330MW循環(huán)流化床鍋爐燃燒調(diào)整試驗研究

1、330 MW 循環(huán)流化床鍋爐燃燒調(diào)整試驗研究引言循環(huán)流化床 (circulating fluidized bed，CFB) 鍋爐可燃燒劣質(zhì)煤，且調(diào)峰性能比煤粉爐好， 污染物原始排放低， 近年來得到快速發(fā)展。 但是目前國內(nèi)多 數(shù)火電廠存在著煤質(zhì)偏離設計煤種， 導致運行參數(shù)不合理的問題。 因此，有必要 對鍋爐進行燃燒優(yōu)化調(diào)整，提高鍋爐運行的經(jīng)濟性。國內(nèi)學者對鍋爐的燃燒調(diào)整進行了大量的研究?；谟绊懸蜃臃治龇ǎ?發(fā)現(xiàn)二次風的穿透力和一、 二次風配比對鍋爐效率的 影響程度最大。胡玉等從多角度分析了影響 CFB 鍋爐不完全燃燒損失的主要因 素為入爐煤的揮發(fā)分、 分離器飛灰切割粒徑等。 洪喜生通過采用 低

2、氧燃燒技術， 有效降低了鍋爐總風量和煙氣流速， 在減輕壁面磨損的同時實現(xiàn)了經(jīng)濟運行。 鐘 犁等通過調(diào)節(jié)一、二次風配比，使鍋爐平均床溫降低 2030 ，鍋爐效率提高 至 92.15% 。內(nèi)蒙古京海煤矸石發(fā)電有限責任公司 (簡稱京海電廠 )1 號機組采用 DG1177/17.4- 1 型單汽包、自然循環(huán)、亞臨界參數(shù)的 CFB 鍋爐。該鍋爐 自 2010 年 8 月投入運行以來，主要存在運行床溫分布不均勻、風量分配不合理、 爐內(nèi)屏式受熱面磨損爆管等問題，給機組的安全穩(wěn)定及經(jīng)濟運行 帶來了不利影 響。為此，對該臺 330 MW機 組的 CFB 鍋爐進行了針對性的燃燒優(yōu)化調(diào)整試驗， 以確定最佳運行工況和

3、參數(shù)，抑制爐內(nèi)磨損，提高運行安全性和經(jīng)濟性。1 鍋爐設備概況京海電廠 DG1177/17.4- 1 型 CFB鍋爐為 M 型整體布置，旋風分離器布 置在爐膛和尾部煙道之間， 鍋爐結(jié)構(gòu)如圖 1 所示。鍋爐爐膛為單布風 板的膜式 水冷壁結(jié)構(gòu)，爐內(nèi)布置與前墻垂直的 12 片中溫過熱屏、6 片高溫再熱屏及 2 片 與后墻垂 直的水冷屏。爐膛出口的 3 臺汽冷式旋風分離器 直徑為 8 595 mm， 其下部接立管和分叉式回料閥， 回料閥出口通過回料斜管和爐膛下部錐段的后墻 水冷壁的回料孔相連接，由此形成了熱循環(huán)回路。 尾部為汽冷包墻構(gòu)成的雙煙道， 前煙道內(nèi)布置低溫再熱器， 后煙道內(nèi)布置高溫過熱器和低溫過

4、熱器。 雙煙道的下 端設有煙氣擋板，用于調(diào)節(jié)再熱 汽溫。煙氣擋板的下部依次布置螺旋鰭片管省 煤器和臥式光管空氣預熱器。過熱器系統(tǒng)設有兩級 噴水減溫器，低溫再熱器入 口設有事故噴水減溫 器，兩級再熱器之間設有微噴水減溫器。鍋爐采用前墻給煤方式， 沿爐膛前墻共布置 10 個帶有氣力播煤裝置的給煤 管。來自空氣預熱器出口的一次風流經(jīng)熱風道后從爐膛底部兩側(cè)進入水冷壁彎成 的風室，通過布風板流化爐內(nèi)物料， 并提供燃燒用風。 二次風進入布置在爐膛錐 段上部的二次風箱內(nèi)，并由二次風支管分上、下 2 層送入爐膛錐段，形成分級 燃燒模式。點火用的 2 臺床下風道燃燒器分別布置在爐膛兩側(cè)的一次風道內(nèi)， 在爐膛錐段

5、的前后墻上各設置 4 支床上啟動燃燒器。 鍋爐采用后墻排渣的方式， 在后墻與水冷布風板耐火材料上表面平齊的位置開有 6 個側(cè)排渣口，并分別經(jīng) 排渣管和 6 臺滾筒冷渣器相連接。鍋爐設計燃用質(zhì)量分數(shù) 70%的煤矸石和 30% 洗中煤組成的高灰分的劣質(zhì)燃 料，其低位發(fā)熱量為 12.5 MJ/kg。鍋爐主要設計參數(shù)見表 1 ，設計煤 種和實際 燃用煤種的煤質(zhì)特性見表 2 。2 燃燒優(yōu)化調(diào)整試驗2.1 一次風量該鍋爐設計一次風量為 376 103 m3/h。CFB 鍋爐的密相區(qū)是欠氧燃燒狀 態(tài)，因此一般初始增 加一次風量時，床溫會因密相區(qū)燃燒份額的增加 而升高， 隨著風量的增大，過量的一次風量會 起到

