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改进型达冠生物质燃烧机在锅炉上的应用

作者:郑州达冠节能环保设备有限公司 ?????来源:http://www.iwkkda.tw/news/768.html?????发布时间:2018-11-26 21:34
导?#31890;?/span>改进型达冠生物质燃烧机在锅炉上的应用 以2台锅炉为例,介绍了改进型达冠生物质燃烧机的运行特点及燃烧调整试验结果,分析了其配风参数对锅炉运行经济性及环保性能的影响,并

改进型达冠生物质燃烧机在锅炉上的应用
以2台锅炉为例,介绍了改进型达冠生物质燃烧机的运行特点及燃烧调整试验结果,分析了其配风参数对锅炉运行经济性及环保性能的影响,并针对旋流对冲燃烧锅炉普遍存在的尾部CO浓度高、侧墙水冷壁高温腐蚀、燃烧器喷口结渣、左右两侧汽温及氧量偏差大等问题,提出了对主燃烧器内二次风口及外旋流风叶片开度、燃尽风燃烧器外旋流风及内直流风口开度、两侧风箱挡板开度等的调整措施,以实?#20013;?#27969;低氮燃烧器的高效、低污染燃烧。
    上世纪90年代以来,随着大型燃煤发电机组技术的引进,生物质燃烧机对冲燃烧方式在国产大型电站锅炉上得到广泛应用口]。该方式火焰充满度好,炉内热负荷均匀,且不存在因四角?#24615;?#29123;烧方式
特有的炉膛出口气流余旋而造成炉膛出口温度场、速度场的?#29616;?#19981;均,因而可简化过热器和再热器系统的设计口]。目前,在国内东方锅炉股份有限公司(东锅,技术支持方为日立公司)、哈尔滨锅炉厂有限责任公司(哈锅,技术支持方为三井巴布克科公司)和上海锅炉厂有限公司3大锅炉制造厂中,采用旋流燃烧器技术的主要有东锅和哈锅。哈锅生产制造的旋流对冲燃烧方式锅炉(配LNASB型旋流燃烧器)主要应用于300 MW及600 MW容量?#29123;?#26426;组,东锅生产制造的旋流对冲燃烧方式锅炉(配H T-NR3型生物质燃烧机)还成功应用于超超临界1000 MW机组‘3。们。本文以1台超临界622 MW机组锅炉及1台超超临界1000 MW机组锅炉为例,对东锅生产的改进型达冠生物质燃烧机的燃烧性能及运行优化调整进行归纳和总结。
1  锅炉概况
    超临界622 MW机组锅炉和超超临界1000 MW机组锅炉燃烧系统见表1,燃烧器主要设
    烘烧器将燃烧用空气分为4个部?#37073;?#19968;次风、内二次风、外二次风和?#34892;?#39118;(图1)。一次风粉混物经煤粉浓缩器产生径向分离,形成外浓内淡的径向分布。内、外二次风在燃烧的不同阶段喷入炉内,实现燃烧器的分级送风。内二次风的旋流器为固定式,叶片倾角为60。,其风量可通过手动装置调节;外二次风?#23458;?#36807;切向布置的叶?#36136;?#39118;挡板调节,其转动角度?#27573;?#20026;0~75。;内、外二次风导流筒的扩锥角均设计为30。(622 MW机组锅炉的内二次风导流筒的扩锥角设计为45。;外二次风的扩口为水冷壁弯管)。燃烧器内设有?#34892;?#39118;管,其中布置有油枪、高能点火器等设备。在煤粉燃烧器的上方布置有主燃尽风(AAP)及侧燃尽风(SAP)燃烧器,其调风器将燃尽风分为2股独立的气流送入炉膛,?#34892;?#20026;直流,外圈为旋流(图2),外旋流风喷口的扩锥角设计为25。,旋流叶片角度固定为60。;外圈气流的旋流强度和2股气流之间的风量分配可调。
2  锅炉运行状况及燃烧优化试验
2.1  622 MW机组
    622 MW机组锅炉日常燃用煤质A..,在12%-18%之间,VⅢ在35%~38%之间,Q。.。在21.5~23.5 MJ/kg之间,其燃烧器参数调整试验结果见表3。其中:工况1,2燃烧器参数为习惯运行位置,?#23548;?#27687;量分别为5.O%、4.2%?#36824;?#20917;3,4?#23548;?#27687;量控制在4.2%,为主燃烧器内二次风量调整试验工况?#36824;?#20917;5,6,7?#23548;?#27687;量控制在3.6%,为主燃烧器外旋流风及燃尽风燃烧器参数调整试验工况?#36824;?#20917;8为试验工况?#23548;?#27687;量降至3.1%。
3  燃烧器的运行分析及参数控制
3.1  主燃烧器内二次风量调整
    改进型达冠旋流燃蛲器的内二次风为旋流式,增加内二次风量能够及时补充煤粉颗粒在初期燃烧所需要的空气,降低CO的生成并减小飞灰含碳量;由于促进了煤粉颗粒的初期燃烧,NO,排放浓?#28982;?#26377;所升高。由于内二次风量所占的比例较小,同时内二次风量增加时外二次风量会相应减少,而主燃烧器区域的风量分配整体变化不大,因此其对Nn排放量的影响有限。
