前后对冲旋流燃烧煤粉锅炉CO分布规律试验研究

1、前后对冲旋流燃烧煤粉锅炉CO分布规律试验研究李德波,徐齐胜，沈跃良(广东电网公司电力科学研究院，广东广州，510060)摘 要：针对某电厂600MW超临界机组前后墙对冲燃烧方式锅炉CO排放浓度较高、局部易出现峰值，炉膛宽度方向上左右侧偏差明显、在不同氧量下变化较大现象，通过现场试验分析总结了CO的分布规律，提出了降低CO排放浓度调整控制措施，可为进一步降低前后墙对冲燃烧方式锅炉CO排放浓度的实践研究提供有益参考。关键词：旋流燃烧;CO;超临界锅炉;试验研究Experimental research on the release of CO for the pulverized fired bo

2、iler with swirling combustion combustorDebo Li,Qisheng Xu,Yueliang Shen(Electric Power Research Institute of Guangdong Power Grid Corporation, Guangzhou, 510080, China)Abstract: In order to give a clear understanding on the release of CO for a 600MW supercritical swirling combustion pulverized fired

3、 boiler, which the release of CO is high, the maximum high value of CO occurs in certain regions, quite differences for the release of CO from the left side to the right side along the width of the boiler, the release of CO is changed with different concentration of oxygen, experimental research is

4、conducted on finding the intricate reason of the release of CO. In addition, the control measures are proposed by us in order to reduce the release of CO. This research is more beneficial for the further controlling and reducing of the release of CO from the point of engineering application.Key Word

5、s: Swirling combustion; CO; supercritical boiler; experimental research作者简介：李德波(1983- )，男，土家族，湖北宜昌人，高级工程师，浙江大学工学博士。主要从事煤粉燃烧污染物控制，百万超超临界燃煤机组调试、试验，煤粉燃烧高级数值模拟，大规模并行计算方法和程序开发等方面的研究。E-mail：ldbyx0 引言随着我国火力发电事业发展，国内投产了一大批超临界和超超临界燃煤发电机组。由于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控制带了非常大的挑战和困难，尤其是超临界和超超临界机组，这种偏差对温度的影响更加明显，因

6、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器方式1-3。经过近几年的运行实践，部分超临界对冲燃烧锅炉存在尾部烟气中CO排放浓度较高的问题，即锅炉的燃烧效率有待提高，如某A电厂的 1、2号锅炉CO排放浓度有时高达3000mg/m3，化学不完全燃烧损失达到1%，影响煤耗达3g/kWh。某B电厂1、2号锅炉也存在CO排放浓度较高的问题，使得锅炉热效率无法达到设计值3-5。为了找到超临界或者超超临界前后对冲锅炉CO排放量高的原因，本文对某电厂前后对冲旋流燃烧锅炉CO排放进行了试验研究，初步得到了CO排放高的原因，对今后前后对冲燃煤锅炉设计和运行提供了理论上的指导，为今后超

7、临界或者超超临界前后对冲燃煤锅炉的安全、稳定运行具有非常重要的工程意义。1 前后对冲锅炉情况该电厂3号锅炉为东方锅炉(集团)股份有限公司与日本日立-巴布科克公司联合设计的600MW超临界机组前后墙对冲燃烧锅炉，锅炉有关设计参数见表1。表1 锅炉主要性能参数B-MCR(VWO)BRL(TRL)锅炉蒸发量t/h19501854.2过热器出口蒸汽压力MPa(g)25.425.3过热器出口蒸汽温度571571再热蒸汽流量t/h1614.61540.7再热器进口蒸汽压力MPa(g)4.614.37再热器出口蒸汽压力MPa(g)4.424.19再热器进口蒸汽温度318316再热器出口蒸汽温度569569省

8、煤器进口给水温度284280锅炉设计煤种为神木煤，校核煤种为晋北烟煤，煤种煤质数据如表2所示。表2 锅炉设计煤种煤质项 目单 位设 计 煤 种(神木煤)校 核 煤 种(晋北煤)工业分析收到基低位发热值Qnet.arkJ/kg2276022440收到基全水份Mt%149.61收到基灰份 Aar%1119.77可燃基挥发份Vdaf%27.33空气干燥基水份Mad%8.492.85元素分析收到基碳Car%60.3358.6收到基氢Har%3.623.36收到基氧Oar%9.957.28收到基氮Nar%0.690.97收到基全硫St.ar%0.410.63可磨性系数HGI-5654.81炉内气氛-弱还

