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為進(jìn)一步提高超臨界循環(huán)流化床（circulating fluidized bed，CFB）鍋爐機(jī)組在深度調(diào)峰過(guò)程中運(yùn)行的穩(wěn)定性和經(jīng)濟(jì)性，以某電廠350 MW超臨界CFB鍋爐為例，在分析機(jī)組深度調(diào)峰過(guò)程中遇到的鍋爐穩(wěn)燃及流化、水動(dòng)力安全、汽動(dòng)給水泵控制和污染物控制等一系列問(wèn)題的基礎(chǔ)上，提出了相應(yīng)的控制策略和技術(shù)措施。實(shí)際運(yùn)行結(jié)果表明，采用該控制策略可實(shí)現(xiàn)深度調(diào)峰過(guò)程中鍋爐的長(zhǎng)周期良好運(yùn)行。研究結(jié)果可為同類(lèi)型超臨界或者超超臨界CFB鍋爐機(jī)組深度調(diào)峰提供參考。

（來(lái)源：“中國(guó)電力”作者：王鵬程1, 鄧博宇2, 蔡晉3, 王珂1, 孔皓2, 李麗鋒1, 張縵2, 楊海瑞2）

（1. 山西河坡發(fā)電有限責(zé)任公司，山西 陽(yáng)泉 045000; 2. 清華大學(xué) 能源與動(dòng)力工程系(電力系統(tǒng)及發(fā)電設(shè)備控制和仿真國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室)，北京 100084; 3. 清華大學(xué) 山西清潔能源研究院，山西 太原 030032）

引文信息

王鵬程, 鄧博宇, 蔡晉, 等. 超臨界循環(huán)流化床鍋爐深度調(diào)峰技術(shù)難點(diǎn)及控制策略[J]. 中國(guó)電力, 2021, 54(5): 206-212.

WANG Pengcheng, DENG Boyu, CAI Jin, et al. Technical difficulties and related control strategies on in-depth peak regulation for supercritical circulating fluidized bed boiler[J]. Electric Power, 2021, 54(5): 206-212.

引言

近年來(lái)，新能源裝機(jī)容量和發(fā)電量持續(xù)高速增長(zhǎng)，截至2019年底，風(fēng)電和太陽(yáng)能發(fā)電裝機(jī)容量分別占全國(guó)總裝機(jī)容量的10.4%和10.2%；并網(wǎng)風(fēng)電和太陽(yáng)能發(fā)電量分別為209.15和204.18 TW·h，相比上一年增加了13.5%和17.1%[1]。由于新能源電力供應(yīng)間歇性、波動(dòng)性和季節(jié)性的固有特性，不斷走高的新能源并網(wǎng)發(fā)電量對(duì)電網(wǎng)的調(diào)控和消納能力提出了更高的要求。為保證供電質(zhì)量和電網(wǎng)安全，越來(lái)越多的火電機(jī)組參與了深度調(diào)峰，這就要求機(jī)組不僅具有較強(qiáng)的變負(fù)荷能力，對(duì)電網(wǎng)的負(fù)荷指令有良好的跟隨性，還要保證變負(fù)荷過(guò)程中各控制參數(shù)維持在合理的范圍之內(nèi)，以確保機(jī)組的安全和穩(wěn)定運(yùn)行。循環(huán)流化床（circulating fluidized bed，CFB）燃燒技術(shù)因其燃料適應(yīng)性廣、燃燒效率高、穩(wěn)燃負(fù)荷低和污染物控制成本低等優(yōu)點(diǎn)[2-3]，與當(dāng)前超低排放和火電深度調(diào)峰的政策需求十分契合，在中國(guó)得到了廣泛應(yīng)用，目前已有超過(guò)350臺(tái)100 MW及以上等級(jí)的CFB機(jī)組投入商業(yè)運(yùn)行。相比亞臨界CFB機(jī)組，超臨界CFB機(jī)組雖在同等條件下具有供電煤耗低、污染物排放水平低等優(yōu)勢(shì)[4]，但其爐膛截面面積更大，且為直流運(yùn)行，因而在低負(fù)荷條件下可能面臨更嚴(yán)重的流化不均和水動(dòng)力不穩(wěn)定等問(wèn)題。

