侯益銘

（山西國(guó)際能源集團(tuán)有限公司，山西 太原 030002）

1 超低排放改造背景

2014年國(guó)家提出了《火電廠大氣污染物排放標(biāo)準(zhǔn)》GB13223—2011新的污染物排放指標(biāo)，對(duì)環(huán)保提出了更高的要求；同時(shí)對(duì)鍋爐的能耗也提出了嚴(yán)格的規(guī)定，這就需要對(duì)鍋爐進(jìn)行更進(jìn)一步的核算和改造。

山西A廠循環(huán)流化床鍋爐型號(hào)為300 MW DG1070/17.4-Ⅱ1，單汽包，自然循環(huán)。鍋爐機(jī)組在運(yùn)行過(guò)程中出現(xiàn)了如下問(wèn)題。

a）高負(fù)荷工況不投選擇性非催化還原SNCR（selective non-catalytic reduction） 時(shí)氮氧化物NOx質(zhì)量濃度為170 mg/m3左右；投SNCR條件下NOx質(zhì)量濃度一般在80 mg/m3左右，滿足不了超低排放對(duì)NOx質(zhì)量濃度的要求。在高負(fù)荷或變負(fù)荷工況時(shí)，為了將NOx質(zhì)量濃度控制在50 mg/m3以下，必須將氧量控制在1%～2%，一氧化碳質(zhì)量濃度達(dá)75 mg/m3左右，飛灰含碳量增大，空氣預(yù)熱器腐蝕速度加快。

b）鍋爐床溫偏高，且偏差較大，原設(shè)計(jì)床溫為850～930℃，現(xiàn)在1號(hào)鍋爐中部偏右側(cè)床溫平均達(dá)970℃，最高達(dá)1025℃，偏差值最高達(dá)150℃。

c） 床溫分布不均，各給煤機(jī)無(wú)法均勻給煤，為了控制床溫偏差，經(jīng)常需要將兩邊給煤機(jī)的轉(zhuǎn)速調(diào)大，中間的給煤機(jī)轉(zhuǎn)速調(diào)??；增大了石灰石的消耗量。

d） 分離器阻力降低導(dǎo)致分離器效率下降，180～300MW負(fù)荷時(shí)，分離器阻力為0.5～1.7kPa；尾部煙氣中顆粒濃度增高，加劇了尾部低溫過(guò)熱器、低溫再熱器、省煤器和空氣預(yù)熱器的磨損。

故此需對(duì)循環(huán)流化床CFB（circulating fluidized bed） 鍋爐的燃燒系統(tǒng)進(jìn)行布風(fēng)板、下二次風(fēng)口、分離器、防磨梁的改造。

鍋爐主要由1個(gè)膜式水冷壁爐膛，3臺(tái)冷卻式旋風(fēng)分離器和1個(gè)由汽冷包墻包覆的尾部豎井3部分組成。爐膛寬度30189 mm、深度9831 mm、爐膛高度39900 mm，爐膛截面積為296.8 m2，鍋爐共布置10個(gè)給煤口，在前墻水冷壁下部收縮段沿著寬度方向均勻布置，爐膛底部的水冷壁風(fēng)室兩側(cè)布置有一次熱風(fēng)道，進(jìn)風(fēng)型式為從風(fēng)室兩側(cè)進(jìn)風(fēng)。

布風(fēng)板寬4335 mm、長(zhǎng)29754 mm，布風(fēng)板面積為129 m2，風(fēng)帽數(shù)量2924個(gè)。二次風(fēng)口數(shù)量38個(gè)，其中下二次風(fēng)口8個(gè)，與布風(fēng)板距離1000mm，中二次風(fēng)口8個(gè)，與布風(fēng)板距離2500 mm，上二次風(fēng)口22個(gè)（包括4個(gè)側(cè)墻二次風(fēng)），與布風(fēng)板距離4950 mm。

臥式管式空預(yù)器，一二次風(fēng)進(jìn)出口均在兩側(cè)，爐膛下部左右側(cè)的一次風(fēng)道內(nèi)分別布置2臺(tái)點(diǎn)火燃燒器，二次風(fēng)經(jīng)過(guò)爐膛下部前后墻的二次風(fēng)箱分2層送入爐膛。6個(gè)排渣口布置在爐膛后墻水冷壁下部，分別對(duì)應(yīng)6臺(tái)滾筒式冷渣器。鍋爐的設(shè)計(jì)煤種如表1所示。

表1 煤質(zhì)資料

2 燃燒系統(tǒng)改造技術(shù)及方案

為了在不上選擇性催化還原法SCR（selective catalytic reduction） 設(shè)備情況下滿足超低排放要求，針對(duì)燃燒系統(tǒng)作了一系列的改造：包括布風(fēng)板面積的縮??；下二次風(fēng)的適當(dāng)抬高；分離器進(jìn)口煙道流通截面積縮??；防磨梁更換為防磨瓦等。

