李一可，劉 龍，劉建航

（國家能源菏澤發(fā)電有限公司，山東 菏澤 274032）

0 引言

鍋爐制粉系統(tǒng)是火電機組主要耗電設(shè)備之一，存在設(shè)備老化、缺陷較多的現(xiàn)象，而且其重要輔機設(shè)備長期連續(xù)運行，經(jīng)常處于低負荷及變負荷運行狀態(tài)，偏離最佳經(jīng)濟運行狀態(tài)，運行效率降低［1-2］。本文對某發(fā)電廠3號機組燃煤鍋爐進行性能試驗，并對燃燒方式進行優(yōu)化調(diào)整［3］，選擇最優(yōu)的配煤摻燒方案，提高了鍋爐的燃燒效率，對同類型機組運行具有借鑒意義。

1 基本概況

某發(fā)電廠3 號鍋爐為亞臨界、一次中間再熱、自然循環(huán)加內(nèi)螺紋管、單爐膛、W 型火焰、露天布置、固態(tài)排渣、平衡通風(fēng)燃煤汽包爐。

該鍋爐制粉系統(tǒng)配有3臺雙進雙出鋼球磨煤機，每臺磨煤機有2個出料口，每個出料口各連接1臺粗粉分離器，粗粉分離器出口的一次風(fēng)管道在鍋爐本體28 m 處通過分配器分為2 根。3 臺磨煤機共有12 根一次風(fēng)管道，每根管道連接1臺旋風(fēng)子分離器。煤粉燃燒器為直流縫隙式，共有24個，前后拱各12個，在每個煤粉燃燒器兩側(cè)各設(shè)置1 個二次風(fēng)噴口。在鍋爐前、后墻處各設(shè)置3 個二次風(fēng)風(fēng)箱，煤粉燃燒器在鍋爐前、后墻處也各分為3組，每組4個燃燒器。

2 主要設(shè)備特性試驗

2.1 動態(tài)分離器變頻率試驗

為掌握3臺磨煤機動態(tài)分離器的特性［4］，分別在動態(tài)分離器頻率為20 Hz、25 Hz、30 Hz、35 Hz、40 Hz時進行特性試驗，煤粉細度分別為R90和R200，3 臺磨煤機煤粉細度隨動態(tài)分離器頻率變化的情況如圖1所示。由圖1 可見，隨著動態(tài)分離器頻率的增加，A磨煤機和C 磨煤機出口煤粉的R90逐漸減小，煤粉逐漸變細，其動態(tài)分離器頻率與煤粉細度的線性關(guān)系較好。在B 磨煤機動態(tài)分離器變頻率試驗過程中，動態(tài)分離器頻率變化時，煤粉細度變化不是特別明顯，且呈非線性變化，整體煤粉細度偏粗，對降低飛灰含碳量不利。

圖1 磨煤機動態(tài)分離器變頻率試驗

2.2 磨煤機變出力試驗

維持動態(tài)分離器頻率為30 Hz，對A磨煤機、B磨煤機和C磨煤機進行變出力試驗，試驗結(jié)果如圖2所示。隨著磨煤機出力的增加，A 磨煤機煤粉細度R90呈增大趨勢，磨煤機出口風(fēng)溫呈下降趨勢，尤其是出力達到55 t/h時，出口風(fēng)溫已低于燃用煤種要求的出口風(fēng)溫最低值。磨煤機出力變化時，B 磨煤機R90的變化規(guī)律不明顯，但在出力大于35.7 t/h 后，磨煤機出口風(fēng)溫呈降低趨勢。磨煤機出力變化時，C 磨煤機煤粉細度變化不明顯，但隨著磨煤機出力的增加，磨煤機出口風(fēng)溫呈下降趨勢。

