215MW高灰劣质煤墙式对冲锅炉低氮燃烧改造研究

215MW高灰劣质煤墙式对冲锅炉低氮燃烧改造研究

马晓飞刘兴周可仁惠阳

（1.漳泽发电分公司山西长治046000；2.西安交通大学能源与动力工程学院陕西西安710049）

摘要：本文在一台燃用高灰分低挥发分煤的215MW墙式对冲锅炉开展了低氮燃烧改造，提升着火燃尽性能同时降低氮氧化物排放。基于对燃烧器结构及流场的分析，重新设计了旋流燃烧器、SOFA喷口及三次风喷口结构。改造前后现场试验结果表明，改造后底层燃烧器标高炉膛温度提高70℃，而SOFA标高炉温基本维持不变。与改造前相比，炉膛出口NOx排放浓度从800-900mg/Nm³降低至500~550mg/Nm³。改造后尾部烟气CO排放浓度低于30ppm。

关键词：NOx；对冲锅炉；低氮燃烧改造；低挥发分；高灰分

引言

氮氧化物对大气环境及人体健康有显著危害。煤粉锅炉是氮氧化物的主要排放源之一，考虑到其巨大的负面作用，中国提出针对电站锅炉的超低排放限制[1]，其中要求2016-2020年前氮氧化物降低到50mg/Nm3(6%O2)以下。

对于燃用高挥发分烟煤的煤粉锅炉，在不采用SNCR/SCR烟气脱硝措施情况下，炉膛出口NOx原始排放值可达到180-250mg/Nm3[2,3]。尾部布置SCR脱硝系统能够将烟囱排放值降低至50mg/Nm3以下，技术成熟。然而对于燃用劣质烟煤、贫煤、无烟煤的锅炉，原始排放值往往远高于550mg/Nm3[4,5]，SCR系统通过增加喷氨量能够提升反应器脱硝效率，短期满足超低排放要求，然而长期运行易导致氨逃逸严重，进而在空预器冷端生成大量硫酸氢铵，造成严重的空预器堵塞问题[6]。因此，通过炉内燃烧控制手段来降低SCR入口氮氧化物原始排放，是超低排放背景下低挥发分煤锅炉应当采用的技术路线。

燃料型NOx和热力型NOx是煤粉燃烧锅炉氮氧化物生成的主要来源。来源于燃料N的燃料型NOx贡献了生成的70-90%；其他由空气中的N2在高温下发生氧化反应生成热力型NOx[7]。热力型NOx受炉膛温度影响较大，炉内由于燃烧组织不当形成局部高温区时，热力型NOx会急剧增加[8]。燃料型NOx受煤粉脱挥发分过程中局部空气当量比及煤粉颗粒加热速率影响较大[9]。空气分级技术将部分空气从上部送入炉膛，在主燃烧区形成局部还原性气氛，控制燃料型NOx生成。然而，采用这一技术往往导致着火时间延迟、燃烧效率牺牲[10]。文献[2]报道，部分墙式对冲锅炉尾部烟气CO排放浓度达到3000mg/m3。这对于机组经济性及大气环境都会带来不利影响。此外，对于灰分含量高的煤，颗粒内部氧气扩散条件差，延迟着火时间、不利于燃烧稳定性[11]。统计结果[12]表明，在一定挥发分含量下，NOx排放量随着灰分含量增加而增大。因此，对于高灰分低挥发分煤，提升炉内着火效率、控制氮氧化物生成尤为困难。

还原性气氛下脱挥发分过程对燃料型NOx生成具有显著影响[13]。挥发分在还原性气氛下释放能够减少焦油、HCN以及NH3与氧气的接触，更多中间产物进而生成N2而不是NOx。随着燃烧器出口温度的增加，挥发分释放量显著增加[14]。如果煤粉着火点位置在强还原性高温区域，燃料型NOx生成量会得到控制[15,16]。然而，氧化性气氛下温度越高，燃料型NOx生成越多[9]。控制燃烧器出口局部空气化学当量比具有重要意义。