2.1 布風(fēng)板改造

布風(fēng)板面積[1-2]的大小對(duì)一次風(fēng)率、床溫、排渣效率等影響較大，尤其床料的大顆粒超標(biāo)嚴(yán)重時(shí)對(duì)NOx的生成影響更為明顯，所以有必要對(duì)布風(fēng)板進(jìn)行面積縮小的改造。

原布風(fēng)板尺寸為 30.236×4.700=142.109 m2，將前墻第一排風(fēng)帽用澆注料加堵，且前墻澆注料做成傾斜狀，斜坡高度做至落煤口以下，下部布風(fēng)板處厚度加厚200 mm，澆注料加厚后原第2排風(fēng)帽中心線距離保持105 mm，改造后布風(fēng)板有效面積為 29.928×4.135=123.752 m2。

2.2 下二次風(fēng)口改造

運(yùn)行中為了降低NOx濃度，滿足超低排放要求，除采用控制氧量和一次風(fēng)量的方法外，在爐膛高度方向上利用二次風(fēng)控制，采用推遲燃燒、提高分級(jí)燃燒的比例。二次風(fēng)的高度也是關(guān)鍵因素。

現(xiàn)1號(hào)鍋爐下二次風(fēng)口[3]與布風(fēng)板距離為1000 mm，改造后將爐前后墻8個(gè)下二次風(fēng)口提高至與布風(fēng)板距離2100 mm，即標(biāo)高12100 mm位置。

2.3 分離器改造

分離器[4]的分離效率對(duì)于床溫的影響很大。分離效率影響的因素主要有入口截面積（入口的速度）、出口中心筒的直徑及高度。針對(duì)運(yùn)行中床溫高的現(xiàn)狀，要提高分離器入口速度，所以將分離器進(jìn)口煙道流通截面積縮小。

具體改造為將1號(hào)、2號(hào)、3號(hào)分離器進(jìn)口煙道分離器側(cè)700 mm寬澆注料加厚230 mm，避免產(chǎn)生渦流、加快受熱面磨損，改后分離器進(jìn)口煙道流通截面積縮小為17 m2。

由于床溫及爐膛出口溫度均較高，中心筒已經(jīng)變形嚴(yán)重，因此進(jìn)行了中心筒直徑縮小、中心圓柱筒改為圓錐型、中心筒高度降低3方面的改進(jìn)。

具體改造為將中心筒原規(guī)格φ（4149×12）mm，L=6650 mm，材質(zhì)RA-253MA改造為φ（4000×16）mm，有效插入深度3500 mm，有效插入段改為漸縮結(jié)構(gòu)，直徑由φ（4000×16） mm漸縮至φ（3800×16） mm，材質(zhì)改為310S。

2.4 防磨梁改造

由于采用了絕熱型的防磨梁[5-6]，減少了水冷壁受熱面積，提高了運(yùn)行床溫。為了降低床溫，將絕熱型的防磨梁更換為導(dǎo)熱型的防磨瓦。

將8層防磨梁中拆除下4層，并將拆除的4層防磨梁（爐膛標(biāo)高19771 mm至28900 mm） 區(qū)域設(shè)計(jì)安裝純鋼制防磨梁。

3 超低排放技術(shù)改造對(duì)機(jī)組性能的影響

通過(guò)下二次風(fēng)口改造使得機(jī)組運(yùn)行時(shí)上、中、下二次風(fēng)均勻性很好，風(fēng)速都在19 m/s左右，爐內(nèi)空氣動(dòng)力場(chǎng)均勻，尤其下二次風(fēng)口由于靠近密相區(qū)，穿透能力較強(qiáng)，能夠給密相區(qū)以上的燃燒過(guò)程提供氧氣以及增加有效擾動(dòng)，燃燒穩(wěn)定。

通過(guò)對(duì)分離器進(jìn)行進(jìn)口煙道流通截面積縮小改造使得分離器效率提高，但低溫再熱器的設(shè)計(jì)量不足的缺陷難以掩蓋，在再熱器的傳熱效果不變的情況下，高排溫度相比改造前下降。

通過(guò)防磨梁改造對(duì)機(jī)組性能的影響為改造后相同負(fù)荷下，平均床溫相對(duì)于改造前降低15℃左右，在75%負(fù)荷以上最高床溫與最低床溫的差值減小15℃；但是在50%負(fù)荷時(shí)床溫最高和最低的差值比改造前增加了，這是因?yàn)楦脑熘袩o(wú)法兼顧所有工況。