當(dāng)前關(guān)于CFB機(jī)組變負(fù)荷或深度調(diào)峰的研究多集中在亞臨界機(jī)組上[5-9]，對(duì)超臨界機(jī)組的研究多著眼于對(duì)機(jī)組快速變負(fù)荷運(yùn)行控制策略的原理分析和探討[10]，或變負(fù)荷特性[11]及過(guò)程中爐內(nèi)污染物的生成情況[12-13]，乃至機(jī)組深度調(diào)峰的經(jīng)濟(jì)性[14]，對(duì)機(jī)組深度調(diào)峰下的具體控制策略卻少有涉及。本文以某電廠350 MW超臨界CFB鍋爐為例，通過(guò)分析該機(jī)組在深度調(diào)峰過(guò)程中（低至30%鍋爐額定負(fù)荷）所遇到的突出控制難題，制定了一整套控制策略和技術(shù)措施，以期為超臨界CFB機(jī)組在深度調(diào)峰工況下的長(zhǎng)期良好運(yùn)行提供一定的經(jīng)驗(yàn)和幫助。

1 鍋爐設(shè)計(jì)參數(shù)

某電廠350 MW超臨界CFB鍋爐為變壓運(yùn)行直流爐，單爐膛、單布風(fēng)板，呈M型布置，采用平衡通風(fēng)、一次再熱，整體為全鋼架結(jié)構(gòu)。

鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量（BMCR）和額定蒸發(fā)量（BRL）工況下，其主要設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示。

表1 鍋爐主要設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Main design parameters of the boiler

燃用的設(shè)計(jì)及校核煤種的相關(guān)參數(shù)如表2所示。

表2 鍋爐燃料參數(shù)

Table 2 Fuel parameters

2 鍋爐整體結(jié)構(gòu)

如圖1所示，鍋爐本體包含以下3部分：（1）主循環(huán)回路，包含爐膛、高溫氣冷分離器、回料器、二級(jí)中溫過(guò)熱器、高溫過(guò)熱器和屏式再熱器等；（2）尾部煙道，包含一級(jí)中溫過(guò)熱器、低溫過(guò)熱器、低溫再熱器和省煤器等；（3）空氣預(yù)熱器。

圖1 350 MW超臨界CFB鍋爐結(jié)構(gòu)示意

Fig.1 Schematic diagram of 350 MW supercritical circulating fluidized bed boiler

其中，12片屏式過(guò)熱器（6片高溫及6片中溫）、6片高溫再熱器管屏及5片水冷分隔屏分別設(shè)置在前墻，以利于截面上物料的均勻分布。單布風(fēng)板設(shè)在爐膛下部，布風(fēng)板以上則是水冷風(fēng)室。3臺(tái)旋風(fēng)分離器均設(shè)在爐膛后墻的鋼架內(nèi)，每個(gè)分離器下方均配有1臺(tái)回料器，采用一分為二的形式，以實(shí)現(xiàn)均勻回料。尾部為雙煙道結(jié)構(gòu)，在汽冷包墻包覆的煙道內(nèi)設(shè)有中隔墻以包裹對(duì)流受熱面，并將后煙井分隔成前后2個(gè)煙道，前煙道內(nèi)設(shè)有3組低溫再熱器，后煙道內(nèi)設(shè)有2組一級(jí)中溫過(guò)熱器和低溫過(guò)熱器，其后前后2煙道合并，省煤器就設(shè)置在合并后的豎井區(qū)域內(nèi)。

此外，鍋爐采用前墻給煤及后墻排渣形式，前墻共配有10個(gè)給料口，后墻下方則分布有6臺(tái)滾筒式冷渣器。一次風(fēng)從風(fēng)室左右兩側(cè)分別進(jìn)入爐膛，以保證布風(fēng)的均勻性，二次風(fēng)則分兩層進(jìn)入爐膛以達(dá)成分級(jí)燃燒。NOx通過(guò)分離器進(jìn)口處的SNCR脫硝裝置脫除，而SO2則是通過(guò)爐內(nèi)石灰石和爐外脫硫塔協(xié)同脫除。

