偏差；左右兩側(cè)再熱蒸汽溫度分別為552 ℃和539 ℃，偏差為13K，平均值為546 ℃；過熱器和再熱器金屬最高溫度均低于報警值；過熱器減溫水量控制合理，再熱器無減溫水.

當(dāng)DEF上3層燃燒器投運時（工況2），主蒸汽溫度為538℃，基本達(dá)到額定溫度值，左右兩側(cè)無偏差；再熱蒸汽溫度大幅提高，左右兩側(cè)分別為566℃和557 ℃，比CDEF 4層燃燒器投運時分別提高了14K 和18K，左右兩側(cè)再熱蒸汽溫度平均值為562℃，左右兩側(cè)偏差為9K，比CDEF 4層燃燒器投運時降低了4K；過熱器和再熱器金屬最高溫度均低于報警值；過熱器減溫水量增加，但仍在合理范圍內(nèi)，再熱器無減溫水.

當(dāng)CDE中間3層燃燒器投運（工況3）時，主蒸汽溫度為538℃，基本達(dá)到額定溫度值，左右兩側(cè)無偏差.但再熱蒸汽溫度大幅降低，左右兩側(cè)分別為549 ℃和535 ℃，比DEF上3層燃燒器投運時分別降低了17K 和22K，左右兩側(cè)再熱蒸汽溫度平均值僅為542 ℃，兩側(cè)偏差為14K，比DEF上3層燃燒器投運時提高了5K；過熱器和再熱器金屬最高溫度均低于報警值；過熱器減溫水量減少，再熱器無減溫水.

表3 燃用煙煤試驗結(jié)果Tab.3 Test results with bituminous coal fired

圖3 燃用煙煤試驗的主蒸汽溫度和再熱蒸汽溫度Fig.3 Real-time temperature curves of main and reheat steam with bituminous coal fired

圖4給出了不同燃燒器投運方式下沿爐膛高度的平均溫度分布.由圖4可以看出，各工況下的平均溫度分布基本一致，由于主要投運上面的4層燃燒器，爐膛下部的平均溫度較低；由于燃燒器區(qū)域劇烈燃燒，從爐膛下部開始平均溫度迅速升高，在燃燒器上部和附加風(fēng)之間的區(qū)域平均溫度達(dá)到最高值；由于大量相對低溫的附加風(fēng)的加入，平均溫度有一定的波動；隨著爐膛換熱的進(jìn)一步進(jìn)行，溫度逐步降低.相比于CDEF 4 層燃燒器投運，DEF 上3 層燃燒器投運時沿爐膛高度的平均溫度峰值位置明顯上移，表明這種燃燒器投運方式下的爐膛火焰中心上移，這主要是由DEF上3層燃燒器投運時的給粉位置上移、單層燃燒器給粉量增加而引起的，另外在實際運行中，DEF上3層燃燒器投運時的單臺磨煤機出力增加，煤粉細(xì)度降低，顆粒變粗，燃燒過程有所延遲也可能會有一定的影響.而相比于CDEF 4層燃燒器投運，CDE 中間3層燃燒器投運時，沿爐膛高度的平均溫度峰值位置基本相同，但在附加風(fēng)以下區(qū)域，沿爐膛高度的平均溫度較高；而在附加風(fēng)以上區(qū)域，沿爐膛高度的平均溫度要低一些.

圖4 不同燃燒器投運方式下沿爐膛高度的平均溫度分布Fig.4 Mean temperature distribution along furnace height in different operation modes of burners

上述溫度分布特性會影響爐膛折焰角大屏入口處的煙氣溫度.圖5給出了大屏入口爐膛截面溫度分布.由圖5可以看出，當(dāng)DEF 上3層燃燒器投運時，由于火焰中心明顯上移，其截面溫度明顯高于CDEF 4層燃燒器投運時的截面溫度；而當(dāng)CDE 中間3 層燃燒器投運時，其截面溫度則明顯低于CDEF 4層燃燒器投運時的截面溫度.同時，DEF上3層燃燒器投運時的截面溫度分布也更加均勻，而CDE中間3層燃燒器投運時截面溫度分布均勻性相對差一些，這可能是由于不同燃燒器投運方式對爐內(nèi)流動和火焰形狀的影響不同而引起的.

圖5 大屏入口爐膛截面溫度分布Fig.5 Temperature distribution at the entrance section of platen superheater

當(dāng)CDEF 4 層燃燒器、DEF 上3 層燃燒器和CDE中間3層燃燒器投運時，計算獲得的截面平均溫度分別為1 249K、1 291K 和1 193K.由此可知，DEF上3層燃燒器投運時的大屏入口爐膛截面平均溫度比CDEF 4層燃燒器投運時提高了42K，可以強化過熱器和再熱器的換熱，尤其是再熱器，有利于提高再熱蒸汽溫度，減小左右兩側(cè)溫度偏差；而CDE中間3層燃燒器投運時的大屏入口爐膛截面平均溫度比CDEF 4層燃燒器投運時降低了56K，比DEF 上3層燃燒器投運時降低了98K，這會明顯減弱過熱器和再熱器的換熱，尤其是再熱器，導(dǎo)致再熱蒸汽溫度大幅降低，左右兩側(cè)溫度偏差增大.

3.2 對鍋爐效率和供電煤耗的影響

由表3還可以看出，當(dāng)CDEF 4層燃燒器投運時（工況1），飛灰含碳量約為0.12%，CO 排放質(zhì)量濃度僅為1.9mg／m3，排煙溫度約為104℃，鍋爐效率達(dá)到95.15%以上.由廣東省節(jié)能發(fā)電調(diào)度煤耗在線監(jiān)測系統(tǒng)提取的機組發(fā)電和供電煤耗分別為317.7g／（kW·h）和344.3g／（kW·h）.