最終通過(guò)燃燒系統(tǒng)的改造使得高負(fù)荷工況下，不投SNCR時(shí)NOx質(zhì)量濃度為110 mg/m3左右；不同負(fù)荷下投SNCR條件下NOx濃度基本上在30 mg/m3左右，可以滿足超低排放對(duì)NOx質(zhì)量濃度的要求，使電廠不用上SCR設(shè)備，節(jié)約了改造費(fèi)用。

3.1 二次風(fēng)均勻性試驗(yàn)

a）冷態(tài)條件下，開(kāi)啟引風(fēng)機(jī)二次風(fēng)機(jī)，二次風(fēng)流量設(shè)定35×104 m3/h。

b）在爐膛內(nèi)部，分別對(duì)上層前后左右墻22個(gè)二次風(fēng)口（前墻布置10個(gè)，后墻布置8個(gè)，左右側(cè)墻各布置2個(gè)）、中二次風(fēng)口8個(gè)（油槍二次風(fēng)口，前后墻各4個(gè)）、下二次風(fēng)口8個(gè)（前后墻各4個(gè)）二次風(fēng)口采用專(zhuān)用速度儀測(cè)量其中心速度。

c） 二次風(fēng)門(mén)開(kāi)度為100%時(shí)測(cè)量同一開(kāi)度下的二次風(fēng)速，比較二次風(fēng)口速度的差異得出二次風(fēng)的均勻性。

按上述步驟在爐膛內(nèi)部分別測(cè)量上、中、下二次風(fēng)口中心的風(fēng)速，共測(cè)試38點(diǎn)，得出圖1所示二次風(fēng)口速度分布。

圖1 上中下二次風(fēng)速分布

由圖1可見(jiàn)，上、中、下二次風(fēng)均勻性很好，風(fēng)速都在19 m/s左右，偏差小于±5%；爐內(nèi)空氣動(dòng)力場(chǎng)均勻，尤其下二次風(fēng)口由于靠近密相區(qū)，穿透能力較強(qiáng)，能夠給密相區(qū)以上的燃燒過(guò)程提供氧氣以及增加有效擾動(dòng)，燃燒穩(wěn)定。

3.2 分離器效率試驗(yàn)測(cè)試

3.2.1 改造前后同一負(fù)荷下對(duì)比

改造前負(fù)荷從180～300 MW變化，分離器阻力為0.3～1.32 kPa；改造后負(fù)荷從150～270 MW變化，分離器阻力為0.4～1.6 kPa，分離器阻力略有增加，但是分離器效率有了很大的提升，如表2數(shù)據(jù)所示。

表2 改造前后負(fù)荷270 MW下再熱汽溫參數(shù)對(duì)比

從表3可以看出，在相同負(fù)荷下，再熱器煙氣擋板開(kāi)度、煤耗、給煤量等因素基本上一致的情況下，改造后風(fēng)室壓力和床壓相對(duì)比改造前減少2 kPa左右，但是爐膛差壓改造后比改造前還大0.35 kPa，同時(shí)低溫再熱器的出入口溫度和高溫再熱器的出入口溫度差值基本上一致，這充分說(shuō)明分離器效率有了很大了提高。再熱器的傳熱效果基本沒(méi)變，這樣既能減少一次風(fēng)機(jī)和引風(fēng)機(jī)的電耗，節(jié)約廠用電，同時(shí)可以提高爐膛熱效率。

表3 分離器效率的影響因素

改造前分離器分離效果差，進(jìn)入尾部煙道的煙氣濃度和煙氣量比較大，掩蓋了低溫再熱器的設(shè)計(jì)量不足的問(wèn)題，現(xiàn)在改造完后，分離器效率有了很大的提高，同時(shí)床料篩分不夠合理，所以再熱汽溫難以保證。

改造前高排溫度在325℃左右，但是改造后高排溫度只有312℃左右，再熱器的傳熱效果是不變的，所以再熱汽溫難以保證。

3.3 防磨梁改造后床溫試驗(yàn)

A電廠1號(hào)爐進(jìn)行了一系列的燃燒系統(tǒng)改造后，床溫相比改造前降低了，同時(shí)均勻性變好，進(jìn)行改造前后不同負(fù)荷下床溫?cái)?shù)據(jù)對(duì)比如表4所示。

表4 A廠1號(hào)爐改造前不同負(fù)荷下布風(fēng)板阻力與床溫偏差

通過(guò)表4可見(jiàn)，1號(hào)爐改造前后數(shù)據(jù)可以得到，改造后，在相同負(fù)荷下，風(fēng)室壓力保持不變，床壓降低，布風(fēng)板阻力增加；但是布風(fēng)板阻力增加的值先升高后降低，在50%負(fù)荷左右阻力基本上不增加，在100%負(fù)荷增加值達(dá)到最大?？偟淖枇υ黾又翟诳煽胤秶鷥?nèi)。

