前后对冲旋流燃煤锅炉CO和NOx分布规律的试验研究

李德波， 沈跃良

（广东电网公司电力科学研究院，广州510060）

随着我国火力发电事业的发展，国内投产了一大批超临界和超超临界燃煤发电机组．四角切圆锅炉残余旋转给过热器和再热器受热面温度偏差的控制带来非常大的困难和挑战，尤其是超临界和超超临界机组，这种偏差对温度的影响更明显，因此采用旋流燃烧器组织炉内空气动力场逐渐成为超临界和超超临界机组首选的燃烧方式［1－3］．

经过近几年的运行实践，部分超临界对冲燃煤锅炉存在尾部烟气中CO排放质量浓度较高的问题，即锅炉的燃烧效率有待提高，如某A电厂的1号和2号锅炉的CO排放质量浓度有时高达3 000 mg／m3，化学不完全燃烧损失达到1%，从而使这部分煤耗高达3g／（kW·h）；某B电厂1号和2号锅炉也存在CO排放质量浓度较高的问题，使得锅炉热效率无法达到设计值［3－5］．

为了找出超临界或超超临界前后对冲燃煤锅炉CO排放量大的原因，笔者对某电厂前后对冲旋流燃煤锅炉的CO和NOx排放进行试验究，初步得到了CO排放质量浓度高的原因，为前后对冲旋流燃煤锅炉的设计和运行提供理论指导．

1 前后对冲燃煤锅炉

笔者所研究的某电厂3号锅炉为东方锅炉股份有限公司与日本日立－巴布科克公司联合设计的600MW超临界机组前后对冲旋流燃煤锅炉，有关设计参数见表1，其中BMCR为锅炉最大连续蒸发量，BRL为锅炉额定出力．该锅炉设计煤种为神木煤，校核煤种为晋北烟煤，煤种的煤质分析见表2．

表1 锅炉的主要性能参数Tab．1 Main performance parameters of the boiler

2 燃烧器的结构及配风情况

2．1 燃烧器的结构

锅炉燃烧器为东方日立锅炉有限公司的HTNR3低NOx旋流燃烧器，其结构见图1，燃烧器布置见图2．其中，第1层燃烧器对应A磨和F磨，第2层燃烧器对应B磨和D磨，第3层燃烧器对应E磨和C磨．

表2 煤种的煤质分析Tab．2 Proximate and ultimate analysis of the coal

图1 燃烧器结构示意图Fig．1 Structural diagram of the burner

煤粉和一次风经煤粉管道、燃烧器一次风风管、文丘里管、煤粉浓缩器和燃烧器喷嘴后进入炉膛．二次风经二次风大风箱及燃烧器内、外二次风通道进入炉膛，其中内二次风（二次风）为直流，外二次风（三次风）为旋流．单只燃烧器内、外二次风的风量分配通过调节内二次风挡板开度和外二次风调风器开度来实现．各层燃烧器总风量的调节通过风箱入口挡板开度来实现．燃尽风主要由中心风、内二次风和外二次风组成，其中中心风为直流风，内、外二次风为旋流风．侧燃尽风主要由中心风和外二次风组成，其中中心风为直流风，外二次风为旋流风．燃尽风总风量的调节通过风箱入口挡板开度来实现．

图2 燃烧器的布置Fig．2 Arrangement of burners

2．2 燃烧器的配风情况

针对实际运行中CO排放质量浓度高的问题，电厂技术人员对燃烧器配风进行了调整．将每层中间2个燃烧器的外二次风调风器开度调整为50%，两侧的外二次风调风器开度调整为100%（其中E1和E2燃烧器因调风器故障，处于全关状态）．中间2个燃尽风的三次风挡板全关，二次风和三次风的调风器则全开．该电厂3号锅炉燃烧器的配风情况见表3．

3 试验方法及结果分析

3．1 试验方法

空气预热器进、出口截面的数据采用网格法进行测量，在负荷稳定3h后，每10～15min测量一次数据．试验测量仪器为西门子公司的U23烟气分析仪和PMA10顺磁氧体积分数计．