相比于CDEF 4層燃燒器投運，當(dāng)DEF上3層燃燒器投運時（工況2），飛灰含碳量和排煙溫度沒有變化，雖然CO 排放質(zhì)量濃度升高，但運行氧量稍低，因此鍋爐效率稍有升高.機組發(fā)電和供電煤耗分別為315.9g／（kW·h）和342.1g／（kW·h），比CDEF 4層燃燒器投運時分別降低了1.8g／（kW·h）和2.2g／（kW·h），機組經(jīng)濟(jì)性顯著提高.由上述分析可知，當(dāng)DEF 上3層燃燒器投運時，再熱蒸汽溫度大幅升高，提高了再熱蒸汽的做功效率，降低了汽輪機的熱耗率，同時系統(tǒng)電耗也會降低，這是發(fā)電和供電煤耗降低的主要原因.

相比于DEF上3層燃燒器投運，當(dāng)CDE中間3層燃燒器投運時（工況3），飛灰含碳量、CO 排放質(zhì)量濃度和運行氧量稍有降低，但排煙溫度升高，因此鍋爐效率仍然降低.機組發(fā)電和供電煤耗分別為320.5g／（kW·h）和347.4g／（kW·h），比DEF上3層燃燒器投運時分別提高了4.6g／（kW·h）和5.3g／（kW·h），比CDEF 4層燃燒器投運時分別提高了2.8g／（kW·h）和3.1g／（kW·h），機組經(jīng)濟(jì)性明顯降低.由上述分析可知，相比于DEF 上3層燃燒器投運，當(dāng)CDE 中間3層燃燒器投運時，再熱蒸汽溫度大幅降低，降低了再熱蒸汽的做功效率，提高了汽輪機的熱耗率，同時鍋爐效率也稍有降低，這是發(fā)電和供電煤耗降低的主要原因.

由表2可知，當(dāng)CDEF 4層燃燒器、DEF上3層燃燒器和CDE中間3層燃燒器分別投運時，爐膛出口NOx排放質(zhì)量濃度分別為229mg／m3、202mg／m3和162 mg／m3.DEF 上3 層燃燒器投運相比于CDEF 4層燃燒器投運時爐膛出口NOx排放質(zhì)量濃度降低主要是因為運行氧量降低；而CDE 中間3層燃燒器投運相比于DEF 上3層燃燒器投運時爐膛出口NOx排放質(zhì)量濃度降低主要是因為F 層燃燒器變?yōu)镃 層燃燒器時，還原區(qū)的距離變長，NOx在還原區(qū)的停留時間增加，空氣分級燃燒效果強化，NOx的還原率提高.

在300 MW 低負(fù)荷下，采用神混煤進(jìn)行了驗證試驗，結(jié)果表明當(dāng)CDEF 4層燃燒器投運時，左右兩側(cè)主蒸汽溫度分別為537.9 ℃和538.7 ℃，平均值為538 ℃，左右兩側(cè)再熱蒸汽溫度分別為551.6 ℃和534.6℃，平均值為543.1℃，發(fā)電和供電煤耗分別為318.1g／（kW·h）和345.1g／（kW·h），爐膛出口NOx排放質(zhì)量濃度為223mg／m3.當(dāng)DEF上3層燃燒器投運時，左右兩側(cè)主蒸汽溫度分別為537℃和538.1℃，平均值為538℃，左右兩側(cè)再熱蒸汽溫度分別為565℃和553℃，平均值為559℃，發(fā)電和供電煤耗分別為316.1g／（kW·h）和342.6g／（kW·h），爐膛出口NOx排放質(zhì)量濃度為216mg／m3.當(dāng)CDE中間3層燃燒器投運時，左右兩側(cè)主蒸汽溫度分別為537.7 ℃和538.9 ℃，平均值為538℃，左右兩側(cè)再熱蒸汽溫度分別為533.7℃和533.6℃，平均值為533.6 ℃，發(fā)電和供電煤耗分別為320.5g／（kW·h）和348.2g／（kW·h），爐膛出口NOx排放質(zhì)量濃度為195 mg／m3.當(dāng)DEF 上3 層燃燒器投運時，相比于CDEF 4層燃燒器投運時的發(fā)電和供電煤耗分別降低了2.0g／（kW·h）和2.5 g／（kW·h），相比于CDE中間3層燃燒器投運時的發(fā)電和供電煤耗分別降低了4.4g／（kW·h）和5.6 g／（kW·h），機組經(jīng)濟(jì)性明顯提高.

綜合上述試驗結(jié)果和分析可以看出，在300 MW 低負(fù)荷下，燃燒器投運方式對再熱蒸汽溫度和煤耗的影響明顯.在同時考慮機組經(jīng)濟(jì)性和環(huán)保性的情況下，采用DEF 上3層燃燒器投運時，再熱蒸汽溫度大幅提高，煤耗降低在2g／（kW·h）以上，爐膛出口NOx排放質(zhì)量濃度位于其他2種燃燒器投運方式之間.因此，在300 MW 及以下低負(fù)荷下，建議優(yōu)先采用DEF上3層燃燒器投運方式，以提高機組的綜合性能.

4 結(jié) 論

（1）在300 MW 低負(fù)荷下，不同燃燒器投運方式對再熱蒸汽溫度和煤耗的影響明顯.采用DEF上3層燃燒器投運方式時，可以明顯提高大屏入口爐膛截面平均溫度，強化再熱器換熱，大幅提高再熱蒸汽溫度，提高汽輪機效率，降低機組發(fā)電和供電煤耗.

（2）在300 MW 及以下低負(fù)荷下，建議優(yōu)先采用DEF上3層燃燒器投運方式，以提高機組的綜合性能.

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