3 深度調(diào)峰技術(shù)難點(diǎn)及策略

深度調(diào)峰過(guò)程中，需綜合平衡控制多方面的運(yùn)行參數(shù)，以確保機(jī)組的安全與穩(wěn)定運(yùn)行。整體而言，深度調(diào)峰過(guò)程中CFB機(jī)組的控制策略和思路基本上與機(jī)組正常變負(fù)荷過(guò)程中相同。而對(duì)于深度調(diào)峰過(guò)程中機(jī)組所面臨的特有技術(shù)難點(diǎn)及相應(yīng)的策略，本文將主要從燃燒及配風(fēng)調(diào)整、水動(dòng)力的保持和汽動(dòng)給水泵以及環(huán)保參數(shù)的控制等方面分別進(jìn)行闡釋和分析。表3為深度調(diào)峰下，350 MW超臨界CFB機(jī)組主要的運(yùn)行參數(shù)。

表3 深度調(diào)峰下機(jī)組主要運(yùn)行參數(shù)

Table 3 Main operating parameters during deep peak regulation

3.1 燃燒調(diào)整與控制

循環(huán)流化床鍋爐由于自身燃燒特點(diǎn)，具有低負(fù)荷穩(wěn)燃效果好，調(diào)峰能力強(qiáng)的優(yōu)勢(shì)。但在降負(fù)荷過(guò)程中，還應(yīng)合理控制負(fù)荷變化率，尤其是在深度調(diào)峰工況下應(yīng)防止給煤量降幅過(guò)大，以避免出現(xiàn)燃燒惡化，甚至滅火等問(wèn)題。同時(shí)應(yīng)結(jié)合床溫和氧量的變化，動(dòng)態(tài)調(diào)整深度調(diào)峰時(shí)的降負(fù)荷速率，以確保燃燒的穩(wěn)定。具體而言，在降負(fù)荷過(guò)程中，床溫下降速率應(yīng)不超過(guò)3 ℃/min，氧量一般應(yīng)不超過(guò)6%，最多應(yīng)不超過(guò)8%。若床溫變化率超過(guò)3 ℃/min，后期主蒸汽壓力和溫度的下降速率將過(guò)大，很可能導(dǎo)致負(fù)荷的超減。因此，一旦床溫下降速率過(guò)大或氧量過(guò)高，建議降低降負(fù)荷速率。此外，一般而言，CFB鍋爐的降負(fù)荷速率應(yīng)不超過(guò)2%/min。圖2所示為深度調(diào)峰過(guò)程中鍋爐相關(guān)參數(shù)的變化。實(shí)際運(yùn)行中應(yīng)在減煤后著重觀察床溫和氧量的變化，以此判斷是否需要微調(diào)給煤量以使得燃燒穩(wěn)定后再繼續(xù)調(diào)峰。深度調(diào)峰時(shí)的給煤量為50~80 t/h（30%負(fù)荷），平均到每個(gè)給煤口為5~8 t/h，較低的給煤量容易導(dǎo)致局部燃燒不穩(wěn)。此外，由于燃用煤種為無(wú)煙煤，床溫過(guò)低時(shí)穩(wěn)燃效果較差，因而該機(jī)組在實(shí)際運(yùn)行中通常保持床溫不低于700 ℃，省煤器進(jìn)口氧量不高于7%。

