呂國東，許 昕，尹 健，李廣周，程昌業(yè)

（1.國家電投集團山西鋁業(yè)有限公司，山西 忻州 034100；2.煙臺龍源電力技術(shù)股份有限公司，山東 煙臺 264006）

0 引言

循環(huán)流化床（Circulating Fluidized Bed，CFB）鍋爐使用獨特的流態(tài)化燃燒方式，與其他類型燃煤鍋爐比較，其具有燃燒效率高、燃料適應(yīng)性廣、燃燒污染物生成量低、負(fù)荷調(diào)節(jié)性好的優(yōu)點［1］，逐漸成為國內(nèi)自備電廠的發(fā)電、供汽、供熱主力爐型。旋風(fēng)分離器是CFB 鍋爐維持物料循環(huán)流態(tài)化燃燒的主要設(shè)備之一，主要由分離器進(jìn)口煙道、分離器筒體、中心筒、返料器和返料斜腿等部分構(gòu)成。旋風(fēng)分離器將鍋爐爐膛出口高溫?zé)煔庵袛y帶的大量高溫未燃盡顆粒借助離心力進(jìn)行氣固分離，分離的固體物料經(jīng)返料器返送至爐膛密相區(qū)，重新參與爐內(nèi)的流態(tài)化燃燒。在煤質(zhì)限定的情況下，旋風(fēng)分離器的分離效率決定了CFB 鍋爐灰循環(huán)倍率的高低，不僅影響燃煤燃盡性、爐內(nèi)傳熱系數(shù)、NOx原始生成量，而且會對鍋爐排煙溫度及帶負(fù)荷能力產(chǎn)生十分重要的影響［2］。同時，中心筒作為分離器關(guān)鍵部件之一，其插入深度及中心筒內(nèi)徑等都對分離器效率有重要影響。

目前，針對旋風(fēng)分離器結(jié)構(gòu)的優(yōu)化研究主要通過數(shù)值仿真研究［3］，對CFB 鍋爐旋風(fēng)分離器出現(xiàn)的因分離器效率不合理引起的鍋爐排煙溫度異常、帶負(fù)荷能力不足、NOx排放濃度偏高等實際問題的優(yōu)化實踐改造研究較少，且研究因素不夠全面。本文以山西某240 t/h 循環(huán)流化床鍋爐為研究對象，針對鍋爐實際入爐煤質(zhì)成分及粒度偏離設(shè)計值較大等原因，造成的實際運行過程中存在的分離器筒體耐火材料磨損、分離器分離效率異常、排煙溫度偏高、NOx生成量高、帶負(fù)荷能力不足等問題，對旋風(fēng)分離器結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化改造。同時，為了研究改造后旋風(fēng)分離器的分離效率對CFB 鍋爐性能的影響，開展了鍋爐燃燒調(diào)整試驗。

1 研究對象

1.1 燃用煤質(zhì)

設(shè)計煤種為當(dāng)?shù)氐蜔嶂等济?，入爐煤質(zhì)成分分析如表1所示，可見晉北煤揮發(fā)分高，屬于易著火煤種，易造成爐膛下部密相區(qū)燃燒強度大、鍋爐床溫高、帶負(fù)荷能力不足等問題。入爐煤設(shè)計粒度范圍：粒度0 mm～13 mm。粒度分布占比：0 mm～5 mm 占20%，5 mm～7 mm 占30%，7 mm～8 mm 占30%，8 mm～13 mm 占20%。

表1 煤質(zhì)分析Tab.1 Properties of coal samples

1.2 鍋爐概況

研究對象為山西某自備電廠配置的濟南鍋爐集團生產(chǎn)的YG-240/9.8-M5 型高溫高壓、單汽包橫置式、單爐膛、自然循環(huán)、全鋼架π 型布置循環(huán)流化床鍋爐。鍋爐主要性能參數(shù)見表2。鍋爐配置有2 臺絕熱式旋風(fēng)分離器，采用切向進(jìn)氣方式，設(shè)計旋風(fēng)分離器分離效率≥99.5%，分離器立腿采用水冷套結(jié)構(gòu)，可減少耐火材料用量、縮短鍋爐啟動時間。