改造前，床溫最高能到1000℃左右，同時(shí)最高床溫與最低床溫差值較大；改造后，相同負(fù)荷下，平均床溫相對(duì)于改造前降低15℃左右，在75%負(fù)荷以上最高床溫與最低床溫的差值減小15℃，但是在50%負(fù)荷時(shí)床溫最高和最低的差值比改造前增加了，反而沒(méi)有改造前好，這是因?yàn)楦脑熘袩o(wú)法兼顧所有工況。1號(hào)爐改造前后前墻、后墻床溫最高最低差如表5所示。

表5 對(duì)比1號(hào)爐改造前后前墻、后墻床溫最高最低差

由表5可見(jiàn)，1號(hào)爐改造后，前墻的床溫均勻性相對(duì)較好，后墻的床溫均勻性不夠良好。對(duì)比發(fā)現(xiàn)最高床溫和最低床溫基本上都分布在后墻，床溫的最高、最低差在后墻顯現(xiàn)的比較明顯。在原來(lái)焊接圓鋼φ30 mm位置處，后墻比前墻平均床溫高40℃左右；但是在左右墻位置處，隨著負(fù)荷從50%上升至100%，后墻床溫比前墻床溫高120℃下降至15℃左右。

3.4 改造前后NOx質(zhì)量濃度比較

a） 改造前在高負(fù)荷工況時(shí)，不投SNCR時(shí)NOx質(zhì)量濃度為170 mg/m3左右；投SNCR條件下NOx質(zhì)量濃度一般在80 mg/m3左右，不能保證滿足超低排放對(duì)NOx質(zhì)量濃度的要求。

b）改造后高負(fù)荷工況下，不投SNCR時(shí)NOx質(zhì)量濃度為110 mg/m3左右；不同負(fù)荷下投SNCR條件下NOx質(zhì)量濃度基本在30 mg/m3左右，可以滿足超低排放對(duì)NOx質(zhì)量濃度的要求，電廠可以不上SCR設(shè)備，節(jié)約了改造費(fèi)用。

c）改造前在高負(fù)荷或變負(fù)荷工況時(shí)，為了將NOx質(zhì)量濃度控制在50 mg/m3以下，必須將氧量控制在1%～2%，一氧化碳質(zhì)量濃度達(dá)375 mg/m3左右，飛灰含碳量增大，空氣預(yù)熱器腐蝕速度加快。

d）改造后在高負(fù)荷或變負(fù)荷工況時(shí)，運(yùn)行中氧量控制在2%～3%，一氧化碳質(zhì)量濃度達(dá)75 mg/m3左右，NOx質(zhì)量濃度可以控制在50 mg/m3以下。

改造后在高負(fù)荷260 MW情況下，進(jìn)行不投氨槍測(cè)試氧質(zhì)量濃度值與NOx[7]質(zhì)量濃度值如表6所示。

表6 260 MW負(fù)荷下不投氨槍NOx質(zhì)量濃度

4 結(jié)論

CFB鍋爐機(jī)組燃燒系統(tǒng)改造技術(shù)的實(shí)施對(duì)機(jī)組性能產(chǎn)生以下幾方面的影響。

a）上、中、下二次風(fēng)均勻性明顯改善，風(fēng)速都在19 m/s左右，偏差小于±5%，爐內(nèi)空氣動(dòng)力場(chǎng)均勻，尤其下二次風(fēng)口由于靠近密相區(qū)，穿透能力較強(qiáng)，能夠給密相區(qū)以上的燃燒過(guò)程提供氧氣以及增加有效擾動(dòng)，燃燒穩(wěn)定。

b）床溫均勻性改善，但是50%負(fù)荷左右，床溫偏差比改造前還要高。改造后不同負(fù)荷下風(fēng)室壓力基本沒(méi)變，床壓的降低和布風(fēng)板阻力的增加都在可控范圍內(nèi)，一次風(fēng)機(jī)、引風(fēng)機(jī)留有較大裕度。

c） 改造前負(fù)荷從180～300 MW變化，分離器阻力為0.3～1.32 kPa；改造后負(fù)荷從150～270 MW變化，分離器阻力為0.4～1.6 kPa，分離器阻力略有增加，但是分離器效率有了很大的提升。

d）改造后在高負(fù)荷或變負(fù)荷工況時(shí)，運(yùn)行中氧量控制在2%～3%，一氧化碳質(zhì)量濃度達(dá)75 mg/m3左右，NOx質(zhì)量濃度可以控制在50 mg/m3以下。此時(shí)滿足了超低排放對(duì)NOx質(zhì)量濃度的要求，使電廠減少了投資，不用上SCR設(shè)備。

鍋爐布風(fēng)板、下二次風(fēng)口、分離器及防磨梁的改造，最終使得在不上SCR情況下機(jī)組能夠達(dá)到NOx超低排放。