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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。

（來源：微信公眾號“循環(huán)流化床發(fā)電”  ID：xhlhcfd  作者：孫獻斌）

國內(nèi)學者對鍋爐的燃燒調(diào)整進行了大量的研究。索疆舜等基于影響因子分析法，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 20~30 ℃，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 Ⅱ 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 Ⅱ 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/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??；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。

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 1.16。

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)化一次風量、總風量及風室壓力等關鍵運行參數(shù)，確定了最佳運行工況及運行參數(shù)，降低了鍋爐灰渣平均可燃物含量，使鍋爐熱效率提高 0.85%。

2）燃燒調(diào)整試驗還使一、二次風機總功率降低 0.8 MW，廠用電率降低了 0.24%，并明顯減輕了爐內(nèi)受熱面的磨損，鍋爐的運行安全經(jīng)濟性得到了進一步提高，獲得了良好的節(jié)能降耗效果。

文獻信息

孫獻斌,戚峰,辛以振,袁文杰,高永翔,郝如平,曹林濤,郭安.330 MW循環(huán)流化床鍋爐燃燒調(diào)整試驗研究[J].發(fā)電技術,2019,40(03):281-285.