表2 鍋爐性能參數(shù)Tab.2 Boiler performance parameters

1.3 存在的問題

旋風(fēng)分離器結(jié)構(gòu)優(yōu)化前，鍋爐運行中存在以下主要問題：旋風(fēng)分離器分離效率低，直觀表現(xiàn)在鍋爐100%負(fù)荷時，旋風(fēng)分離器出口飛灰中位粒徑為46.21 μm；NOx初始排放濃度（質(zhì)量濃度）高達(dá)350 mg/Nm3～400 mg/Nm3，SNCR 脫硝系統(tǒng)尿素消耗量高；密相區(qū)平均床溫950 ℃～997 ℃，分離器入口煙溫低于850 ℃；爐膛差壓低于400 Pa。與同類型循環(huán)流化床鍋爐相比，鍋爐運行床壓較低，床溫偏高，NOx初始排放濃度較高，飛灰粒徑大，旋風(fēng)分離器阻力偏低，這與旋風(fēng)分離器運行狀態(tài)密切相關(guān)［4］。其中分離器效率低下導(dǎo)致中心筒出口飛灰粒徑較大，造成分離器返料量降低，引起鍋爐飛灰含碳量升高、鍋爐效率降低；另外，由于鍋爐床溫升高，爐膛密相區(qū)燃料型NOx生成量增加，SNCR 脫硝系統(tǒng)尿素耗量偏高。

2 旋風(fēng)分離器提效原理及結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案

2.1 旋風(fēng)分離器提效原理

鍋爐爐膛出口的煙氣經(jīng)過旋風(fēng)分離器入口導(dǎo)流加速后切向進(jìn)入分離器筒體段，煙氣中的灰粒在離心力的作用下，沿著徑向向外撞向筒體壁，在進(jìn)口動量和重力作用下，沿筒壁向下流動，經(jīng)分離器椎體及立腿進(jìn)入返料器送回爐膛再次參與燃燒。研究表明，影響旋風(fēng)分離器分離效率的因素主要有：分離器結(jié)構(gòu)參數(shù)和運行參數(shù)［5］。其中，運行參數(shù)主要包括：入口風(fēng)速、入口含塵濃度、顆粒物物性等，分離器結(jié)構(gòu)參數(shù)主要包括：中心筒偏置、切向進(jìn)口形狀尺寸、中心筒筒徑、中心筒插深、分離器入口高寬比、分離器筒體直徑、內(nèi)壁耐火材料粗糙度等。因此，綜合分析鍋爐旋風(fēng)分離器結(jié)構(gòu)及運行參數(shù)與鍋爐運行存在的問題的相互影響關(guān)系，分別制定并實施了以下旋風(fēng)分離器結(jié)構(gòu)優(yōu)化改造方案，以期優(yōu)化鍋爐的運行性能參數(shù)。

2.2 旋風(fēng)分離器結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計方案

文獻(xiàn)［5-6］研究表明，旋風(fēng)分離器的分離效率隨著切向進(jìn)口風(fēng)速的提高，顆粒受到離心力增大，分離效率有望提高，但當(dāng)入口風(fēng)速超過某一臨界值后，兩相流湍流強度增加，已分離捕集的顆粒發(fā)生二次夾帶，表現(xiàn)為隨著入口風(fēng)速增加旋風(fēng)分離器的分離效率降低。同時，姜江［7］等發(fā)現(xiàn)中心筒偏置以及中心筒徑的減小可以適當(dāng)提高旋風(fēng)分離器的分離效率。Xiang［8］等提出縮小中心筒直徑能減少二次夾帶，提高分離器效率。因此，采用對5#鍋爐旋風(fēng)分離器入口結(jié)構(gòu)優(yōu)化、喉口風(fēng)速調(diào)整、中心筒結(jié)構(gòu)及尺寸優(yōu)化的方式，分析分離器提效后運行特性對鍋爐性能的影響。結(jié)合鍋爐性能參數(shù)變化情況，先后實施了如下結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化方案。