圖2 磨煤機變出力試驗

由磨煤機變出力試驗可知，當磨煤機出力小于40 t/h 時，磨煤機出力對煤粉細度的影響不明顯；當磨煤機出力大于40 t/h 時，出口風(fēng)溫降低較為明顯。出口風(fēng)溫對煤粉的著火和燃盡影響較大，因此在控制各臺磨煤機的出力時，應(yīng)考慮出口風(fēng)溫的高低，避免出口風(fēng)溫過低造成煤粉著火推遲現(xiàn)象［5］。

2.3 磨煤機加鋼球后動態(tài)分離器變頻率試驗

由前述試驗可知，隨著動態(tài)分離器頻率的增加，A 磨煤機和C 磨煤機出口的煤粉細度逐漸減小，且動態(tài)分離器頻率在30 Hz 以上時煤粉細度才能滿足R90≤5%的要求。在B 磨煤機動態(tài)分離器變頻率試驗過程中，煤粉細度變化不顯著，且煤粉細度不滿足R90≤5%的要求。隨著磨煤機出力的增加，當磨煤機出力小于40 t/h 時，A 磨煤機的煤粉細度變化較小，且高出力下煤粉細度無法滿足R90≤5%的要求，B 磨煤機在不同工況下煤粉細度均無法滿足R90≤5%的要求，C 磨煤機煤粉細度可滿足R90≤5%的要求。

針對當前磨煤機煤粉細度無法滿足要求的問題，考慮機組燃用煤質(zhì)復(fù)雜，煤質(zhì)波動較大，常用煤種的干燥無灰基揮發(fā)分在10%～20%之間，以及后期運行中鋼球的磨損狀況，對磨煤機進行定量加鋼球試驗（A 磨煤機3 t，B磨煤機5 t，C磨煤機2 t），其中A磨煤機裝配級配鋼球，B磨煤機和C磨煤機裝配普通鋼球，試驗結(jié)果如圖3所示。

圖3 加鋼球后磨煤機動態(tài)分離器變頻率試驗

由圖3 可知，添加鋼球后，磨煤機特性改善明顯，A 磨煤機、B 磨煤機和C 磨煤機出力為40 t/h 時，隨著動態(tài)分離器頻率的增加，煤粉細度在一定頻率下均可滿足R90≤5%的要求。綜合考慮燃用煤質(zhì)復(fù)雜，煤的揮發(fā)分、可磨性波動較大，灰渣含碳量高，可設(shè)置A 磨煤機動態(tài)分離器頻率不低于35 Hz，B 磨煤機動態(tài)分離器頻率不低于40 Hz，C 磨煤機動態(tài)分離器頻率不低于35 Hz。加裝鋼球后磨煤機煤粉細度特性曲線良好。定期補充鋼球，且裝配級配鋼球的A 磨煤機煤粉細度控制較好，電流比裝配非級配鋼球的B 磨煤機和C 磨煤機約小20 A，降低供電煤耗約0.2 g/（kW·h）。B 磨煤機和C 磨煤機也可以改裝為級配鋼球，尤其是B 磨煤機煤粉細度較粗，煤粉細度的線性特性較差，適合裝配級配鋼球［6］。

3 優(yōu)化調(diào)整試驗

根據(jù)上述特性試驗結(jié)果，重點對鍋爐運行氧量、不同負荷下磨煤機動態(tài)分離器頻率、乏氣風(fēng)門開度、拱上二次風(fēng)門開度等進行優(yōu)化調(diào)整［7］。對每個工況下鍋爐的熱效率進行測算，實測排煙溫度、運行氧量、氮氧化物含量。對鍋爐熱效率、氮氧化物含量等進行綜合考慮，確定不同工況下鍋爐的最佳運行氧量、風(fēng)門開度、磨煤機運行方式等。

