黄国辉

(国家电投江西电力有限公司新昌发电分公司，南昌 330117)

前后墙对冲燃烧系统布置形式由于具有单个燃烧器相对独立的燃烧流场、燃烧器相互干扰小的特点，近年来越来越多地被应用到锅炉燃烧系统中[1-4]。与其他燃烧方式相比，大型锅炉采用旋流燃烧器墙式布置对冲燃烧方式也可以实现煤的高效低污染燃烧，具有良好的煤种和负荷适应性[5-7]。优化燃烧试验对提高锅炉效率，改善经济性和安全性具有重要意义[8-10]。

笔者以某660 MW超超临界机组锅炉为研究对象，开展了一系列燃烧调整试验工作，对研究降低高负荷下烟气CO体积分数及贴壁CO体积分数具有一定参考意义。

1 锅炉概况

该燃煤发电机组锅炉为超超临界参数变压直流炉，采用一次再热、平衡通风、露天布置、固态排渣、全钢构架、全悬吊结构Π形锅炉，型号为DG2060/26.15-II2。

该机组制粉系统采用中速磨煤机直吹式正压冷一次风制粉系统，每台锅炉配6台磨煤机(A～F)，其中1台备用。

煤粉细度R200为70%，煤粉均匀性系数为1.10。煤粉燃烧器采用前后墙对冲燃烧，旋流式煤粉燃烧器的二次风分为内二次风和外二次风，内二次风和外二次风通过煤粉燃烧器内同心的内二次风、外二次风环形通道在燃烧的不同阶段喷入炉内(外侧为外二次风)，实现分级供风，降低NOx的生成量。通过调节内二次风门挡板的开度可得到适当的内二次风量，获得最佳燃烧工况，即着火稳燃性能良好、燃烧效率高、NOx排放量低及防止煤粉燃烧器结焦等。内二次风通道内布置有轴向旋流器使经过的二次风产生旋转，离开煤粉燃烧器后旋转的气流在离心力的作用下扩张，从而在中心区域产生负压，使高温烟气回流，为煤粉气流的着火提供能量。内二次风旋流器为固定式，不作调节，叶片倾角60°。进入每个燃烧器的外二次风量可通过煤粉燃烧器上切向布置的叶轮式风门挡板进行调节。调节外二次风门挡板的开度，即可得到适当的外二次风量和外二次风旋流强度，获得最佳燃烧工况，见图1。

图1 旋流式煤粉燃烧器

1台磨煤机对应单面墙的1层煤粉燃烧器。前、后墙各布置3层煤粉燃烧器，每层6个，共布置36个低NOx旋流煤粉燃烧器；同时，在前、后墙各布置1层下层燃尽风喷口，其中每面墙2个侧燃尽风喷口，6个燃尽风喷口，共布置12个燃尽风喷口和4个侧燃尽风喷口。下层燃尽风为内部直流外部旋流，上层燃尽风为改造时新增，设计为直流燃尽风，前后墙各6个。

2 运行现状

自运行以来，该电厂2号机组锅炉主要存在以下问题：(1)660 MW与600 MW负荷下空气预热器进出口烟气CO体积分数高；(2)贴壁烟气CO体积分数高；(3)分隔屏过热器结渣；(4)空气预热器进口烟气存在偏斜，右侧O2体积分数较低。

该电厂运行习惯为低负荷运行A、B、D、E 4台磨煤机，540～600 MW高负荷下，运行C磨煤机或F磨煤机，600 MW及以上运行6台磨煤机。表1为试验前空气预热器出口烟气CO体积分数。由表1可知：在高负荷下，锅炉负荷以及磨煤机组合对空气预热器中烟气CO体积分数有较大影响。高负荷下投运C磨煤机后空气预热器出口烟气CO体积分数达到2 000×10-6以上。

表1 试验前空气预热器出口烟气CO体积分数

在660 MW、600 MW、540 MW、480 MW 4个负荷下对C、F层煤粉燃烧器至燃尽风(锅炉标高30.0～38.8 m)的左墙、右墙共12个测点进行烟气成分测试，试验前贴壁烟气O2体积分数见表2；在600 MW、660 MW负荷下，100%测点的CO体积分数>0.05；在540 MW负荷下，80%测点的CO体积分数>0.05%；在480 MW负荷下，70%测点的CO体积分数>0.05%。

