董志强

（山西临汾热电有限公司，山西临汾 041000）

0 引言

随着生态环境的恶化，全球二氧化碳减排的步伐加快，能源结构将会发生变化。近年来，以风能、太阳能为代表的低碳新能源发展迅速[1]，大规模风、光能源并网，然而这些电力都有着随机性强、能源生产是间歇性的、不能随电网的需求而调节的特征，这对电网的安全和稳定产生了极大的挑战[2-3]。据分析，风电、光伏在电力系统中到达一定比例（15%～20%）后，每提高一个百分点，对于电力系统的调峰要求都是质的改变。但是我国大部分地区电力系统运行灵活性不足，系统亟需较大比例灵活电源改善调峰电源结构，缓解系统调峰压力[4-6]。

从全国资源特性和现有技术条件的角度来看，煤电是最为经济可靠和最具开发潜力的灵活性电源，煤电机组将越来越多地作为配合新能源发电的调峰手段[7-10]。目前的调峰，主要是针对电网低谷时煤电机组的低负荷跟踪能，分为深度调峰[11]和启停调峰[12-13]。2018 年2 月28 日，国家发展改革委、国家能源局下发了《关于提电力系统调节能力的指导意见》[14]，指出要实施火电灵活性提升工程，根据不同地区调节能力需求，科学制定火电灵活性提升工程实施方案。2019 年9 月，山西省委省政府印发了《山西能源革命综合改革试点行动方案》[15]，要求先行选择30 万千瓦级及以上机组开展煤电机组灵活性改造试点，加快推进煤电机组灵活性改造步伐，提升电网的调峰能力。参与调峰的机组通常运行于低负荷工况下，燃烧稳定性影响着机组的安全运行。

某300 MW 机组锅炉目前低负荷稳燃能力在45%左右，飞灰含碳量、炉渣含碳较高。锅炉A 层四只一次风煤粉燃烧器为安装有气化小油枪的煤粉燃烧器，运行时微油过大存在喷嘴烧坏的风险，微油过小则容易被一次风吹灭，且A 层燃烧器在不投油燃烧时煤粉的稳燃性不好。现有一次风浓淡燃烧器，煤粉气流的组织性差，不利于煤粉及时着火和稳定燃烧。随着电网对锅炉低负荷燃烧稳定性要求越来越高，为提高某300 MW 机组锅炉低负荷稳燃能力，拟对1#机组A、B、C 三层燃烧器、底层二次风喷口进行低负荷稳燃能力提升改造。

1 设备概况

某300 MW 机组锅炉型号为DG1060/17.4-Ⅱ4，是由东方锅炉股份有限公司制造的亚临界自然循环汽包炉、单炉膛、∏型布置、一次中间再热、平衡通风、固态排渣、全钢架悬吊结构、炉顶带金属防雨罩。燃烧器布置于炉膛水冷壁四角，采用四角切圆燃烧方式。燃烧器喷口布置如图1 所示，水冷壁每角的燃烧器共有17 层喷口，一次风喷口（四周有周界风）6 层，二次风喷口9层，其中3 层二次风喷口内设有油枪、用于降低氮氧化物生成量的顶二次风喷口2 层。每角燃烧器分上下两组，上组燃烧器有3 层喷口，下组燃烧器有14 层喷口。

图1 燃烧器喷口布置

2 燃烧系统优化改造方案

为提高锅炉低负荷稳燃能力，解决目前锅炉存在的下层燃烧器掉粉导致炉渣含碳偏高的问题，现对燃烧系统进行优化改造，改造方案如下：

（1）采用强回流燃烧器，将A层（最底层）改为带微油功能的强回流燃烧器，B、C 层为强回流燃烧器。

（2）重新设计AA 层托底二次风喷口，更换4 个托底二次风喷口。

强回流燃烧器如图2 所示。强回流燃烧器在形成浓淡燃烧的条件下，布置竖直稳然齿，增强喷嘴附近高温烟气卷吸能力和煤粉气流在喷嘴附近的停留时间，保留了利于煤粉的着火与稳燃的特性，又可确保浓淡燃烧，减少NOx的生成，且更有利于降低飞灰和大渣含碳量。在保证燃烧器冷却的前提下，尽可能控制周界风的风量和动量，使一次风直接卷吸高温烟气，大大提高火焰温度，抑制煤粉着火时间的推迟，进而达到更好的燃烧效果，保证煤粉在出口处及时着火，能更好地控制炉膛火焰中心，改善结焦和高温腐蚀，降低飞灰含碳量。

图2 强回流燃烧器

3 改造效果

3.1 锅炉热效率

为了解1#机组在改造前后的性能，采用国家标准GB 10184—2015《电站锅炉性能试验规程》规定的反平衡法，对1#机组锅炉热效率进行计算，灰渣平衡比率取飞灰90%、炉底大渣10%。锅炉热效率η 按式（1）计算：