本文在一台燃用高灰分低挥发分的215MW墙式对冲燃烧煤粉锅炉上进行低氮燃烧改造，实现更低NOx原始排放同时获得较好的着火稳定性。燃烧器结构被重新设计以避免煤粉与低温二次风过早接触，从而控制燃烧器出口区域局部空气化学当量比，提升燃烧器出口局部温度。重新设计三次风和SOFA喷口，改善稀相低温细煤粉气流进入炉膛后燃烧组织情况。改造前后开展现场试验，研究低氮燃烧改造及控制参数对燃烧状态、污染物排放特性的影响。

1、锅炉设备

低氮燃烧改造在一台215MW墙式对冲燃烧锅炉上进行，该锅炉是原苏联塔干罗格“红色锅炉者”工厂制造的Eп—670—13.8—545KT型蒸汽锅炉。该锅炉为单汽包、自然循环、双炉膛、固态排渣锅炉，受热面呈T型布置。制粉系统为钢球磨煤机贮仓式热风送粉系统。携带细煤粉颗粒的三次风气流通过高低两层布置的三次风喷口送入炉膛。三次风中携带制粉乏气进入炉膛，三次风温度较低、含水量高、煤粉浓度低。图1所示为锅炉结构示意图。旋流燃烧器为一次风直流，二次风通过切向叶片产生旋流，在炉膛左、右墙13.6m和17.1m标高分两层布置，每层8只。在燃烧器上方20.8m标高处布置8只SOFA喷口。两排燃烧器之间16.1m标高处布置8只下三次风喷口；上三次风喷口布置在SOFA喷口的中心。炉膛前后墙布置有火焰观测孔，炉膛温度可以通过观测孔测量获得。

图1锅炉整体结构示意图

煤质工业分析结果可见表1。由煤质工业分析结果可见，锅炉燃用煤质灰分含量高，挥发分含量低，热值较低，燃用这种高灰分低挥发分煤种往往导致较差的燃烧效率及较高的氮氧化物排放。改造前SCR入口氮氧化物原始排放为800-900mg/Nm3(6%O2)，不能满足超低排放要求。同时，屏式过热器金属壁温频繁超温，导致再热汽温难以在设计值运行，威胁机组运行安全性、经济性。

表1煤质工业分析结果

2、燃烧器优化数值模拟研究

对于燃用高灰分低挥发分煤墙式锅炉实施低氮燃烧优化的目标是实现及时着火稳定燃烧的同时获得低NOx排放。具体炉内改造措施包括旋流燃烧器、SOFA喷口和三次风喷口结构设计优化。

旋流燃烧器依靠自身卷吸热烟气加热煤粉气流，因此墙式对冲锅炉受炉内整体组织配合影响远小于直流锅炉，可进行单个旋流燃烧器试验研究。数值模型主要考虑燃烧器喷口结构对出口回流区流场特性的影响。网格生成基于商业软件GAMBIT，计算区域生成网格数为100万，对燃烧器内部及附近网格进行加密。图2所示为改造前原燃烧器的网格结构。

图2燃烧器网格结构

数值模拟在商业软件FLUENT15.0开展。流体的湍流计算选择标准k-ε模型。燃烧器入口截面边界条件选择速度入口，流速依照该位置风道设计风速确定。出口边界条件选择压力出口，压力根据锅炉实际条件设置为-50Pa。分别开展针对改造前后燃烧器、SOFA喷口及三次风喷口的模拟试验，优化低NOx燃烧系统设计。

分析燃烧器结构可知，一次风出口置于最远离炉膛处，旋流内二次风、外二次风依次位于一次风出口的前端。这易导致一次风出口煤粉一经喷出未接触到高温烟气，就与温度相对较低的二次风过早混合。图3所示为原燃烧器出口速度矢量图，可见在煤粉气流与二次风之间形成了强烈回流区，混合时间早、混合强度大。二次风温度远低于炉内烟气，煤粉气流与二次风混合后会显著降低燃烧器出口区域温度、降低煤粉浓度、延迟煤粉气流着火时间甚至降低稳燃性及燃尽性。同时，过早混合会改变燃烧初期局部化学当量比，促进燃料型NOx的生成。原燃烧器内二次风与外二次风的扩展角太大，沿圆周运动的切向速度较大，煤粉和未燃尽的颗粒在内外二次风旋转动量的作用下运动至水冷壁附近贴墙燃烧，易造成水冷壁高温腐蚀和结焦问题。一二次风过早混合导致着火延迟、燃烧器区水冷壁结焦腐蚀，会导致炉内火焰中心上移，造成改造前屏式过热器壁温超温频发。