3.1 動態(tài)分離器頻率優(yōu)化

為選擇合理的動態(tài)分離器運行方式，在機組300 MW 負荷下進行4 個不同動態(tài)分離器頻率組合試驗，運行氧量約為2.5%（實測值），T1-1 工況下，A磨煤機、B 磨煤機、C 磨煤機動態(tài)分離器的頻率分別為30 Hz、35 Hz、30 Hz；T1-2工況下，A磨煤機、B磨煤機、C磨煤機動態(tài)分離器的頻率分別為35 Hz、35 Hz、35 Hz；T1-3 工況下，A 磨煤機、B 磨煤機、C 磨煤機動態(tài)分離器的頻率分別為35 Hz、40 Hz、35 Hz；T1-4 工況下，A 磨煤機、B 磨煤機、C 磨煤機動態(tài)分離器的頻率分別為40 Hz、40 Hz、40 Hz。各工況下動態(tài)分離器變頻率試驗結(jié)果如表1所示。

表1 動態(tài)分離器變頻率試驗結(jié)果

T1-1工況下，鍋爐熱效率為91.86%，修正后鍋爐熱效率為91.80%，實測排煙溫度為140.40 ℃，修正后排煙溫度為138.60 ℃，干煙氣熱損失為5.38%，修正后干煙氣熱損失為5.63%，飛灰可燃物含量為5.25%，灰渣含碳量為0.40%，干灰渣未燃盡碳損失為1.94%。

T1-2工況下，鍋爐熱效率為92.15%，修正后鍋爐熱效率為91.85%，實測排煙溫度為141.50 ℃，修正后排煙溫度為137.10 ℃，干煙氣熱損失為5.29%，修正后干煙氣熱損失為5.59%，飛灰可燃物含量為5.16%，灰渣含碳量為0.36%，干灰渣未燃盡碳損失為1.90%。

T1-3工況下，鍋爐熱效率為92.22%，修正后鍋爐熱效率為92.02%，實測排煙溫度為140.30 ℃，修正后排煙溫度為138.10 ℃，干煙氣熱損失為5.44%，修正后干煙氣熱損失為5.70%，飛灰可燃物含量為4.35%，灰渣含碳量為0.30%，干灰渣未燃盡碳損失為1.59%。

T1-4工況下，鍋爐熱效率為91.93%，修正后鍋爐熱效率為91.87%，實測排煙溫度為141.90 ℃，修正后排煙溫度為139.30 ℃，干煙氣熱損失為5.38%，修正后干煙氣熱損失為5.63%，飛灰可燃物含量為4.86%，灰渣含碳量為0.30%，干灰渣未燃盡碳損失為1.78%。

隨著動態(tài)分離器頻率的增加，煤粉細度逐漸變細，飛灰含碳量、CO 含量和氮氧化物含量呈降低趨勢，鍋爐熱效率呈先增加后降低趨勢，一次風(fēng)機出口風(fēng)壓逐漸增高，但在合理區(qū)間，主蒸汽溫度、再熱蒸汽溫度、再熱減溫水溫度、爐膛溫度等參數(shù)無明顯變化。在保證磨煤機風(fēng)箱安全的前提下，綜合考慮鍋爐熱效率、氮氧化物和爐膛溫度，300 MW 負荷下A磨煤機、B 磨煤機、C 磨煤機動態(tài)分離器的頻率分別設(shè)置為35Hz、40 Hz、35 Hz。

3.2 乏氣風(fēng)門開度優(yōu)化

為確定合理的乏氣風(fēng)門開度，進行變乏氣風(fēng)門開度試驗，運行氧量約為4%（實測值），A 磨煤機、B磨煤機、C 磨煤機動態(tài)分離器的頻率分別為35 Hz、40 Hz、35 Hz。T2-1 工況下乏氣風(fēng)門開度為10%，T2-2 工況下乏氣風(fēng)門開度為20%，T2-3 工況下乏氣風(fēng)門開度為30%，T2-4工況下乏氣風(fēng)門開度為40%。各工況下變乏氣風(fēng)門開度試驗結(jié)果如表2所示。