（1）第一次實施方案：如圖1 和圖2 所示，旋風(fēng)分離器入口水平煙道喉口尺寸由鍋爐原設(shè)計1 550 mm 優(yōu)化調(diào)整為1 350 mm，保證入口收縮弧線平滑過渡；分離器喉口風(fēng)速由改造前的24.26 m/s提高至28.25 m/s。同時，分離器的中心筒筒徑由Φ2 100 mm 優(yōu)化調(diào)整為Φ1 872 mm，并對中心筒加長及偏置設(shè)計優(yōu)化。

圖1 第一次結(jié)構(gòu)優(yōu)化（分離器入口）Fig.1 First structural optimization（separator inlet）

圖2 第一次結(jié)構(gòu)優(yōu)化（中心筒）Fig.2 First structural optimization（central cylinder）

（2）第二次實施方案：為進(jìn)一步提高旋風(fēng)分離器的分離效率，分離器入口水平煙道喉口尺寸，如圖3 所示，由1 350 mm 優(yōu)化調(diào)整為1 250 mm，改造局部入口收縮弧線平滑過渡，提高分離器喉口風(fēng)速至30.21 m/s。

圖3 第二次結(jié)構(gòu)優(yōu)化Fig.3 Second structural optimization

（3）第三次實施方案：由于前兩次改造期間均未對甲乙側(cè)旋風(fēng)分離器筒體、錐部、頂部澆注料（耐火材料）進(jìn)行更換大修，且旋風(fēng)分離器入口流速增加后耐火材料磨損嚴(yán)重，因此，設(shè)計將分離器筒體、錐部、頂部耐火材料全部更換，分離器入口水平煙道喉口尺寸保持第二次改造時的1 250 mm，喉口風(fēng)速30.21 m/s。同時，考慮到原省煤器管子減薄、外表面積垢嚴(yán)重的情況，改造過程中同步更換省煤器管子。

（4）第四次實施方案：為降低鍋爐排煙溫度、提高鍋爐帶負(fù)荷能力，將分離器入口水平煙道喉口尺寸，由圖3 所示的1 250 mm 擴大至1 420 mm，保證入口收縮弧線平滑過渡，分離器喉口風(fēng)速降低至26.60 m/s。同時，恢復(fù)中心筒長度尺寸至鍋爐原設(shè)計值，將中心筒偏置段500 mm 割除。

3 改造結(jié)果與討論

3.1 對運行床溫的影響

鍋爐設(shè)計及實際煤質(zhì)ST 溫度大于1 350 ℃（國標(biāo)制灰方法測定），實際灰熔點遠(yuǎn)低于此值，考慮到灰粒表層溫度高于床溫100 ℃～200 ℃［9］，運行須嚴(yán)格控制鍋爐床溫在1 150 ℃以下，受床溫限制，改造前鍋爐帶負(fù)荷能力在200 t/h 以下。如圖4 所示，前三次改造方案實施后相比較于改造前，不同負(fù)荷下鍋爐床溫變化，隨著分離器入口流速的提高，同負(fù)荷時鍋爐平均床溫分別降低約20 ℃、30 ℃、60 ℃，局部高溫區(qū)的減少，有利于抑制NOx的生成，而第四次改造方案降低分離器入口流速后，相比于第三次改造鍋爐床溫升高50 ℃～60 ℃。分析認(rèn)為床溫的降低，是由于旋風(fēng)分離器入口流速提高、分離效率提高、爐外灰循環(huán)倍率提高及返回爐膛的冷灰冷卻床溫效果提高。第四次改造分離器及中心筒恢復(fù)至鍋爐原設(shè)計值后，床溫升高，但是仍然低于改造前，表明耐火材料的更換在一定程度上提高了旋風(fēng)分離器的分離效率。