3．2 试验结果及分析

3．2．1 O2体积分数对CO和NOx排放质量浓度的影响

当入炉煤（其煤质参数见表4）为m（澳洲煤）∶m（印尼煤）≈1∶5，3号锅炉6台磨煤机满负荷下运行时不同O2体积分数下空气预热器进口的CO和NOx排放质量浓度分布见图3，其中测试条件见表5，A磨和F磨的各煤种质量比为m（澳洲煤）∶m（印尼煤1）∶m（印尼煤2）＝2∶1∶1，B磨、D磨、E磨和C磨各煤种质量比为m（印尼煤1）∶m（印尼煤2）∶m（印尼煤3）＝1∶1∶2．

表3 3号锅炉燃烧器的配风Tab．3 Air distribution for burners of No．3boiler%

表4 入炉煤种的煤质参数Tab．4 Quality parameters of the coal as fired

由图3（a）可见，当运行 O2体积分数φ（O2）＝3．0%时，空气预热器进口CO平均排放质量浓度仅为219mg／m3，NOx平均排放质量浓度为261mg／m3（折算为O2体积分数为6．0%时，下同）．脱硫系统出口净烟气在线测量得到的CO平均排放质量浓度为176mg／m3（波动范围为26～466mg／m3），CO排放质量浓度不稳定，且随着运行时间的延长，CO排放质量浓度呈下降趋势，总体排放质量浓度不高．

由图3（a）还可以看出，空气预热器进口O2体积分数和NOx排放质量浓度基本呈两侧低、中间高的分布趋势，与O2体积分数的变化一致，而CO排放质量浓度则相反，呈两侧高、中间低的分布趋势．

对于前后对冲旋流燃煤锅炉，可以认为烟气流线整体上并不会发生显著的扭转、拐弯或偏斜等，尾部烟道两侧烟气中CO排放质量浓度的升高基本表明炉膛两侧水冷壁区域的还原性气氛相对增强［6］．

图3 3号锅炉空气预热器进口的烟气成分分布Fig．3 Gas composition distribution at inlet of No．3boiler＇s air pre－heater

表5 3号锅炉的测试条件Tab．5 Experimental conditions of No．3boiler

由图3（b）可知，当φ（O2）减小为2．6%时，空气预热器进口处的O2体积分数分布相对均匀，A侧靠边位置处的O2体积分数相对偏小，CO排放质量浓度较高，CO平均排放质量浓度升高为373．75 mg／m3，NOx平均排放质量浓度为265mg／m3，略有升高．脱硫系统出口净烟气在线测得的CO平均排放质量浓度为499mg／m3（其波动范围为186～1 029mg／m3），CO排放质量浓度也不稳定，随着运行时间的延长，CO排放质量浓度呈升高趋势．

由图3（b）还可以看出，A侧靠边位置处CO的排放质量浓度较高，分析认为主要原因是E1和E2燃烧器外二次风调风器发生故障及F层A侧二次风箱挡板开度相对偏小．炉膛总O2体积分数相对较小时，A侧O2体积分数的减小趋势增大，贴壁处的还原气氛增强，CO排放质量浓度升高．

由图3（c）可知，当φ（O2）增大至3．8%时，空气预热器进口A侧的O2体积分数相对较低，CO排放质量浓度相对较高，CO平均排放质量浓度升高为373．75mg／m3．NOx排放质量浓度相对B侧偏低，NOx平均排放质量浓度为308mg／m3，与φ（O2）＝2．6%时相比，约升高了16%．脱硫系统出口净烟气在线测得的CO平均排放质量浓度为174mg／m3（波动范围为54～507mg／m3），CO排放质量浓度也不稳定，随着运行时间的延长，CO排放质量浓度变化趋势较平稳．

φ（O2）增大至3．8%与减小至2．6%相比，随着O2体积分数的增大，CO平均排放质量浓度降低，NOx平均排放质量浓度升高．当φ（O2）增大为3．8%时，炉膛总体O2体积分数变化相对较平稳．由于受煤粉细度和煤粉质量浓度偏差的影响较大，炉内局部区域存在不完全燃烧现象，烟气中CO的排放质量浓度在空气预热器进口中部出现峰值．