表2 试验前贴壁烟气O2体积分数

通过在高负荷下调整二次风门挡板[11]、燃烧器就地拉杆、燃尽风就地拉杆以降低烟气成分偏差，可降低局部CO体积分数。

3 试验结果及分析

3.1 一次风调平及制粉系统试验

为了更好地实施燃烧优化调整，对C磨煤机进行热态一次风调平后，将风粉混合物风速偏差保持在6.7%以内，C磨煤机风速为30.25 m/s，风速较高。对C磨煤机正常运行工况下的煤粉进行取样后，得到煤粉细度R90平均值为16.56%，属于极细煤粉，煤粉均匀性系数为0.35，煤粉均匀性较差。

3.2 盘面燃烧调整

表3为各工况下二次风门挡板开度，表4为各工况下空气预热器进口CO及O2体积分数测试结果。工况1为电厂正常运行工况(每层燃烧器二次风挡板的开度跟随该层磨煤机电动机的电流)，将所有燃尽风门挡板全开后，测试空气预热器进口CO及O2体积分数，在该运行工况下由于各挡板全开，阻力小，风量大，CO体积分数有所降低，但整体两侧O2体积分数不平衡，CO体积分数仍较高。

表3 各工况下二次风门挡板开度

表4 各工况下空气预热器进口CO及O2体积分数 %

经分析，炉膛内右侧风速过大导致燃烧不充分进而引起CO体积分数过高。故工况2将C层右侧风门关到10%，下层左侧燃尽风挡板关到0%，测试空气预热器进口CO及O2体积分数，调整后左右两侧的O2体积分数偏差由0.76百分点减小到0.30百分点，可见O2体积分数场不平衡的现场被缓解，CO体积分数也相应降低。

工况3在工况2的基础上，将下层左侧燃尽风挡板由0%开到20%，并在F磨煤机没有投运的情况下开启了F层的二次风挡板，测试空气预热器进口CO及O2体积分数，由于在F磨煤机没有投运的情况下开启了F层的二次风挡板后，C层的部分二次风被后墙的F层二次风分流了一部分，导致C层二次风进一步减少。因此，CO体积分数由工况2的800×10-6左右降低到324×10-6左右。

工况4在工况2的基础上，将C层二次风门挡板左侧由100%关到50%，其他开度不变，与工况2相比较，工况4条件下虽然两侧O2体积分数偏差已基本平衡，空气预热器进口CO体积分数平均值略有降低，但左侧CO体积分数升高。

工况5条件下C磨煤机没有投运，C层二次风门挡板开度均为10%，F层二次风门挡板开度均为100%，在C磨煤机没有投运时CO体积分数很低，各位置上的测点CO体积分数在10×10-6左右，右侧4号位置CO体积分数略高。

工况6由于没有投运F磨煤机，F层二次风门挡板开度均为15%。与工况5相比，C层左侧二次风门挡板开度由10%开大到30%。而前后墙上层左侧燃尽风风门开度由100%关小到10%，由于上层燃尽风风量并不大，对燃烧影响不大，在该工况下测试空气预热器进口CO及O2体积分数。

工况7中采取将C层二次风门挡板关到0%的方案，由于就地挡板校核试验显示此时C层左侧风门就地开度为10%左右，C层右侧风门就地开度为25%左右。测试该工况下空气预热器进口CO及O2体积分数。结合表3、表4数据可见即使把C层外二次风门挡板关到0%，也不会影响燃烧。二次风经空气预热器加热后由炉后向炉前输送，先经后墙大风箱，再到前墙大风箱，由于经过后墙大风箱时的90°弯头局部阻力较大，导致更多风输送至前墙大风箱，所以前墙的风量大于后墙(见图2)。C层二次风离大风箱最近，局部阻力及沿程阻力最小，因此C层风量最大，即使将C层风门挡板关到5%时，仍会起到强化燃烧的效果(见图3)。此外，前墙左侧下层燃尽风门挡板关小后，风被分流到了A、B、C磨煤机左侧及上层燃尽风等这些更需要风的地方，从而优化了燃烧。