圖4 鍋爐平均床溫變化Fig.4 Variation of average bed temperature

3.2 對帶負(fù)荷能力及尾部受熱面換熱的影響

改造前鍋爐實際運行時，高床溫限制了其帶負(fù)荷能力，最大負(fù)荷僅為200 t/h，蒸發(fā)出力不足。經(jīng)過前兩次對分離器結(jié)構(gòu)優(yōu)化改造，分離效率提高，返回爐膛的循環(huán)灰增加，鍋爐平均床溫降低，且爐膛差壓相較于改造前，最大增加約700 Pa，表明爐膛稀相區(qū)灰濃度增加，爐內(nèi)受熱面的換熱系數(shù)增大［2］，因此鍋爐帶負(fù)荷能力從200 t/h 提高至240 t/h。但是在第三次改造方案實施后，鍋爐負(fù)荷180 t/h 時，空預(yù)器出口排煙溫度高達(dá)170 ℃，過高的排煙溫度不利于尾部布袋除塵器及脫硫裝置的安全穩(wěn)定運行，鍋爐帶負(fù)荷能力再次受到制約。

如表3 所示為尾部受熱面煙溫變化統(tǒng)計情況，在同負(fù)荷時與改造前相比，第三次改造方案實施后，尾部沿著煙氣流向布置的高溫過熱器、低溫過熱器、空預(yù)器的吸熱能力降低，其煙溫降分別降低79.8 ℃、75.2 ℃和14.2 ℃，省煤器煙溫降有所提高，其煙溫降增加45.3 ℃。分析認(rèn)為旋風(fēng)分離器筒體澆注料更換后，筒體粗糙度降低，光潔度提升，有利于分離效率的提高，粒度更小的細(xì)灰進(jìn)入尾部煙道，導(dǎo)致尾部煙道受熱面管排粘灰嚴(yán)重（停爐后檢查情況如圖5 所示），尤其是高、低溫過熱器吸熱能力下降明顯，最終導(dǎo)致排煙溫度升高，主汽溫度偏低。另外，省煤器吸熱能力下降不明顯，分析認(rèn)為由于改造時將省煤器更換為新?lián)Q熱管，管子表面光潔度優(yōu)于改造前，因此表現(xiàn)為吸熱能力優(yōu)于改造前。第四次改造后，尾部受熱面積灰減輕而吸熱增強，鍋爐滿負(fù)荷排煙溫度在166 ℃以下。

表3 尾部受熱面煙溫變化統(tǒng)計Tab.3 Variation of temperature drop on tail heating surface

圖5 高溫過熱器積灰（左）、低溫過熱器積灰（右）狀況Fig.5 Ash deposition on high（left）and low（right）temperature superheater

3.3 對NOx 初始排放及NOx 超低的影響

如圖6 所示NOx初始排放和SNCR 脫硝后NOx排放情況。前三次改造后，180 t/h 負(fù)荷時鍋爐NOx初始排放濃度呈下降趨勢，NOx初始排放濃度（質(zhì)量濃度）從350 mg/Nm3降低至150 mg/Nm3，改造后同負(fù)荷下鍋爐NOx初始排放降幅約48%。分析認(rèn)為，分離結(jié)構(gòu)優(yōu)化后，旋風(fēng)分離捕集并送回爐膛的冷灰量增加，鍋爐中高負(fù)荷時密相區(qū)燃燒溫度水平大幅降低是導(dǎo)致燃料型NOx生成量大幅度減少的主因［10-11］。同時考慮到，改造后鍋爐采用低氧量運行方式，密相區(qū)空氣分級效果增強，爐膛還原性氣氛增強，也一定程度上抑制了燃料型NOx的生成，因此，第四次優(yōu)化方案實施后，雖然分離效率降低，床溫升高，但是NOx初始排放相比于改造前也降低約15%。同時，鍋爐配置有SNCR 脫硝系統(tǒng)，脫硝還原劑采用質(zhì)量分?jǐn)?shù)為40%的尿素溶液，稀釋到10%后通過脫硝噴槍噴入旋風(fēng)分離器煙氣中，鍋爐基本能實現(xiàn)NOx的排放濃度（質(zhì)量濃度）低于50 mg/Nm3指標(biāo)要求。