9、原性弱还原性灰变形温度 DT(T1)11301100灰软化温度 ST(T2)11601190灰熔化温度 FT(T3)12101270灰分析灰分析SiO2%36.7150.41Al2O3%13.9917.73Fe2O3%13.8523.64CaO%22.923.93MgO%1.281.27P2O5%-SO3%9.32.05Na2O%1.231.23K2O%0.721.12 燃烧器结构情况锅炉燃烧器为东方日立的HT-NR3低NOx旋流燃烧器，燃烧器如图1所示，燃烧器布置如图2所示，第1层燃烧器对应AF磨，第2层燃烧器对应BD磨，第3层燃烧器对应EC磨。煤粉及一次风经煤粉管道、燃烧器一次风管、文丘里

10、管，煤粉浓缩器、燃烧器喷嘴后喷入炉膛。二次风经二次风大风箱、燃烧器内、外二次风通道喷入炉膛;其中内二次风(2次风)为直流，外二次风(3次风)为旋流。单只燃烧器内、外二次风的风量分配通过调节各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调节。燃尽风主要由中心风，内二次风，外二次风组成。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，外二次风组成。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调节。图1 HT-NR3燃烧器图2 燃烧器布置图3 燃烧器配风情况针对实际运行中CO排放浓度高的问题，电厂技术人员对

11、燃烧器配风进行了调整。将每层的中间两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、E2燃烧器因调风器故障，处于全关状态)。中间两个燃烬风的三次风挡板全关，二次风和三次风调风器则全开。电厂3号锅炉燃烧器配风情况见表3。表3 电厂3号锅炉燃烧器配风A/F/B/D/C层燃烧器外二次风调风器开度100/100/50/50/100/100E层燃烧器外二次风调风器开度0/0/50/50/100/100燃烧器内二次风挡板开度100侧燃烬风一次风挡板开度100侧燃烬风二次风调风器开度100燃烬风一次风挡板开度100燃烬风二次风挡板开度100燃烬风二次风调风器开度1

12、00燃尽风三次风挡板开度100/100/0/0/100/100燃烬风三次风调风器开度1004 试验设备和试验方法空气预热器进、出口截面用网格法测量，在负荷稳定3个小时之后，每1015min测量一次数据。试验测量仪器采用了西门子公司的U23烟气分析仪和PMA10顺磁氧量计。5 试验结果分析5.1 氧量对CO排放量影响3号锅炉6台磨运行带满负荷，不同运行氧量下空预器进口的CO排放浓度分布如图3图5所示，入炉煤质为澳洲煤：印尼煤1:5，煤质参数如表5所示。测试工况条件如表4所示。表4 3号锅炉CO排放测试条件项目数值负荷600MW磨煤机/煤种AF澳洲：印尼1：印尼2=2:1:1BDEC印尼3：印尼1

13、：印尼2=2:1:1原烟气SO220502300mg/m3前墙燃烬风(A/B)51% / 45%后墙燃烬风(A/B)22% / 60%C层(A/B)73% / 71%E层(A/B)77% / 66%D层(A/B)96% / 83%B层(A/B)96% / 83%F层(A/B)75% / 100%A层(A/B)100% / 100%表5 测试时的煤质参数煤种澳洲煤印尼1印尼2印尼3Mt(%)9.626.621.623.9Aar(%)20.344.727.1310.82Vdaf(%)36.7650.2348.4853.8St,ar(%)0.41.071.050.55Qnet,ar(kcal/kg)

14、5329445947964663由图3可见，在3.0%氧量下(空预器进口，干基)，空预器进口CO平均排放浓度仅为107ppm，NOx平均浓度为261mg/m3(NO2, 6%氧量下)。脱硫出口净烟气在线的CO平均浓度为176mg/m3(波动范围26466 mg/m3)，排放浓度不稳定，随运行时间增加，排放浓度呈下降趋势，总体CO排放浓度不高。空预器进口O2和NOx分布基本呈两侧低、中间高分布。而CO则相反，呈两侧高、中间低分布，与运行氧量的变化呈正向变化趋势。对于对冲燃烧锅炉，可以认为烟气流线整体上并不会发生显著的扭转或拐弯、偏斜等，尾部烟道两侧的烟气中CO 含量增大即可基本表征了炉膛两侧水冷

