赵晓鹏，苏永健，徐义巍，李彦军，刘君，郭洪远，谭恺

（宁夏京能宁东发电有限责任公司，银川750000）

0 引言

兰炭是无黏结性或弱黏结性的高挥发分烟煤在中低温条件下干馏热解，释放出挥发分、硫、氮等杂原子和水分后得到的产品，与半焦类似［1-2］。兰炭是一种不可多得的新型清洁能源，具有高固定炭、高比电阻、高化学活性、低灰分、低铝、低硫、低磷“三高四低”的特性，尤其在国家不断提倡绿色环保的前提下，提高兰炭的利用比例显得至关重要。经过近30年的工业发展，兰炭产业已经形成遍布中国的循环经济产业链，总产能已经超过1 亿t［3］。开展不同比例兰炭燃用试验研究，通过制粉系统调整、煤粉细度控制、燃烧优化运行、掺混方式调整等技术手段，形成完善的电站煤粉锅炉燃用兰炭技术体系，目的在于实现电站煤粉锅炉安全稳定大比例掺烧兰炭及气化残炭（超低挥发分碳基燃料）。

本文通过对兰炭煤质进行分析，开展兰炭与烟煤的掺烧特性试验研究，在660 MW 超临界烟煤电站锅炉机组上开展了大比例掺烧兰炭试验，对兰炭与电站锅炉的适应性进行分析，初步判断大容量机组适宜的兰炭掺烧比例，可为电站锅炉大规模燃用兰炭提供理论支撑和技术参考。

1 电站锅炉系统设备简介

京能宁东电厂2 台HG-2210∕25.4-YM16 型锅炉是哈尔滨锅炉厂有限责任公司自主开发制造的烟煤超临界660 MW锅炉，锅炉设计煤质见表1。

表1 锅炉设计煤质Tab.1 Design coal quality of the boiler

锅炉为一次中间再热、超临界压力变压运行，采用不带再循环泵的大气扩容式启动系统的直流锅炉，单炉膛、平衡通风、固态排渣、全钢架、全悬吊结构、Π 型布置、紧身封闭。炉膛断面尺寸为19.082 3 m×19.082 3 m，水冷壁下集箱标高7.0 m，顶棚管标高75.5 m。制粉系统采用中速磨直吹式制粉系统，每炉配6 台ZGM113G-Π 型磨煤机，5 台运行，1 台备用；煤粉细度R90=18%。主燃烧器采用固定式，共设6 层水平浓淡煤粉一次风喷口，4 层分离型燃尽风室和8层辅助风室。其中分离型燃尽风（SOFA）室采用水平摆动形式，可以调节燃烧火球在炉膛中的位置，并用于调节由于切圆燃烧产生的炉膛出口处的烟温偏差。主燃烧器布置在水冷壁的4面墙上，每层4 只燃烧器对应1 台磨煤机。SOFA 燃烧器布置在主燃烧器区上方的水冷壁的四角，以实现分级燃烧，降低NOx排放。燃烧器共3 组，其中主燃烧器2 组布置于4 面墙上，形成一个大的切圆。SOFA 燃烧器布置于4 个角上，SOFA 燃烧器出口射流中心线和水冷壁中心线的夹角分别为42°和48°，形成一个小的反切风切圆。燃烧器共6 层煤粉喷口，二次风喷嘴交替布置于其间，在主燃烧器的上方的二次风喷口可作为SOFA 喷嘴，在距上层煤粉喷嘴上方约6.2 m 处有4 层附加燃尽风SOFA 喷嘴。燃烧器喷口布置及标高，如图1所示。

图1 燃烧器喷口布置Fig.1 Layout of burner nozzles

2 兰炭燃料特性及掺烧面临的挑战

本文采用宁夏本地兰炭作为掺烧试验煤种，烟煤及兰炭煤质特性见表2，兰炭灰分分析见表3。按照GB∕T 7562—2018《高品煤质量 发电煤粉锅炉用煤》［4］划分，兰炭煤质属于低-特低挥发分、中高-高热值、低灰分、特低硫分、低灰熔点、难可磨性煤种；根据DL∕T 831—2015《大容量煤粉燃烧锅炉炉膛选型导则》［5］，兰炭煤灰软化温度（ST）为1 190 ℃，灰分碱酸质量比为1.3，综合结渣指数为4.14，属于严重结焦煤质。