表2 變乏氣風(fēng)門開度試驗結(jié)果

T2-1工況下，鍋爐熱效率為92.06%，修正后鍋爐熱效率為92.01%，實測排煙溫度為134.57 ℃，修正后排煙溫度為137.90 ℃，干煙氣熱損失為5.90%，修正后干煙氣熱損失為5.95%，飛灰可燃物含量為4.03%，灰渣含碳量為0.17%，干灰渣未燃盡碳損失為1.37%。

T2-2工況下，鍋爐熱效率為91.24%，修正后鍋爐熱效率為91.27%，實測排煙溫度為134.23 ℃，修正后排煙溫度為138.10 ℃，干煙氣熱損失為5.92%，修正后干煙氣熱損失為5.95%，飛灰可燃物含量為5.86%，灰渣含碳量為0.72%，干灰渣未燃盡碳損失為2.06%。

T2-3工況下，鍋爐熱效率為90.95%，修正后鍋爐熱效率為91.10%，實測排煙溫度為133.27 ℃，修正后排煙溫度為137.30 ℃，干煙氣熱損失為5.79%，修正后干煙氣熱損失為5.81%，飛灰可燃物含量為6.60%，灰渣含碳量為1.20%，干灰渣未燃盡碳損失為2.36%。

T2-4工況下，鍋爐熱效率為90.13%，修正后鍋爐熱效率為90.29%，實測排煙溫度為133.73 ℃，修正后排煙溫度為138.20 ℃，干煙氣熱損失為5.67%，修正后干煙氣熱損失為5.68%，飛灰可燃物含量為8.96%，灰渣含碳量為1.91%，干灰渣未燃盡碳損失為3.30%。

通過對比分析可知，300 MW 負荷下，運行氧量為4%左右，隨著乏氣風(fēng)門開度的增加，飛灰含碳量呈增加趨勢，氮氧化物含量、主蒸汽溫度、再熱蒸汽溫度和爐膛溫度整體呈下降趨勢。關(guān)小乏氣風(fēng)門后，通過煤粉燃燒器的一次風(fēng)量增加，火焰下沖剛性足、動量大，煤粉在下爐膛燃燒時間變長，有利于煤粉的燃盡。但是關(guān)小乏氣風(fēng)門，下爐膛溫度高，熱力型氮氧化物增加，爐膛出口煙溫降低，主、再熱蒸汽溫度隨之降低。綜合考慮鍋爐熱效率、氮氧化物、蒸汽溫度、飛灰含碳量以及對一次風(fēng)母管安全性的影響，將乏氣風(fēng)門開度設(shè)置為20%，通過更加精確的乏氣風(fēng)門開度調(diào)整，確定最終的乏氣風(fēng)門開度：乏氣風(fēng)門B2 的開度為14%，乏氣風(fēng)門C4、B1 的開度為16%，其他乏氣風(fēng)門的開度為20%。

3.3 氧量優(yōu)化

在合適的乏氣風(fēng)門開度與動態(tài)分離器頻率下，進行變氧量試驗。A 磨煤機、B 磨煤機、C 磨煤機動態(tài)分離器的頻率分別為35 Hz、40 Hz、35 Hz。T3-1工況下，風(fēng)量為320 kg/s，乏氣風(fēng)門開度為20%，燃盡風(fēng)門開度為30%；T3-2工況下，風(fēng)量為330 kg/s，乏氣風(fēng)門開度為20%，燃盡風(fēng)門開度為30%；T3-3 工況下，風(fēng)量為340 kg/s，乏氣風(fēng)門開度為20%，燃盡風(fēng)門開度為30%。各工況下變氧量試驗結(jié)果如表3所示。

表3 變氧量試驗結(jié)果

T3-1工況下，鍋爐熱效率為89.97%，修正后鍋爐熱效率為92.01%，實測排煙溫度為131.86 ℃，修正后排煙溫度為139.10 ℃，干煙氣熱損失為5.82%，修正后干煙氣熱損失為5.79%，飛灰可燃物含量為9.48%，灰渣含碳量為0.68%，干灰渣未燃盡碳損失為3.42%。