针对原燃烧器的结构及流场分析，对旋流燃烧器进行优化设计。优化后一风喷口、内二次风喷口前端向炉内延伸，喷口前端距离炉膛更近。一次风喷口扩角、内二次风扩口角度缩小，钝体前端向前延伸。由于喷口位置、角度的改变，一次风与二次风混合混合位置明显推迟，出口区域回流区介质主要为一次风与炉内高温烟气，能够卷吸高温烟气加热煤粉气流，高浓度煤粉在局部还原性气氛下快速着火稳定燃烧。同时，优化后燃烧器出口回流区的宽度变小，气流刚性增强，可以有效改善水冷壁结焦和高温腐蚀等问题。

(2)优化后燃烧器

图3优化前后燃烧器速度矢量图

中心为上三次风喷口的SOFA喷口出口区域速度场模拟结果可见图4。包含了高湿低温微细煤粉颗粒的三次风高速进入炉膛，会导致较短的炉内颗粒停留时间，燃烧效率随着停留时间降低而减弱。三次风与SOFA风平行出射，部分混合后进入炉膛，SOFA风温远低于炉内烟气，阻碍了炉内高温烟气加热三次风煤粉气流，不利于及时着火。分析原结构及流场，对SOFA喷口进行优化设计。喷口前端位置向炉膛方向延伸，中心三次风喷口、内侧SOFA风喷口、外侧SOFA风喷口由平行直出改为向外喷射进入炉膛。在喷口扩角作用下，SOFA风和中心三次风呈内外两股气流流动进入炉膛，有利于SOFA风对烟气中未燃尽颗粒的接触补燃，以及高温烟气对中心三次风煤粉颗粒的快速加热。

(2)优化后燃烧器

图4优化前后SOFA喷口流场速度云图

图5所示为优化前后下三次风速度场云图。优化前三次风速度保持高流速冲入炉膛，不利于三次风中煤粉及时着火。此外，三次风中的煤粉不能在喷口附近及时着火可能导致炉膛中心区域热量集中释放、局部炉温升高，进而导致热力型NOx增高[17]。优化后下层三次风喷口中心布置了钝体结构，三次风喷口由平行直出改为向外喷射进入炉膛。在钝体扰流作用下，喷口出口形成回流区卷吸高温烟气、局部三次风流速降低，三次风中的微细煤粉颗粒进入炉膛后被高温烟气加热，有利于及时着火燃烧，炉膛截面温度分布更均匀。

(2)优化后燃烧器

图5优化前后下三次风喷口速度分布云图

3、现场试验结果

改造前后在锅炉进行了现场试验测量。改造后尾部烟气中CO浓度低于30ppm。NOx原始排放浓度在SCR入口测量，测量结果见图6。改造后SCR入口NOx浓度由改造前800-900mg/Nm3(6%O2)降低至500-550mg/Nm3。锅炉在低负荷150MW时NOx排放明显低于高负荷，这是由于低负荷时有部分燃烧器未投入运行。

图6SCR入口NOx原始排放

图7所示为改造前后210MW下炉膛温度分布。与改造前相比，改造后下层燃烧器高度炉膛温度升高70℃，而在SOFA燃烧器高度炉膛温度与改造前相当。文献[15]研究了燃烧器出口局部还原性气氛下炉膛温度对NOx生成排放的影响，在还原性气氛下，NOx生成量随着局部炉膛温度的升高而降低。