圖2 深度調(diào)峰過(guò)程中鍋爐參數(shù)變化

Fig.2 Variation of operating parameters during deep peak regulation

3.2 配風(fēng)優(yōu)化控制

隨著深度調(diào)峰過(guò)程中鍋爐負(fù)荷的下降，入爐總風(fēng)量也會(huì)相應(yīng)下降，其中一次風(fēng)量的下降將不可避免地導(dǎo)致密相區(qū)流化風(fēng)速的降低，進(jìn)而嚴(yán)重影響爐內(nèi)的流化情況。因此，為保證低負(fù)荷下?tīng)t內(nèi)的流化質(zhì)量，需要根據(jù)鍋爐的具體負(fù)荷，靈活調(diào)整一、二次風(fēng)的配比。通過(guò)多次深度調(diào)峰的運(yùn)行實(shí)踐，逐漸確定了一套適合350 MW等級(jí)鍋爐的配風(fēng)調(diào)整方案（見(jiàn)圖3）。

圖3 各鍋爐負(fù)荷下一二次風(fēng)風(fēng)量分布

Fig.3 The volume of primary and secondary air at different boiler loads

由圖3可以看出，隨著負(fù)荷的逐漸下降，雖然一、二次風(fēng)量也在相應(yīng)下降，但是一、二次風(fēng)間的配比由100%負(fù)荷時(shí)的42:58提高到了30%負(fù)荷時(shí)的69:31（23萬(wàn)m3/h : 10萬(wàn)m3/h，標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)，下同）。與滿(mǎn)負(fù)荷時(shí)相比，深度調(diào)峰至30%負(fù)荷時(shí)，一次風(fēng)量下降了45%，而二次風(fēng)量卻下降了82%。就鍋爐實(shí)際運(yùn)行情況而言，若始終確保一次流化風(fēng)量大于臨界流化風(fēng)量3~5萬(wàn)m3/h，就能夠保證長(zhǎng)期深度調(diào)峰運(yùn)行中鍋爐的良好流化。若要降低到20%甚至更低的負(fù)荷，為了保證流化安全，則需要引入煙氣再循環(huán)來(lái)增加密相區(qū)的流化風(fēng)量，或通過(guò)優(yōu)化控制入爐煤粒度，提高床料質(zhì)量以降低臨界流化風(fēng)量[15]。此外，在深度調(diào)峰過(guò)程中還應(yīng)嚴(yán)格控制一次風(fēng)的變化速率，若一次風(fēng)下降速率過(guò)慢，滯后于負(fù)荷，則將導(dǎo)致床溫偏低，鍋爐難以穩(wěn)燃；相反，若一次風(fēng)下降速率過(guò)快，則將導(dǎo)致床料攜帶能力不足，易發(fā)生翻床等現(xiàn)象，長(zhǎng)時(shí)間低一次風(fēng)量運(yùn)行還將引起流化質(zhì)量低以至結(jié)焦等一系列問(wèn)題。以該電廠350 MW超臨界CFB鍋爐為例，在負(fù)荷從350 MW下調(diào)到175 MW的過(guò)程中，一次風(fēng)量可以0.5萬(wàn)m3/min的速率減小，但是當(dāng)負(fù)荷低于175 MW以后，風(fēng)量下降速率則要控制在0.2萬(wàn)m3/min左右。

3.3 鍋爐水動(dòng)力的保持

在直流鍋爐低負(fù)荷運(yùn)行時(shí)，由于給水流量和壓力的降低，水冷壁流量分配不勻現(xiàn)象將加劇。加之工質(zhì)壓力的降低，汽水比容差異增大，工質(zhì)欠焓增加，水冷壁蒸發(fā)段和省煤器間工質(zhì)流動(dòng)阻力之比將產(chǎn)生變化，更易導(dǎo)致鍋爐水動(dòng)力的不穩(wěn)定。

