1025 t/h锅炉低氮燃烧器改造后存在的问题及对策

董全文

(大唐信阳发电有限责任公司，河南 信阳 464100)

某电厂300 MW机组于2001年投入运行，锅炉NOx排放浓度为907.9～1063.9 mg/Nm3，为了降低脱硝运行成本，2013年利用机组大修在省煤器出口加装了选择性催化还原法(SCR)烟气脱硝装置，同步进行了锅炉低氮燃烧器的改造。低氮燃烧器改造后，虽然NOx降幅很大，省煤器出口NOx排放浓度能降至450～550 mg/Nm3，NOx排放能满足国家环保要求［1］，但也出现了分隔屏易超温、过热器减温水量大、飞灰可燃物上升、锅炉效率下降、低负荷时主、再热汽温偏低及低负荷燃烧稳定性降低等问题。因此，本文针对上述问题，阐述了低氮燃烧器改造过程，分析了燃烧工况，并提出采取优化控制锅炉运行氧量、取消下两层SOFA燃烬风门反切、优化一、二次风配比及燃烧器摆角的调节、优化制粉系统运行方式、低负荷不按低氮控制等措施，以提高了锅炉燃烧稳定性，保证300 MW机组运行中经济性、安全性与NOx排放控制的协调统一。

1 低氮燃烧器改造过程

某电厂300 MW机组SG1025/17.4－M847型锅炉为上海锅炉厂制造的亚临界、一次中间再热、自然循环、固态排渣炉。锅炉为Π型布置，采用平衡通风、四角切向燃烧、配4台低速钢球磨中储式制粉系统。设计煤种为郑州地区贫瘦煤。锅炉设计参数如表1所示。

表1 某电厂锅炉设计参数Tab.1 A power plant boiler design parameters

改造前燃烧器采用成熟的四角切向燃烧技术，一次风设计采用WR燃烧器，相对集中布置。基于煤粉低氮燃烧理论，采用新型高效低NOx燃烧器与炉内二次可控燃烧相结合的低NOx燃烧技术(SCC)，以实现锅炉的洁净高效燃烧。

1.1 采用水平浓淡低NOx煤粉燃烧器

在煤粉喷嘴前，通过偏流装置使煤粉浓缩分离成浓淡两股，利用燃料水平分级燃烧原理有效降低着火初期的NOx生成量。喷嘴设扰流钝体，一方面可卷吸高温烟气回流，另一方面使浓相煤粉在绕流时偏离空气，射入高温回流烟气区域，强化出口气流着火和燃烧，在燃烧器钝体下游可形成高浓度煤粉在高温烟气中浓淡偏差欠氧燃烧，从而有效控制燃烧初期NOx的生成量［2］。喷口周围保留适当喷口面积的周界风，推迟周界风向一次风内的混入，防止喷口结渣及喷口高温变形或烧坏。

1.2 增加炉内二次可控燃烧系统(SCC)

将燃烧所需二次风沿炉膛垂直方向分级供入，主燃区空气量与理论空气量的比值由原来λ=1.2变为λ=0.85～0.90，SOFA燃烬风率为0.17～0.23。在主燃烧器上方增装三层SOFA燃烬风喷嘴。SOFA燃烬风喷嘴可实现垂直电动摆动和水平手动调节。运行时可根据锅炉运行状况对SOFA喷口摆动角度进行适当调整，可有效地进行烟气消旋，减少炉膛出口烟温偏差，保证过热器管壁温正常。

1.3 调整主燃区二次风喷口布置

对于主燃烧器区二次风喷口应根据分级燃烧目的进行调整，优化各喷口面积，同时保证主燃区二次风风速与改造前一致，在保证稳定燃烧的同时实现控制NOx生成。考虑锅炉运行中炉渣含碳量偏高的影响因素，在A层一次风喷口下增设一层二次风燃烧器喷口，从而增加底部风量，延长大颗粒煤粉燃烧时间，控制炉渣含碳量。

1.4 三次风及SOFA燃烬风优化布置

主燃烧器一次风及二次风逆时针方向布置，三次风顺时针方向布置，与一、二次风方向主轴反偏10°。SOFA燃烧器顺时针方向布置，与一、二次风方向主轴反偏6°。三次风与SOFA燃烬风共同起消旋风作用。

2 低氮燃烧器改造后存在的问题及原因分析

对低氮燃烧器改造后，省煤器出口NOx排放浓度从改造前的907.9～1063.9 mg/Nm3降至450～550 mg/Nm3以下，通过脱硝系统后，烟囱入口NOx排放量小于100 mg/Nm3，能满足国家的新环保要求。但低氮燃烧器改变了锅炉燃烧工况、炉膛温度分布以及锅炉各受热面吸热量比例等，给机组带来一些负面影响［3］。

2.1 分隔屏易超温，过热器减温水量增大

在低氮燃烧器改造时，在主燃烧器上方标高23 500～26 500 mm处增装了三层SOFA燃烬风喷嘴，同时将三次风相应上移。根据分级燃烧的原理，在主燃区和燃烬区各建立了一个热负荷中心，相同负荷下火焰中心较改造前上移较多，由于分隔屏在炉膛正上方，故分隔屏壁温易超温。