式中 Q2——1 kg 煤的排烟损失热量，kJ/kg

Q3——1 kg 煤的气体未完全燃烧损失热量，kJ/kg

Q4——1 kg 煤的固体未完全燃烧损失热量，kJ/kg

Q5——1 kg 煤的散热损失热量，kJ/kg

Q6——1 kg 煤的灰渣物理损失热量，kJ/kg

Qr——1 kg 煤引入的热量，kJ/kg

q2——排烟热损失，%

q3——气体未完全燃烧热损失，%

q4——固体未完全燃烧热损失，%

q5——散热损失，%

q6——灰渣物理热损失，%

3.1.1 改造前锅炉热效率

试验期间机组稳定在两个调整工况下，在270 MW、220 MW、150 MW 工况下进行原煤取样、灰渣取样，以及对空预器进出口氧量、温度进行测试，测试结果如表1 所示。

从表1 可知，270 MW 负荷下的实测锅炉热效率为89.26%，均小于220 MW 负荷（90.09%）和150 MW负荷（90.22%）下的实测锅炉热效率。修正后270 MW的锅炉热效率为89.25%，仍小于220 MW 负荷（90.01%）和150 MW 负荷（90.13%）。

3.1.2 改造后锅炉热效率

试验前，锅炉保持稳定，各设备调整至最佳运行状态，然后对#1 锅炉进行性能测试，试验期间机组稳定在两个负荷工况下，在270 MW、240 MW、180 MW 工况下进行原煤取样、灰渣取样，以及对空预器进出口氧量、温度进行测试，测试结果如表2 所示。

表2 改造后各工况下锅炉炉效

由表2 可以得出，270 MW 负荷下的修正后锅炉热效率为90.60%；随着负荷降低，锅炉热效率升高，180 MW 负荷下的修正后锅炉热效率最大、为91.23%。

试验结果表明，改造前后1#机组锅炉热效率都出现随负荷降低而升高的趋势。在270 MW 负荷下，改造后的修正后锅炉热效率为90.60%，大于改造前的修正后锅炉热效率（89.25%），锅炉热效率提高了1.5%。

3.2 炉内冷态空气动力工况实验

为了解改造后炉内动力场情况，现对1#机组进行锅炉冷态动力场试验。在炉内A 层、B、C 层一次风喷口上沿高度，用风速仪进行炉内冷态风速测量，确定燃烧器出口气流在炉内形成的强风环大小，并在四周水冷壁实测贴壁风速，同时在各一次风喷口处进行飘带示踪试验。炉膛截面积（宽×深）13335 mm×12829 mm，燃烧器实际切圆示意及贴壁风见图3。

从图3 可以看出，A 层燃烧器炉内冷态实际切圆为椭圆形，长径7335 mm，短径6329 mm，贴壁风在3.6～4.7 m/s；B、C 层燃烧器炉内冷态实际切圆为一椭圆，长径7835 mm，短径5829 mm，贴壁风在1.4～2.4 m/s。速度场测量完毕后在炉内燃烧器喷口处进行飘带试验，气流不刷墙。结果表明，炉膛主燃烧区域实际切圆直径在7 m 左右，切圆偏前墙与左墙。

3.3 炉内冷态空气动力工况实验

为确定1#机组的最低不投油稳燃负荷，现在保证1#机组运行参数正常的条件下，将1#机组从210 MW 负荷开始，按每分钟1.5%额定负荷的速度降低锅炉负荷，并在150 MW、135 MW各级负荷状态下保持30 min，直至燃烧稳定的最低负荷，并在该负荷下维持2 h。

随着负荷的降低，整个炉膛温度水平也相应下降。当1#机组负荷降至120 MW 时，不投助燃油，没有出现剧烈的火焰闪烁及炉膛温度大幅下降的不良状况，炉膛负压稳定、氧量波动正常。继续降低机组负荷至110 MW 时，火检信号闪烁较为频繁，再热汽温降为470 ℃，油枪投入助燃。由试验结果可得，1#机组的最低不投油稳燃负荷为120 MW 负荷。结果表明，改造前1#机组最低稳燃负荷为135 MW，改造后1#机组最低稳燃负荷为120 MW，实现锅炉最低不投油稳燃负荷≤40%BMCR（BMCR为锅炉最大连续蒸发量）。

4 结论

为提高某300 MW 机组低负荷稳燃能力，以满足深度调峰需求，现将机组A 层燃烧器改为带微油功能的强回流燃烧器，B、C 层改为强回流燃烧器，同时更换AA 层4 个托底二次风喷口。对机组改造前后的锅炉热效率、冷态空气动力厂、最低不投油稳燃负荷进行分析，得到以下结论：

（1）改造前，270 MW 负荷下的修正后锅炉热效率为89.25%，均小于220 MW 负荷（90.01%）和150 MW 负荷（90.13%）。

（2）改造后，270 MW 负荷下的修正后锅炉热效率为90.60%，锅炉热效率提高了1.5%。

（3）改造后的炉内实际切圆直径在7～8 m，切圆偏前墙与左墙。

（4）1#机组最低稳燃负荷可达到120 MW，实现锅炉最低不投油稳燃负荷≤40%BMCR。