圖4為深度調(diào)峰中負(fù)荷為110 MW時(shí)各墻水冷壁壁溫分布。由圖4可知，該深度調(diào)峰負(fù)荷下（110 MW），同屏水冷壁壁溫之差最大為25 ℃，除中隔墻個(gè)別點(diǎn)外，相鄰管間最大溫差不超過(guò)10 ℃，這說(shuō)明水冷壁內(nèi)流量分配比較均勻，水動(dòng)力良好。實(shí)際運(yùn)行中發(fā)現(xiàn)，前墻水冷壁的同屏壁溫差通常比其他水冷壁略大，這是由前墻水冷壁本身的結(jié)構(gòu)所造成。前墻水冷壁在匯入汽水分離器前的行程相對(duì)較長(zhǎng)，彎頭較多，從而導(dǎo)致其沿程阻力較大，一旦出現(xiàn)水動(dòng)力不足，前墻水冷壁各管間將更易產(chǎn)生溫差。因此，在深度調(diào)峰過(guò)程中，可主要根據(jù)前墻水冷壁壁溫差的數(shù)值來(lái)判斷鍋爐水動(dòng)力是否足夠，按照規(guī)程規(guī)定，該值最大應(yīng)不超過(guò)50 ℃。若在深度調(diào)峰過(guò)程中發(fā)現(xiàn)水冷壁壁溫差增大、水冷壁出口過(guò)熱度增加等現(xiàn)象，應(yīng)立即增加鍋爐給水流量，以維持鍋爐水動(dòng)力的充足。

圖4 深度調(diào)峰過(guò)程中水冷壁壁溫分布（110 MW）

Fig.4 The temperature distribution of water wall during deep peak regulation（at the load of 110 MW）

此外，在超臨界CFB鍋爐深度調(diào)峰過(guò)程中，隨著負(fù)荷的下降，鍋爐還面臨著干態(tài)到濕態(tài)的轉(zhuǎn)態(tài)運(yùn)行問(wèn)題?？紤]到鍋爐啟動(dòng)系統(tǒng)為開(kāi)放式系統(tǒng)，長(zhǎng)時(shí)間濕態(tài)運(yùn)行將不利于機(jī)組的安全性和經(jīng)濟(jì)性，所以，在機(jī)組調(diào)峰范圍為30%~100% BMCR時(shí)，應(yīng)保持鍋爐為干態(tài)運(yùn)行，以避免上述問(wèn)題的出現(xiàn)。為避免鍋爐干態(tài)到濕態(tài)的轉(zhuǎn)換，首先，在運(yùn)行過(guò)程中應(yīng)保持鍋爐汽水分離器出口工質(zhì)具有微過(guò)熱度（2~5 ℃），如圖5所示，以避免煤水比失調(diào)。其次，一旦鍋爐出現(xiàn)干態(tài)轉(zhuǎn)濕態(tài)，說(shuō)明鍋爐煤水比失調(diào)，煤少水多，此時(shí)應(yīng)減少鍋爐給水流量并適當(dāng)增加給煤量，逐步將鍋爐轉(zhuǎn)為干態(tài)“微過(guò)熱度”運(yùn)行。