圖6 NOx初始排放及SNCR 脫硝后NOx排放Fig.6 Initial NOx emission and NOx emission after SNCR

3.4 對分離器效率及耐火材料磨損的影響

文獻(xiàn)［6］指出通過提高旋風(fēng)分離器入口流速及優(yōu)化中心筒徑能提高旋風(fēng)分離器效率、提高灰循環(huán)倍率及改善鍋爐運行性能參數(shù)。目前，對已投運旋風(fēng)分離器分離效率直接測定的常見方法有壓力測量法及碳平衡測量法，且須在熱態(tài)進(jìn)行［2］，但是兩種方法分別受壓力測點準(zhǔn)確性及分離器進(jìn)口灰難以收集等條件限制，因此難以直接測定。本文通過對飛灰及返料灰粒度分析，間接分析歷次改造后旋風(fēng)分離器的分離效率變化。采用Beckman LS 激光粒度分析儀得到顆粒算數(shù)加權(quán)平均粒徑及累積體積50%時的中位粒徑D50（如表4 所示），鍋爐旋風(fēng)分離器前三次提效改造后，飛灰中位粒徑D50從46.21 μm 逐漸降低到22.73 μm，表明從旋風(fēng)分離器逃逸的大顆粒飛灰份額降低；返料灰中位粒徑D50從178.46 μm 降低到132.30 μm，表明分離器捕集的灰中的細(xì)顆粒份額增多。旋風(fēng)分離器飛灰及返料灰粒度的降低共同表明改造后旋風(fēng)分離器對小顆?；业牟都芰μ岣?，間接反映出旋風(fēng)分離器分離效率提高。第三次改造時未對旋風(fēng)分離器結(jié)構(gòu)尺寸進(jìn)行調(diào)整，分離效率仍然有較為明顯的提高，分析認(rèn)為旋風(fēng)分離器筒體粗糙度降低，光潔度提升，耐火材料破損處的局部渦流減少，減少了分離灰的二次夾帶，有利于提高分離器效率。

表4 改造前后返料灰及飛灰粒度統(tǒng)計分析Tab.4 Particle size statistics of return ash and fly ash

雖然在前兩次改造中旋風(fēng)分離器效率不斷提高，但是第二次改造后分離器入口流速嚴(yán)重偏高，造成旋風(fēng)分離器內(nèi)耐火材料磨損速率增加，半年后耐火材料破損嚴(yán)重如圖7 所示。通常磨損速率與速度的3 次方成正比［12］，尤其當(dāng)高濃度含灰氣流以更高的流速直接撞擊分離器靶區(qū)，加劇了分離器靶區(qū)的磨損。這也就促成了第三次改造，也即分離器耐火材料更換改造的實施。

圖7 分離器耐火材料磨損情況Fig.7 Wear of separator refractory

4 結(jié)論

本文在240 t/h 循環(huán)流化床鍋爐上進(jìn)行了旋風(fēng)分離器結(jié)構(gòu)優(yōu)化工程實踐，實踐表明：通過旋風(fēng)分離器入口耐火材料弧線尺寸優(yōu)化及筒體內(nèi)部耐火材料修復(fù)，喉口風(fēng)速從24.26 m/s 可提高至30.21 m/s；分離效率提高，飛灰中位粒徑D50降到22.73 μm，返料灰中位粒徑D50降到132.30 μm；分離效率提高可使鍋爐NOx初始排放濃度（質(zhì)量濃度）從350 mg/Nm3降至150 mg/Nm3以下，結(jié)合SNCR 脫硝技術(shù)NOx排放濃度（質(zhì)量濃度）降到50 mg/Nm3以下；同負(fù)荷平均床溫降幅約110 ℃；爐內(nèi)灰濃度提高后鍋爐帶負(fù)荷能力從200 t/h 恢復(fù)至240 t/h。但是過高的分離器入口流速會造成尾部受熱面積灰嚴(yán)重，排煙溫度超過170 ℃限制，鍋爐帶負(fù)荷能力在180 t/h 以下，旋風(fēng)分離器耐火材料磨損加劇等問題。