根据兰炭工业分析和灰分分析，综合判断兰炭煤粉气流着火性能属于难着火，燃尽性能属于难燃尽，结渣性能属于严重结焦［6］。

对本机组锅炉而言，由于掺烧兰炭煤质偏离设计煤质较多，随掺烧比例增加，入炉煤质的挥发分大幅下降，炉内燃烧稳定性和燃尽性下降；兰炭哈氏可磨性指数低，磨煤机出力降低，煤粉细度升高，冲刷磨损指数升高；在兰炭掺烧过程中可能存在锅炉结焦、减温水流量过大、锅炉受热面壁温超温、低负荷燃烧不稳、炉膛出口NOx质量浓度升高、煤粉燃尽率降低和锅炉效率下降等问题［7］。因此，需要通过掺配及燃烧调整确定合理的兰炭掺烧比例及掺烧方式。

表2 兰炭煤质特性Tab.2 Semi coke characteristic

表3 兰炭灰分分析Tab.3 Semi coke ash content analysis %

3 兰炭掺烧试验研究

3.1 磨煤机适应性调整

由于兰炭HGI 较低，为控制兰炭煤粉细度、保证兰炭煤粉气流着火及时和燃尽，需将磨煤机动态分离器转速提高，但分离器转速的提高会增加磨煤机阻力和电流，单台磨煤机出力平均降低15%～20%，综合考虑磨煤机出力及煤粉细度R90的变化，将兰炭磨煤机动态分离器转速由原来85 r∕min 提高至105 r∕min，控制兰炭磨煤粉细度在10%～15%。#21，#23，#24磨煤机动态分离器转速与煤粉细度变化如图2所示。

3.2 掺烧方式及位置的确定

由于兰炭HGI 较低，如采用混煤炉内掺烧方式［8］，则混煤的煤粉细度将难以保证，混煤的煤粉细度偏向于兰炭特性，混煤的煤粉细度偏大，不利于混煤的着火和燃尽。根据数值模拟试验结果，结合锅炉实际运行状况，兰炭掺烧采用分磨制粉炉内掺烧方式。

图2 #21，#23，#24磨煤机动态分离器转速与煤粉细度对比Fig.2 Comparison of dynamic separator rotating speed and pulverized coal fineness between #21，#23 and #24 pulverizers

为了达到兰炭掺烧试验要求，对于兰炭掺烧质量分数为45%以上时的不同兰炭燃烧器配置情况进行数值模拟试验。本锅炉共6 层燃烧器，自下而上分别称为A，B，C，D，E，F 层。基于锅炉安全稳定运行的考虑，B 层燃烧器需喷入烟煤稳定锅炉燃烧，则兰炭可从A，C 层，A，D 层，A，E 层，C，D 层，C，E层，D，E层均匀喷入炉膛，其余层燃烧器均匀喷入烟煤。通过对不同兰炭掺烧位置进行数值模拟试验，数值模拟结果见表4。

表4 不同兰炭掺烧位置下炉膛出口参数Tab.4 Parameters at furnace outlet with semi coke added from different positions

由表4可见，当兰炭掺烧位置改变时，炉膛出口温度变化幅度不大，当最上层燃烧器用于燃烧兰炭时，炉膛出口温度略有提高。对比A，E 层，C，E 层，D，E 层3 种工况与其他工况，可以发现，当兰炭从E层喷口喷入时，NOx排放质量浓度明显增加，最高为471.66 mg∕m3。兰炭掺烧位置的上移会使得炉膛出口飞灰中碳的质量分数增加，但燃尽率呈现出相对增加的趋势，炉膛出口NOx质量浓度也随之增加。兰炭从C，D 层喷入，由于此区域内温度较高，且兰炭在炉膛中停留的时间相对较长，使得兰炭燃料的燃尽率最高。

综合考虑兰炭燃烧性能和NOx排放性能，确定兰炭从A，C，D 层燃烧器喷入时的燃尽情况与生成的NOx的质量浓度均相对较理想。因此，确定A，C，D层燃烧器分别对应的#21，#23，#24磨煤机单独掺烧兰炭煤种，其他磨煤机掺配烟煤。

3.3 不同负荷下大比例掺烧兰炭对锅炉性能的影响

3.3.1 掺烧兰炭对锅炉汽水系统的影响

选取机组负荷450，550，660 MW 3 个工况，A，C，D 磨煤机掺烧兰炭的质量分数为50%，对比掺烧前后锅炉汽水系统的影响，在3个不同工况下，锅炉过热器减温水流量略有升高，再热器减温水流量基本未变，相同负荷下锅炉总煤量下降约25 t∕h 左右，锅炉排烟温度升高，主要原因是兰炭热值高，挥发分低，火焰中心升高，中间点过热度升高，其他汽水系统各参数正常，未出现明显异常变化，锅炉未出现明显结渣情况。具体试验数据见表5。