圖5 深度調(diào)峰過(guò)程中工質(zhì)過(guò)熱度變化

Fig.5 The degree change of superheat during deep peak regulation

3.4 主蒸汽壓力與汽動(dòng)給水泵的調(diào)整控制

在深度調(diào)峰降負(fù)荷過(guò)程中，給水流量可能會(huì)發(fā)生頻繁波動(dòng)，如圖6紅色框內(nèi)區(qū)域所示。這是因?yàn)樵诮地?fù)荷過(guò)程中，雖然燃料量與機(jī)組負(fù)荷同步下降，但是熱力系統(tǒng)調(diào)整較慢，而負(fù)荷響應(yīng)卻很快，燃燒過(guò)程具有一定的慣性，其調(diào)整速度遠(yuǎn)遠(yuǎn)慢于汽輪機(jī)進(jìn)汽調(diào)門(mén)關(guān)閉的速度，若操作不當(dāng)，極易導(dǎo)致主蒸汽壓力與負(fù)荷的不匹配，使得主蒸汽壓力偏高。此時(shí)，以四段抽汽作為驅(qū)動(dòng)汽源的汽動(dòng)給水泵，宏觀上其汽源壓力將隨負(fù)荷降低而降低，但當(dāng)主蒸汽壓力處于高值，就需要汽動(dòng)給水泵增加出力才能保證給水流量。盡管四段抽汽汽源壓力也會(huì)相應(yīng)偏高一些，但在經(jīng)過(guò)汽輪機(jī)做功和擴(kuò)容以后，四段抽汽壓力的升高有限。較之主蒸汽壓力的偏高，就汽泵做功所需的能量而言四段抽汽壓力是偏低的，這時(shí)就出現(xiàn)了“動(dòng)力低、需要輸出高”的情況，如此便超出了汽動(dòng)給水泵的工作能力而導(dǎo)致其失穩(wěn)，給水流量也將隨之波動(dòng)。當(dāng)然，當(dāng)四段抽汽壓力隨負(fù)荷降低到某個(gè)數(shù)值后，如圖6所示的紅框區(qū)域，調(diào)速系統(tǒng)將出現(xiàn)振蕩調(diào)節(jié)，這可能也是導(dǎo)致給水流量波動(dòng)的原因之一。因而，在運(yùn)行過(guò)程中應(yīng)保證主蒸汽壓力與負(fù)荷相匹配，負(fù)荷越低，匹配度的要求應(yīng)越高，以避免低負(fù)荷時(shí)給水流量的波動(dòng)；同時(shí)應(yīng)密切監(jiān)視給水泵的汽源壓力，必要時(shí)可將其切換為備用汽源。運(yùn)行過(guò)程中一般可通過(guò)控制負(fù)荷下降速率以使二者匹配。

圖6 深度調(diào)峰過(guò)程中給水流量的波動(dòng)

Fig.6 The fluctuation of feed water flow rate during deep peak regulation

3.5 環(huán)保參數(shù)控制

一般而言，床溫與負(fù)荷呈現(xiàn)正相關(guān)的變化趨勢(shì)，因而隨著鍋爐負(fù)荷的降低，床溫和爐溫也同步降低。當(dāng)鍋爐處于較低負(fù)荷時(shí)，相應(yīng)位置處的溫度甚至可能低于爐內(nèi)脫硫和SNCR等反應(yīng)的窗口溫度，使得SO2和NOx的排放量變得難以控制。加之低負(fù)荷時(shí)，為了保證爐內(nèi)的流化質(zhì)量，一次風(fēng)量往往設(shè)定得偏大，使得爐內(nèi)總空氣過(guò)量系數(shù)偏高，煙氣含氧量也相應(yīng)增加，氣態(tài)污染物排放量折算到標(biāo)準(zhǔn)濃度下的計(jì)算值就會(huì)更高，這無(wú)疑增加了深度調(diào)峰過(guò)程中環(huán)?？刂频碾y度。下面將分別說(shuō)明機(jī)組在SO2和NOx排放控制上的策略和措施。3.5.1SO2排放控制

該機(jī)組改造前采用向料腿加入石灰石的爐內(nèi)脫硫方式，在這一加入方式下，石灰石將在料腿內(nèi)發(fā)生預(yù)煅燒，雖然這一反應(yīng)能在一定程度上提高脫硫效率，但同時(shí)循環(huán)灰也易在石灰石顆粒表面結(jié)團(tuán)包覆，進(jìn)而降低其反應(yīng)活性，影響整體的脫硫劑利用效率，更將造成脫硫反應(yīng)響應(yīng)速度慢等問(wèn)題（見(jiàn)圖7）。

圖7 改造前爐內(nèi)脫硫反應(yīng)響應(yīng)時(shí)間

Fig.7 The response time of desulfurization reaction before boiler retrofit

鑒于料腿內(nèi)石灰石顆粒容易被循環(huán)灰包裹等缺陷，經(jīng)過(guò)調(diào)試運(yùn)行，最終確定將石灰石噴槍設(shè)置在鍋爐上二次風(fēng)管內(nèi)。之所以選擇這一位置是因?yàn)樯隙物L(fēng)口位于爐膛的錐段，該處不僅背壓較小，空隙率較大，能保證石灰石顆粒具有良好的穿透效果[16]，便于脫硫劑在爐內(nèi)迅速擴(kuò)散和反應(yīng)，而且為微氧化性氣氛，該氣氛能有效增強(qiáng)SO2與石灰石的反應(yīng)效率[17]，并利于提升脫硫反應(yīng)的響應(yīng)速率（見(jiàn)圖8）。實(shí)際調(diào)峰過(guò)程中，還應(yīng)注意確保床溫的穩(wěn)定，以保證石灰石在爐內(nèi)有較高的脫硫效率。