图2 二次风走向俯视示意图

图3 二次风走向侧视示意图

3.3 就地燃烧调整

经过第一阶段盘面燃烧调整后，进行就地二次风及燃尽风拉杆调整。对就地二次风拉杆进行调整，内二次风通道内布置有轴向旋流器使经过的二次风产生旋转，离开煤粉燃烧器后旋转的气流在离心力的作用下扩张，从而在中心区域产生负压，使高温烟气回流，为煤粉气流的着火提供能量。

基于流体力学原理，一分为二的流体通道中，支管中弯头的局部阻力较大，直管的局部阻力较小。内二次风风量示意图见图4。由图4可见：由于C1到C6的内二次风是从C1和C6两侧进入的，所以两侧局部弯头阻力较大，导致中间C3、C4的风量较大。但就地内二次风拉杆开度的刻度较大，为400～450 mm，较大的内二次风量会导致负压过大，卷吸效果过强，反而影响煤粉的着火与燃烬。因此，对上4层磨煤机的中间3、4号内二次风门挡板进行了关小。

图4 内二次风风量示意图

下层燃尽风拉杆为原厂配置，作用是调整下层燃尽风的风量大小，内直流外旋流，但因拉杆锈死，导致锅炉运行过程中无法调动。建议在停机检修过程中将2号机组锅炉下层燃尽风前后墙的最左、最右侧直流风开到最大，旋流风开度维持在50%，以增强燃尽风穿透力，降低贴壁CO体积分数，改善受热面高温腐蚀。上层燃尽风为改造后新增，外部拉杆调整直流风开度大小，内部拉杆作用为调整风向。此次燃烧调整试验已将前后墙外侧燃尽风直流拉杆开度的刻度由250 mm调整到400 mm，以增加侧墙的风量穿透能力。

经过一系列的盘面调整及就地拉杆调整后，贴壁CO体积分数已有好转(见表5，其中工况8、9、10为燃烧调整后的验证试验)。燃烧调整前后锅炉部分参数与锅炉效率对比见表6。由表6可以看出：工况8在工况5基础上开启C磨煤机并将C层二次风门左右挡板开度调至30%，测得飞灰可燃物质量分数为1.89%，大渣可燃物质量分数为11.65%；工况9各层磨煤机二次风及燃尽风风门挡板开度与工况5一致，并在工况5基础上开启C层磨煤机，机组负荷为659.64 MW，与工况8相比较，工况9中C层二次风门挡板从30%关至10%，飞灰、大渣可燃物质量分数分别为2.17%和7.64%，CO体积分数与大渣可燃物质量分数降低，但飞灰可燃物质量分数升高；工况10二次风门挡板开度与工况9相同，将O2体积分数降低后，其他试验条件相同。此时飞灰、大渣可燃物质量分数分别为1.98%和7.98%。O2体积分数降低后，左侧空气预热器CO体积分数明显升高。在验证试验工况下，锅炉效率均达到93.19%以上，平均锅炉效率为93.26%。

表5 燃烧调整前后空气预热器进出口CO及O2体积分数

由表6还可以看出：工况8、工况9、工况10由于CO未燃尽引起的热损失率由修前试验的1.11%降低到0.17%以下，其他热损失率变化并不大。

表6 燃烧调整前后锅炉部分参数与锅炉效率对比

C层燃烧器处于最上层的位置，在一次风速较大的情况下，过细的煤粉会更早地被烟气带走，恶化煤粉燃尽情况，从而增加烟气中CO体积分数，在分隔屏过热器上产生结焦沾污。

4 结语

通过一系列盘面调整及就地拉杆调整，主要是将C层二次风门挡板关小后，该锅炉空气预热器进口CO体积分数由3 000×10-6～4 000×10-6降低到300×10-6～400×10-6，贴壁CO体积分数也相应降低，分析主要原因是一次风速较高时，C层二次风量过大且C磨煤机煤粉较细，导致煤粉无法合理着火燃尽。

通过上述燃烧调整后，验证试验工况的平均锅炉效率为93.26%，比修前试验高1.02百分点，比修后试验高0.57百分点，产生了较大的经济效益。