15、壁区域的还原性气氛相对增强6。图3 3号锅炉空预器进口烟气成分分布(600MW, 3.0% O2)如图4所示，降低运行氧量至2.6%(空预器进口，干基)时，空预器进口处氧量分布相对均匀，A侧靠边位置氧量相对偏低，CO排放浓度较高，CO平均排放浓度升高至299ppm。NOx平均浓度为265mg/m3(NO2, 6%氧量下)，略有升高。脱硫出口净烟气在线的CO平均浓度为499mg/m3(波动范围1861029 mg/m3)，排放浓度同样不稳定，随运行时间增加，排放浓度呈升高趋势。A侧靠边位置CO排放浓度较高，分析认为主要应受E1、E2燃烧器外二次风调风器故障全关及F层A侧二次风箱挡板开度相对偏小影

16、响。炉膛总氧量相对降低时，A侧氧量的偏低趋势增大，贴壁处的还原气氛增强，CO排放浓度增高。图4 3号锅炉空预器进口烟气成分分布(600MW, 2.6% O2)如图5所示，提高运行氧量至3.8%(空预器进口，干基)时，空预器进口氧量分布A侧仍旧相对低一些，CO排放浓度也相对高一些，CO平均排放浓度升高至299ppm。NOx排放浓度相对B侧偏低，NOx平均浓度为308mg/m3(NO2, 6%氧量下)，升高约15%。脱硫出口净烟气在线的CO平均浓度为174mg/m3(波动范围54507mg/m3)，排放浓度同样不稳定，随运行时间增加，排放浓度趋势较平稳。提高运行氧量至3.8%与运行氧量至2.6%对

17、比，可见，随氧量提高，CO平均排放浓度降低，NOx平均浓度升高。运行氧量提高3.8%后，炉膛总体氧量相对较平稳，而在烟气中CO排放浓度在预热器进口中部出现峰值，分析受煤粉细度及煤粉浓度偏差影响较大，存在炉内局部燃烧不完全现象。图5 3号锅炉空预器进口烟气成分分布(600MW, 3.8% O2)如图6所示，CO和NOx随氧量的变化曲线图，其中CO和NOx均采用脱硫系统出口净烟气的在线数据。当氧量大于3.0%后，随氧量增大对降低CO排放的效果不明显，反而使NOx排放明显上升。综合考虑CO和NOx变化影响趋势，锅炉运行氧量维持在3.0%较为合适。图6 3号锅炉CO和NOx排放浓度随氧量的变化5.2

18、燃烬风量变化对CO排放量影响表6试验研究了燃烬风量对CO排放浓度的影响。在维持锅炉总氧量不变前提下，随着主燃烧器的二次风门适当关小，燃烬风门适当开大，CO和NOx排放浓度均呈下降趋势。主燃烧器区域风量减少，尾部烟气中CO含量降低。说明锅炉的燃烬风穿透力不足，使主燃烧器区生成的CO无法完全在燃烬区氧化。表6 燃烬风调整对CO和NOx排放的影响项目燃烬风1燃烬风2负荷600MW600MW前墙燃烬风(A/B)40/5367/68后墙燃烬风(A/B)33/3966/66C层(A/B)65/6356/53E层(A/B)74/8150/61D层(A/B)89/9666/62B层(A/B)97/9655/6

19、1F层(A/B)77/9961/73A层(A/B)100/10075/92燃烧器前风箱压力kPa0.700.35CO(mg/m3)344(220454)73350NOx(mg/m3)2492206 控制措施针对前后墙对冲旋流燃烧煤粉锅炉，由于配风不均造成的CO排放浓度较高现象，试验分析，采取以下主要控制措施可有效降低CO排放浓度：(1)消除E1、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，加大两侧二次风量，以改善侧墙水冷壁管附近的还原性气氛。可将同层燃烧器1号和6号燃烧器的外二次风调风器开度100%，中部2号至5号燃烧器的外二次风调风器开度80%。(2)关小侧燃烬风二次风挡板，关小燃尽风二、三次风挡板，使得直流风量增加，增强直流风的刚性，从而提高直流风穿透到炉膛中心的能力;提高炉膛风箱间差压和燃烬风穿透力，使主燃烧器区生成的CO能够在燃烬区氧化完全。(3)减小炉膛漏风及备用燃烧器的冷却风量。在一定的运行氧量下,当锅炉在低负荷运行势必使燃烧区域风量减少或利用率降低,进而造成燃烧区域整体或局部区域缺氧现象的加重，