在加装脱硝装置后，空气预热器运行环境变差，腐蚀和积灰使空气预热器压差增大［6］。为了防止引风机入口负压不超限，高负荷二次风箱压力控制较改造前低很多，导致二次风速降低;燃烧器A、B、C三层粉嘴进行了上移，同时为了防止一次粉管堵管，一次风速控制较设计值高，造成燃烧着火相应推迟及分隔屏超温。

由于三次风与SOFA风共同起反切作用，制粉系统运行方式不同及各SOFA层风门开度调整不合理，导致无法形成有效的消旋流场，炉膛出口烟气流场发生向某一侧偏移，引发分隔屏超温。随着机组负荷、制粉系统运行方式、SOFA层风门开度不同，两侧烟温偏差及分隔屏各超温测点位置均发生变化。

为了避免分隔屏壁温超温，运行人员不得不投入大量过热器减温水，导致机组的经济性下降。

2.2 飞灰可燃物上升

在低氮燃烧器改造后，飞灰可燃物较改造前提高了1% ～2%，拉动供电煤耗上升1.8～3.6 g/(kW·h)。若掺烧部分挥发份偏低的贫廋煤，则飞灰可燃物能达到5%以上。主要原因是低氮燃烧技术采用低温、低氧燃烧，主燃区的温度下降较多，控制和推迟煤粉的着火，并降低着火区的氧量，使煤粉燃烬能力下降，燃烧过程延长，飞灰可燃物增大。

在燃烧器改造时，改变了燃烧器一、二次风喷口和燃烬风喷口的面积，为控制脱硝SCR入口NOx含量，氧量按低限控制，燃烬风比例较大，底层缺氧及二次风动量不足影响煤粉充分燃烧。燃烧器制粉系统三次风喷嘴较改造前上移较多，三次风温偏低，带粉量增大，致使三次风着火推迟且燃烧不完全，导致飞灰可燃物上升。

该电厂一次风管只有压力测点，无风速测量装置，运行人员一般根据一次风压作为调整一次风速的依据，尤其机组高负荷运行情况下，为防止给粉机高转速下粉管堵粉，一次风母管压力一般控制在3100 Pa(风速约30 m/s)以上，远大于设计值24 m/s。一次风速过高会缩短炉内燃烧时间，导致飞灰可燃物上升。

2.3 低负荷燃烧稳定性下降

在低氮燃烧器改造后，机组负荷降至170 MW以下时会出现B、C层燃烧器火焰变短，火焰电视变黑等现象，燃烧稳定性下降，不得不投入油枪稳燃。对于燃烧低劣质煤种时，低负荷燃烧不稳定性更为明显，这是由于采用低温、低氧燃烧，炉膛温度下降，煤粉在低温缺氧情况下着火推迟，使燃烬能力下降，炉内燃烧工况较改造前变差，导致锅炉低负荷稳燃能力下降。

2.4 低负荷主、再热汽温偏低

通过燃烧调整试验，炉膛温度分布均匀，分级燃烧建立，机组在高负荷主、再热汽温基本能达到设计参数。低负荷时主、再热汽温偏低，尤其单套制粉系统运行，过热汽温最低时达到504℃左右，再热汽温低达到495℃左右。主要原因是低负荷时考虑机组稳定性，燃烬风SOFA风门开度较小，分级燃烧未完全建立，热负荷中心主要集中在主燃区，火焰中心下移，导致主、再热汽温偏低。当投运单台制粉系统时，燃烧器四角只能够投运一个对角三次风而无法形成有效的消旋流场，使对角三次风的气固两相流速不均匀，导致流场紊乱，使炉膛出口烟气流场偏差增加，引发分隔屏超温，过热器减温水量大增，屏后烟温降低，限制了过、再热汽温增加。

3 治理方案及效果

3.1 优化控制锅炉运行氧量

降低过量空气系数和氧量，使煤粉在缺氧的条件下燃烧，有利于抑制NOx的生成，但缺氧的话，锅炉飞灰可燃物就会增加，锅炉效率将会受到影响［4］。既要低氮，又要降低飞灰可燃物提高锅炉效率，就是要通过燃烧调整试验，寻求一个最佳的运行氧量，在NOx排放浓度在允许的范围内，使排烟损失和气体、固体未燃烬损失之和最低，锅炉效率最高。

低氮燃烧器改造前，风量大，氧量高一些，有利于主、再热汽温的控制。但低氮燃烧器是建立在分级燃烧基础上的，氧量与主再热汽温并不是一个成正比例的关系，所以在合理风量下，若再提高风量，主燃区在富氧情况下燃烧，则使NOx浓度大大提高，不利于燃烬区热负荷中心的建立，而且使主、再热汽温较设计值偏低较多。通过燃烧调整试验证明，机组负荷270～300 MW控制氧量为2.5%，负荷225～270 MW控制氧量为3.5%，负荷180～225 MW控制氧量为4%，负荷150～180 MW控制氧量为5.5%，能使NOx排放浓度、飞灰可燃物、主再热汽温等均有一个较好的水平。