T3-2 工況下，鍋爐熱效率為90.59%，修正后鍋爐熱效率為90.59%，實測排煙溫度為128.79 ℃，修正后排煙溫度為137.20 ℃，干煙氣熱損失為5.91%，修正后干煙氣熱損失為5.86%，飛灰可燃物含量為7.98%，灰渣含碳量為0.64%，干灰渣未燃盡碳損失為2.84%。

T3-3工況下，鍋爐的熱效率為90.87%，修正后鍋爐的熱效率為91.71%，實測排煙溫度為128.05 ℃，修正后排煙溫度為136.62 ℃，干煙氣熱損失為6.22%，修正后干煙氣熱損失為6.22%，飛灰可燃物含量為6.16%，灰渣含碳量為0.28%，干灰渣未燃盡碳損失為2.13%。

通過對比分析可知，300 MW 負荷下，隨著氧量的增加，飛灰含碳量呈下降趨勢，氮氧化物含量呈增加趨勢，主蒸汽溫度、再熱蒸汽溫度、再熱減溫水溫度、爐膛溫度等參數(shù)無明顯變化。當二次風(fēng)量為320 kg/s 時，省煤器出口存在一定量的CO，分析CO在線測量的歷史數(shù)據(jù)曲線，發(fā)現(xiàn)CO 含量存在劇烈波動，說明爐內(nèi)燃燒狀況較差，處于欠氧燃燒狀況［8］，對比T3-1、T3-3 工況，T3-1 工況下飛灰含碳量顯著增加。當二次風(fēng)量高于340 kg/s 時，機組氮氧化物含量已超過要求值。從燃燒狀況和飛灰含碳量考慮，建議機組二次風(fēng)量不低于330 kg/s，對應(yīng)實測氧量（省煤器出口）為3.4%。

3.4 燃盡風(fēng)門開度優(yōu)化

增加燃盡風(fēng)門開度有利于空氣分級，減少氮氧化物的生成；減小燃盡風(fēng)門開度有利于下爐膛的燃燒，有利于控制飛灰含碳量。在300 MW負荷下，進行了變?nèi)急M風(fēng)門開度試驗。A 磨煤機、B 磨煤機、C 磨煤機動態(tài)分離器的頻率分別為35 Hz、40 Hz、35 Hz。T4-1 工況下燃盡風(fēng)門開度為30%，T4-2 工況下燃盡風(fēng)門開度為40%，T4-3 工況下燃盡風(fēng)門開度為50%，各工況下變?nèi)急M風(fēng)門開度試驗結(jié)果如表4所示。

表4 變?nèi)急M風(fēng)門開度試驗結(jié)果

通過對比分析可知，300 MW 負荷下，隨著燃盡風(fēng)門開度的增加，飛灰含碳量顯著增加，氮氧化物含量明顯降低，說明當燃盡風(fēng)門開度超過30%時，鍋爐空氣分級效果明顯，但飛灰含碳量偏高，干灰渣熱損失大，嚴重影響鍋爐熱效率［9］，且當燃盡風(fēng)門開度為50%時，再熱減溫水量有所增加，說明爐膛出口溫度升高，爐內(nèi)燃燒推遲，火焰中心上移。從鍋爐熱效率考慮，在保證氮氧化物不超標的情況下，機組300 MW負荷下燃盡風(fēng)門開度不要超過30%。

4 結(jié)語

本文對某燃煤電廠3 號機組鍋爐進行性能試驗，分析動態(tài)分離器頻率、磨煤機出力等對煤粉細度的影響，并經(jīng)過一系列的燃燒優(yōu)化調(diào)整，獲得了該燃煤鍋爐最合理的運行控制參數(shù)，為下一步提高鍋爐熱效率提供了依據(jù)。