3.3.2 掺烧兰炭对锅炉NOx排放的影响

由表5 可见，在660，450 MW 负荷时，掺烧质量分数为50%的兰炭前后锅炉NOx的质量浓度分别为258.20，262.65 mg∕m3，略有升高；在550 MW 负荷时，NOx质量浓度为208.3 mg∕m3，略有下降但变化幅度不大。锅炉NOx质量浓度变化的主要原因为高负荷时炉膛温度高，锅炉热力型NOx质量浓度增加；低负荷时锅炉运行氧气的体积分数增高，锅炉燃料型NOx质量浓度增加。对锅炉整体NOx质量浓度来说，增加幅度最大为18.42%，具体试验数据见表6。

3.3.3 掺烧兰炭对锅炉SO2排放的影响

选取机组负荷450，550，660 MW 3 个工况，A，C，D 磨煤机掺烧兰炭的质量分数为50%，对比掺烧前后锅炉SO2质量浓度，在3 个不同负荷时SO2质量浓度分别为3 812.5，2 700.4，3 842.5 mg∕m3，锅炉SO2质量浓度呈下降趋势，尤其在中高负荷段锅炉SO2质量浓度最大下降幅度达40.65%，锅炉SO2质量浓度下降的主要原因为兰炭收到基硫分只有0.28%，锅炉入炉煤整体硫分降低，烟气脱硫（FGD）系统的SO2排放质量浓度下降，有利于降低环保排放总量。具体试验数据见表7。

3.3.4 掺烧兰炭对锅炉效率及燃烧效率的影响

同样选取机组负荷450，550，660 MW 3个工况，A，C，D 磨煤机掺烧兰炭的质量分数为50%，对比兰炭掺烧前后锅炉飞灰中碳的质量分数、排烟温度、锅炉效率及锅炉燃烧效率的变化情况。在3个不同负荷时，锅炉飞灰中碳的质量分数、排烟温度呈升高趋势，锅炉效率呈下降趋势，主要原因为兰炭挥发分低，燃尽时间增加，兰炭煤粉在炉内停留时间短，造成炉膛火焰中心升高，炉膛出口温度升高，锅炉排烟温度和飞灰及炉渣中碳的质量分数升高，锅炉效率有所下降，影响机组的煤耗升高［9-15］。在550 MW 和450 MW 时，尽管锅炉效率分别下降0.82%和0.23%，但燃烧效率升高0.72%和0.56%，主要原因为中低负荷段锅炉一次风压降低，兰炭煤粉细度下降控制在10%左右，煤粉均匀性达到1.35，整体锅炉煤粉燃烧效率均值升高到99.09%。具体试验数据见表8。

表5 不同负荷下掺烧兰炭后锅炉汽水系统参数对比Tab.5 Parameters of the boiler's steam and water system taking semi coke co-combustion under different loads

表6 不同负荷下兰炭掺烧前后锅炉NOx生成量对比Tab.6 Comparison of NOx emission from the boiler before and after semi coke co-combustion under different loads

表7 不同负荷下兰炭掺烧前后锅炉SO2质量浓度对比Tab.7 Comparison of SO2 emission from the boiler before and after semi coke co-combustion under different loads

表8 不同负荷下兰炭掺烧前后锅炉效率及燃烧效率对比Tab.8 Comparison of boiler efficiency and combustion efficiency before and after semi coke co-combustion under different loads

4 结束语

本文在充分掌握兰炭燃料特性的基础上，在660 MW 超临界锅炉上开展了大比例掺烧兰炭试验，实现了质量分数为50%的兰炭掺烧，NOx原始排放质量浓度达258 mg∕m3，锅炉燃烧效率达98.91%。同时，通过试验得出兰炭燃料与所配中速直吹式制粉系统烟煤锅炉的适应性，掌握了烟煤锅炉掺烧兰炭燃料的关键技术，提出兰炭掺烧适宜的燃烧方式、锅炉调整方式及原则，主要结论如下。

（1）电站煤粉锅炉大比例掺烧燃用兰炭在实践中是可行的，以本机组锅炉为例，可以实现安全稳定掺烧质量分数为50%的兰炭。

（2）电站锅炉燃用兰炭具有炉内结渣轻，大幅度降低烟气SO2质量分数的特点，对高硫高热值煤具有较好的替代优势。

（3）对于兰炭造成磨煤机出力降低的问题，可以采取加强设备维护水平或技术改造，提高磨煤机出力。

（4）在综合考虑锅炉燃烧稳定性和经济性方面，兰炭掺烧采用分磨制粉炉内掺烧方式，分层燃烧保持燃烧稳定性；同时，可通过优化锅炉燃烧配风方式、调整风煤比，提高兰炭掺烧的经济性。