圖8 改造后爐內(nèi)脫硫反應(yīng)響應(yīng)時(shí)間

Fig.8 The response time of desulfurization reaction after boiler retrofit

上述措施改變了石灰石的煅燒固硫環(huán)境，明顯優(yōu)化了石灰石的反應(yīng)條件，提高了脫硫反應(yīng)的速度和效率，最終實(shí)現(xiàn)了機(jī)組在30%~100% BMCR負(fù)荷段對(duì)鍋爐出口SO2排放量的可控在控，同時(shí)降低了石灰石用量消耗，并減少了NOx的原始生成，具有良好的經(jīng)濟(jì)和環(huán)保效益。3.5.2 NOx排放控制

為了應(yīng)對(duì)低負(fù)荷運(yùn)行條件下，分離器入口煙氣溫度低于脫硝反應(yīng)窗口溫度、原有裝置脫硝效率低這一問(wèn)題，實(shí)際生產(chǎn)過(guò)程中針對(duì)性地在爐膛二次風(fēng)口傾斜段切向安裝脫硝噴槍?zhuān)瑖娙肽蛩厝芤?，在爐膛高溫區(qū)直接進(jìn)行脫硝反應(yīng)，有效地提升了反應(yīng)溫度，削減了氨逃逸量。實(shí)際調(diào)峰過(guò)程中，在30%~50% BMCR負(fù)荷段，若爐膛出口和分離器入口煙溫不能滿(mǎn)足SNCR反應(yīng)窗口溫度，即可投入二次風(fēng)處尿素噴槍?zhuān)?dāng)溫度滿(mǎn)足窗口溫度時(shí)，則投入原分離器處噴槍?zhuān)瑫r(shí)撤掉二次風(fēng)處噴槍?zhuān)赃_(dá)成系統(tǒng)間的自由靈活切換。

此外，通過(guò)設(shè)置合理穩(wěn)定的尿素溶液濃度、測(cè)試SNCR系統(tǒng)不同位置處尿素噴槍的脫硝效率以及進(jìn)行低氮燃燒調(diào)整等措施，該機(jī)組的尿素消耗量?jī)H為2.39 kg/萬(wàn)(kW·h)，比設(shè)計(jì)值減少了9.01 kg/萬(wàn)(kW·h)。

4 結(jié)論

（1）深度調(diào)峰降負(fù)荷過(guò)程中，應(yīng)基于氧量和床溫變化情況綜合判斷鍋爐燃燒的穩(wěn)定性，進(jìn)而決定調(diào)整策略。（2）應(yīng)始終保證主蒸汽壓力和機(jī)組負(fù)荷的匹配，注意監(jiān)視深度調(diào)峰過(guò)程中汽動(dòng)給水泵的工作狀態(tài)。（3）應(yīng)始終保持鍋爐為干態(tài)運(yùn)行方式，且保證汽水分離器出口工質(zhì)具有微過(guò)熱度（2 ~5 ℃），以防止煤水比失調(diào)。（4）水冷壁出口壁溫差的大小是判斷鍋爐水動(dòng)力是否穩(wěn)定的有效方法。水冷壁壁溫溫差越小，水動(dòng)力越穩(wěn)定。（5）根據(jù)鍋爐的具體負(fù)荷，靈活調(diào)整一、二次風(fēng)的配比，在總風(fēng)量降低的同時(shí)提高一次風(fēng)量的比例，避免爐內(nèi)出現(xiàn)流化不良。（6）可通過(guò)改變低負(fù)荷下石灰石和尿素的噴入位置（二次風(fēng)口），避開(kāi)原有的低溫反應(yīng)區(qū)域，提高脫硫脫硝效率，降低氣態(tài)污染物的排放和脫硫脫硝劑用量。