3.2 取消下两层SOFA燃烬风门反切

通过调整SOFA燃烬风左右摆角，将中、下层SOFA燃烬风调成与一次风及二次风一致，均为逆时针方向布置，保留上层SOFA燃烬风与一次风及二次风反切。根据不同负荷及制粉系统的搭配运行方式，配合主燃烧器消旋二次风及其它二次风比例，以控制炉膛出口烟气温度及烟气量的偏差，有利于分隔屏壁温的控制，从而减少过热器一级减温水量提高汽温［5］。

3.3 优化一、二次风配比调节

一、二次风的调节对调整飞灰可燃物、NOx的生成、主再热汽温以及燃烧的稳定性非常关键。在一次风管不堵塞的情况下，降低一次风速，提高二次风速，增加空气与煤粉的扰动，增加煤粉可燃物质与空气的接触机会，可使燃烧趋向于完全。一般低负荷情况一次风压箱压力控制在2700 Pa，高负荷情况一次风箱压力控制不超过3000 Pa，这样有利于延长煤粉在主燃烧区的停留时间。在一次粉管上加装风速测量装置，可将一次风速控制在设计值24 m/s。

不恰当的炉内二次风配风方式，影响分级燃烧的建立，还会削弱三次风及燃烬风的反切圆消旋效果，出现烟气温度、流速等过大的偏差等问题［7］。考虑到低负荷SOFA层风门开度小，适当开启FF层风门，可以补充后期三次风带粉燃烧时所需的氧量，有利于燃烧充分。通过热态调整试验，制定了典型负荷下运行配风指导卡片，如表2所示。

表2 典型负荷下运行配风指导卡片Tabl.2 Operation with the wind guide card under typical load %

3.4 燃烧器摆角的调节

燃烧器摆角上扬，火焰中心上移，有利于提高主、再热汽温，使飞灰可燃物增大。摆动幅度过大和过于频繁不利于稳燃。为了解决低负荷主再热汽温偏低问题，保持A、B层燃烧器摆角开度50%在水平位，将C、D层燃烧器向上摆动20%，主、再热汽温升高比较明显。高负荷时分级燃烧建立，火焰中心已上移，保持燃烧器摆角在水平位，有利于飞灰可燃物的降低。

3.5 优化制粉系统运行方式

制粉系统的搭配方式对主、再热汽温及减温水量的大小均有较大的影响。尽量保证两套三次风能形成对角的制粉系统运行，有利于建立有效的消旋流场，控制分隔屏的超温，从而减少过热器一级减温水量。在机组低负荷运行时，若单台制粉系统运行，则增投D层D2或D3给粉机，对提高主再热汽温效果明显。

3.6 低负荷的稳燃

机组在170 MW以下低负荷运行时，锅炉效率已经较低，若按照低氮方式运行，则更会进一步降低经济性，使锅炉效率进一步降低。若入炉煤热值有波动，热值较低，则按低氮方式减小主燃区二次风门开度有熄火的风险。机组在170 MW以下低负荷时，不按低氮方式运行，保持SOFA风门较小开度，保证主燃区充足的二次风和氧量，有利于燃烧稳定。

3.7 治理效果

实践证明，采取上述调整措施，烟气中的 NOx排放值可以控制在550 mg/m3以下，烟气中飞灰可燃物平均值不大于1.6%，锅炉效率基本上不会降低。机组在低负荷运行时不按低氮控制，可以使锅炉燃烧稳定性大大提高。机组在低负荷运行时两台制粉系统运行，炉侧主汽温能达到538℃，再热汽温能达到532℃，单台制粉系统运行时炉侧主汽温可以达到534℃，再热蒸汽温度平均值也达到525℃，超过了机组150 MW负荷对应的设计值。

4 结论

1)机组在高负荷运行时控制氧量偏低，有利于分级燃烧的建立;低负荷运行时控制氧量偏高，有利于主、再热汽温的控制。保证一次风管不堵塞的情况下降低一次风速，可以保证运行中经济性、安全性与NOx排放控制的协调统一。

2)机组在低负荷运行时，将C、D层燃烧器向上摆动20%，主、再热汽温升高比较明显。高负荷保持燃烧器摆角在水平位，有利于飞灰可燃物的控制。取消下两层SOFA燃烬风门反切，根据不同负荷及制粉系统的搭配运行方式，配合主燃烧器消旋二次风及其它二次风比例以控制炉膛出口烟气温度及烟气量的偏差，有利于分隔屏壁温的控制，从而减少过热器减温水量，提高了汽温。

3)机组低负荷运行不按低氮方式运行，保持SOFA风门较小开度，保证主燃区充足的二次风和氧量，有利于燃烧稳定。

［1］ GB 13223－2011，火电厂大气污染物排放标准［S］.

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