图4给出了3号锅炉CO和NOx排放质量浓度随φ（O2）的变化，其中CO和NOx排放质量浓度均采用脱硫系统出口净烟气的在线数据．由图4可知，当φ（O2）＞3．0%时，φ（O2）的增大对降低CO排放质量浓度的效果并不明显，反而使NOx排放质量浓度略有升高．综合考虑CO和NOx排放质量浓度变化趋势，该锅炉φ（O2）维持在3．0%较为合适．

图4 3号锅炉CO和NOx排放质量浓度随φ（O2）的变化Fig．4 Variation of CO and NOxmass concentration with the change of oxygen for No．3boiler

3．2．2 燃尽风风量对CO和NOx排放质量浓度的影响

表6给出了600MW负荷下燃尽风风量对CO排放质量浓度的影响．由表6可知，在维持锅炉总氧量不变的前提下，当主燃烧器二次风门适当关小且燃尽风门适当开大时，CO和NOx的排放质量浓度均呈下降趋势．主燃烧器区域风量减少，尾部烟气中CO的排放质量浓度降低，说明锅炉的燃尽风穿透力不足，使得主燃烧器区生成的CO无法在燃尽区完全被氧化．

表6 调整燃尽风对CO和NOx排放质量浓度的影响Tab．6 Effects of overfire air adjustment on CO and NOx mass concentration

4 CO排放质量浓度的控制措施

针对前后对冲旋流燃煤锅炉中由于配风不均而造成的CO排放质量浓度较高的现象，可采取以下主要控制措施来有效降低CO的排放质量浓度：

（1）消除E1和E2燃烧器二次风调风器故障缺陷，保证风门开关好用．重新调整各燃烧器外二次风的开度，加大两侧二次风风量，以改善侧墙水冷壁管附近的还原性气氛．将同层1号和6号燃烧器的外二次风调风器开度调为100%，中间2号～5号燃烧器的外二次风调风器开度调为80%．

（2）关小侧燃尽风二次风挡板和燃尽风二次风、三次风挡板开度，使直流风量增加，直流风的刚性增强，从而增强直流风穿透到炉膛中心的能力；增大炉膛风箱间压差和提高燃尽风穿透能力可使主燃烧器区域生成的CO在燃尽区被完全氧化．

（3）减小炉膛漏风量和备用燃烧器的冷却风量．在一定的φ（O2）下，当锅炉在低负荷下运行时，势必会使燃烧区域的风量减少或利用率降低，进而造成燃烧区域整体或局部缺氧现象加重，加剧风粉配比的不均衡性和不及时性，导致CO排放质量浓度升高．

（4）旋流燃烧器要求给粉尽可能均匀，实际运行中由于分离器特性所限，各个燃烧器的给粉并不均匀，其煤粉量偏差一般在10%左右，差别大时可达30%以上，而二次风一般采取均匀配风方式．因此，这种运行方式势必使部分燃烧器附近处于缺氧燃烧状态．由于燃烧气流后期混合较差，部分区域水冷壁处于还原性气氛中，从而使锅炉CO的排放质量浓度升高［7］．因此，要调整和维持合适的煤粉细度，削弱煤粉浓度偏差，尽可能使投运的一次风粉管出粉量分配均匀，保持炉内着火充分．

5 结 论

（1）该电厂前后对冲旋流燃煤锅炉CO排放质量浓度较高是由于配风不均造成的．

（2）当φ（O2）＞3．0%时，O2体积分数的增大对降低CO排放质量浓度的效果并不明显，反而使NOx排放质量浓度明显升高．综合考虑CO和NOx排放质量浓度的变化趋势，φ（O2）＝3．0%时较为合适．

（3）应重新调整各燃烧器外二次风的开度，加大两侧二次风风量，以改善侧墙水冷壁管附近的还原性气氛．

（4）在锅炉总O2体积分数不变的前提下，当主燃烧器二次风挡板开度适当关小且燃尽风挡板开度适当开大时，CO和NOx排放质量浓度均降低．

（5）关小侧燃尽风二次风挡板及燃尽风二次风和三次风挡板开度，有利于降低CO排放质量浓度．

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