图7优化前后满负荷下炉膛温度测量结果

为了研究锅炉负荷及风量分布对炉膛温度的影响，采用了三种二次风挡板开度、三种负荷及两种三次风布置方式。具体锅炉运行设置参数见表2。炉膛温度测量结果可见图8。

表2锅炉设备参数设置

*1SA1指下层燃烧器。*2SA2指上层燃烧器。*3TA1指下层三次风喷口。*4TA2指SOFA中心上三次风喷口。

图8优化后炉膛温度测量结果

由工况1、2、3可见，随着空气分级程度加深，炉膛温度先降低后升高。这可能是由于进入主燃烧区低温二次风的冷却作用与与二次风补氧作用的补偿效应造成。比较工况3、4、5可知，炉膛温度随着炉膛负荷增加而升高。这可能是由于在150MW下有两只燃烧器停止运行。与工况5相比，当下三次风挡板由30%增大至100%而上三次风挡板开度由100%关小至30%时，中上部炉膛温度显著升高，同时NOx浓度由540mg/Nm3升高至610mg/Nm3。下层三次风开度增大造成中上部炉膛温度显著增加，导致热力型NOx生成量增加，这可能是造成下层三次风增多后NOx排放增加的原因。

4、结论

本文在一台215MW燃用高灰分低挥发分墙式对冲锅炉低氮燃烧优化改造。比较优化前后不同结构燃烧器流场的数值模拟结果，确定了旋流燃烧器、SOFA喷口及三次风喷口的结构。改造前后开展现场试验，研究了燃烧器结构再设计对炉膛燃烧、污染物排放的影响。研究结果表明：

（1）低氮燃烧器优化后烟气中CO排放较低，在30ppm以下。

（2）与原始结构相比，满负荷时下层燃烧器高度炉膛温度增加70℃，同时SOFA喷口高度炉膛温度基本不变。

（3）与改造前相比，炉膛出口NOx原始排放由800-900mg/Nm³降低至500-550mg/Nm³。

参考文献：

[1]环境保护部,国家能源局,发展改革委.煤电节能减排升级与改造行动计划(2014-2020年)[J].2014.

[2]李德波,沈跃良.前后对冲旋流燃煤锅炉CO和NOx分布规律的试验研究[J].动力工程学报,2013,33(7):502-506.

[3]佟力.某600MW墙式对冲燃烧锅炉调试分析[J].锅炉制造,2017,(04):1-3.

[4]王学栋,栾涛,程林,etal.锅炉燃烧调整对NO_x排放和锅炉效率影响的试验研究[J].动力工程,2008,(01):19-23.

[5]蔡兴飞,张玉斌,牛天文,etal.贫煤锅炉改烧烟煤综合改造技术的应用[J].锅炉技术,2015,(05):59-62.

[6]余斌,李剑,徐小琼,etal.新排放条件下燃煤电厂空预器堵塞问题的控制技术研究[J].浙江电力,2018,(01):62-67.

[7]白涛,孙保民,郭永红,etal.旋流燃烧锅炉的NOx排放数值模拟研究[J].热力发电,2012,41(7):19-22+27.

[8]姜涌,夏明明,覃绍亮,etal.热力型NO_x的抑制[J].电站系统工程,2005,21(2):25-26.

[9]李慧,周建明,刘刚,etal.煤粉空气分级燃烧过程中NO_x排放特性试验研究[J].煤炭科学技术,2016,44(12):197-201.

[10]李鹏飞,米建春.MILD燃烧的最新进展和发展趋势[J].中国科学:技术科学,2011,(2):135-149.

[11]VleeskensJM,NandiBN.Burnoutofcoals:Comparativebench-scaleexperimentsonpulverizedfuelandfluidizedbedcombustion[J].Fuel,1986,65(6):797-802.

[12]陆军,徐党旗,周飞,etal.燃煤特性对空气分级燃烧NO_x排放影响的研究[J].锅炉技术,2015,46(3):48-52.

[13]孙青,范卫东,林正春.无烟煤恒温燃烧过程中NO和SO2瞬态释放特性研究[J].锅炉技术,2009,40(3):1-4.

[14]颜涌捷,王杰.两种褐煤快速脱挥发分行为[J].华东理工大学学报,1992,(1):21-25.

[15]刘银河,袁春田,樊强,etal.褐煤半焦贫氧旋风燃烧特性研究[J].热力发电,2017,46(1):49-55.

[16]岳朴杰,张健,张忠孝,etal.高温富燃料区喷氨还原NOx的实验研究[J].动力工程学报,2018,(3).

[17]张海,吕俊复,徐秀清,etal.我国燃煤电站锅炉NO_x排放的现状分析和应对措施[J].动力工程,2005,(01):125-130.