6、冷卻密相區(qū)床料的作用，并使床溫降 低。圖 2 是試驗得到的床溫與一次風量的關系曲線，可以看出，隨著一次風量 的增大，爐膛密相區(qū)床溫有所下降，從 900 降至 880 。圖 3 是試驗得到的灰渣平均可燃物含量 （ 即飛灰可燃物及底渣可燃物含量 的加權(quán)平均值 ） 與一次風量的關系曲線，可以看出適當增大一次風量能提高飛灰 和底渣的燃盡率， 減小灰渣平均可燃物含量。 一次風量過大后， 較高的流化速度 還會加大鍋爐爐內(nèi)受熱面磨損， 嚴重的甚至還會導致爆管， 因此從安全角度考慮， 一次風量不宜過大。 試驗表明， 鍋爐原一次風量設計值偏高， 結(jié)合流化速度的計 算分析，在控制密相區(qū)流化速度不大于 4.5 m/

7、s 時，推薦 330 MW 負荷時一次 風量為 280 103 m3/h，即一次風率為 28%。按此運行方式，燃燒調(diào)整試驗后鍋爐安全運行 20 880 h（29 個月）而未再發(fā) 生爐內(nèi)受熱面磨損爆管現(xiàn)象。 這主要是因為燃燒調(diào)整適當減小了一次風量， 使密 相區(qū)膨脹高度降低， 爐膛水冷壁錐段出口處顆粒濃度減小； 同時也使攜帶至爐膛 稀相區(qū)的顆粒流量和向下流動的水冷壁邊壁流動量減小。 上述因素均可減弱爐膛 水冷壁錐段和直段交界處的易磨損區(qū)受顆粒的沖刷和碰撞磨損， 水冷壁的運行可 靠性得到提高。2.2 總風量運行總風量及一、 二次風比例的調(diào)整可以有效改善爐內(nèi)風、 煤及灰的混合程 度，CFB 鍋爐風量的

8、調(diào)整原則是一次風保證床料的正常流化和調(diào)節(jié)床溫， 二次風 量調(diào)整過量空氣系數(shù) （ 含氧量 ） 。在一次風量不變的情況下， 改變二次風量， 即可 調(diào)節(jié)入爐的總風量。圖 4 為試驗得到的灰渣可燃物含量與鍋爐省煤器入口含氧量的關系曲線。 由圖 4 可知，灰渣平均可燃物含量隨省煤器入口含氧量增大而減小。這主要是 因為省煤器入口含氧量體現(xiàn)了過量空氣系數(shù)的大小， 省煤器入口含氧量越大， 過 量空氣越多，鍋爐燃燒也就越充分。1.16 。圖 5 為總風量與排煙溫度的關系曲線，由圖 5 可知，排煙溫度隨著總風量 的增大而呈非線性升高趨勢， 總風量過大會使排煙溫度升高， 鍋爐的排煙熱損失 增大，因此運行中還應控制鍋

9、爐總風量不宜過大。 330 MW 負荷運行時，省煤器 入口含氧量應控制在 3.0% 左右為佳，對應的過量空氣系數(shù)為2.3 風室壓力鍋爐的風室壓力表征了從風室至爐膛出口的 爐膛總體壓差 p1 的大小，當 一次風量固定 （ 布風板阻力不變 ） 時，p1 即反映了爐內(nèi)物料濃度的大 小，爐內(nèi) 物料濃度及分布特性對灰渣平均可燃物 含量有重要影響。 圖 6 為灰渣平均可燃 物含 量與風室壓力的關系曲線， 由圖 6 可知，灰渣平均可燃物含量隨風室壓力 的增大而減小。但風室壓力升高，即床層高度和阻力增大，會使一次風 機電耗 升高。綜合考慮，該臺 CFB 鍋爐風室壓力 控制在 13.5 kPa 為宜。2.4 鍋

10、爐熱效率及風機電耗分析 通過燃燒調(diào)整，鍋爐的運行參數(shù)得到進一步優(yōu)化，鍋爐的熱效率得到提高。表 3 為典型工況鍋爐熱效率計算結(jié)果， 由表 3 可知，燃燒調(diào)整后鍋爐熱效率提 高了 0.85% 。1 號機組負荷 330 MW 時，燃燒調(diào)整前一次風機總電流 385.4 A ，二次風機 總電流 501.2 A。燃燒調(diào)整后一次風機總電流 374.34 A，電流下降了 11.06 A， 二次風機總電流 447.53 A ，電流下降了 53.67 A ，一、二次風機總電流降低約 64.73 A 。一、二次風機總功率降低了 0.8 MW，即廠用電率降低了 0.24%3 結(jié)論1）燃燒調(diào)整試驗結(jié)果表明，通過優(yōu)化一次