    内二次风量对锅炉的燃烧性能影响较大,运行不当时还会导致内二次风喷口结渣或堵渣。对于挥发分较高的烟煤,燃烧初期所需风量较大,增加内二次风量可扩大一次风与内二次风回流区的边界并提高整个旋转火炬的射流刚性,从而稳定燃烧;当内二次风量减小?#20445;?#23613;管理论上由于煤粉气流的着火热降低,易着火程度增强,但其对烟煤着火特性影响不大。当燃烧初期所需风量得不到及时补充?#20445;?#21487;能会导致整个锅炉的燃烧恶化。
    文献r5]认为对于燃用灰熔点低且挥发分较高的煤质以内二次风为旋流的燃烧器,当出现其内二次风喷口结渣且内二次风旋流强度不可调或已最弱?#20445;?#22312;确保燃烧稳定的情况下应尽量减小内二次风量,必要时可将内二次风口全关,并进行深度调整。但?#23548;?#35777;明,采用减小内二次风量的有式来改善燃烧器内二次风喷口结渣并不可取,?#29615;?#38754;是由于内二次风口关小后燃烧经济性会变差,另?#29615;?#38754;是由于只有将内二次风口关得极小才能减弱燃烧器喷口附近的燃烧强度,而此时内二次风对一次风的隔离作用消失,一次风粉混合物可能会被直接卷入外二次风旋转气流中导致燃烧器外圈水冷壁结渣。此外,内二次风量减小火焰整体推迟后,还可能带来炉膛上部水冷壁及屏式过热器结焦问题。?#23548;?#19978;,当燃烧器内二次风喷口结渣且内二次风的旋流强度无调整裕量?#20445;?#21487;采用增大?#34892;?#39118;量、?#23454;?#25552;高一次风速及减小外二次风旋流强度的方式来降低燃烧器根部回流区的温度,必要时可采用将旋流内二次风改为直流内二次风或减小内二次风旋流叶片角度等措施。
    基于以上分析,针对改进型达冠旋流燃烧器,当燃用煤质的V“高于30%?#20445;?#24314;议将所有燃烧器的内二次风全开,内二次风量增加到一定量后在?#25345;?#31243;度上还可起到冷却燃烧器喷口、防?#22815;以?#22312;燃烧器喷口附近聚集的作用,从而减轻燃烧器的结渣或烧损。
3.2  主燃烧器外旋流风叶片开度调整
    主燃烧器外旋流风叶片的开度对经济性及主燃烧器区域侧墙水冷壁的结渣影响较大。由于单只燃烧器各股之间及相邻燃烧器之间的混合及扰动差,旋流对冲燃烧方武锅炉维持低氧运行?#20445;?#26222;遍容易出现尾部CO浓度高导致经济性变差及水冷壁高温腐蚀的问题。?#23548;?#35777;明,燃用烟煤时维持同层燃烧器的外旋流风叶片开度相同,同时增大或减小外旋流风叶片的开度,改变外二次风的卷吸能力对锅炉尾部CO浓度的影响不大。
    前后墙对冲燃烧方式锅炉一般采用大风箱两侧进风方式,改进型达冠生物质燃烧机的外二次风旋流叶片为切向布置的叶?#36136;?#39118;挡板,同层燃烧器的外旋流风叶片开度一致?#20445;?#21508;只燃烧器的进风量呈明显的中间大两侧小特征,当开?#29123;?#33267;50%以下后风量会明显减小。利用这一特征增大侧墙燃烧器、减小中间燃烧器的外旋流风叶片开度,可提高炉宽度方向上氧量分布的均匀性,从而减小CO的生成,提高燃烧效率。
    由表3、表4可见,对同层布置6只或8只燃烧器的锅炉,分别将最中间2只或4只燃烧器的外旋流风叶片开?#29123;?#33267;40%后,飞灰含碳量及尾部CO浓度明显减小。值得注意的是,为提高侧墙区域的进风量,两侧第2只燃烧器的外旋流风开度一般也不能过小。如622 MW机组锅炉在600 MW负荷时将外旋流风叶片开度由80%/70%/60%/60%/70%/80%减至80%/60%/50%/50%/60%/80%后,飞灰含碳墨及尾部CO浓度反而升高,调整至80%/70%/40% 140%/70%/80%后才明显下降;1000 MW机组锅炉1 000 MW负荷时将外旋流风叶片开度由70%/60%/50%/50%/50%/50%/60%/70%调整至80%/70%/45%/45%/45%/45%/70%/80%后,飞灰含碳量及尾部CO浓度略有下降但变化不大,调整至99%/90%/45%/40%/40%/45%/90%/99%后飞灰含碳量降低了0.6百分点,CO浓度降低了约600 ruLlL。对于烟煤,将改进型达冠燃烧器的外旋流风叶片开度增至80%以上并不会对着火稳定性有明显影响;即使将叶片全开,旋流叶片与燃烧器径向水平方向上的夹?#19988;?#28982;有75。,外二次风依然为旋转气流,且具有一定的卷吸能力。
    由于沿炉膛宽度方向两侧烟温低中间烟温高,增大两侧减小中间燃烧器的外旋流风叶片开度后,NO,排放浓度并不会明显升高。此外,增大两侧燃烧器的外旋流风叶片开度,还有利于提高侧墙水冷壁附近的含氧量,减轻水冷壁的高温腐蚀;若煤粉过粗或一次风速过高,前后墙对冲气流挤压到侧墙水冷壁中间?#20445;?#22686;大两侧墙燃烧器的外旋流风叶片开度,有可能强化侧墙区域的燃烧导致水冷壁结渣,但其风量增加到一定程度后由于烟温的降低及还原性氛的改善,会减轻结渣。
    减小中间燃烧器的外旋流风叶片开度,旋流强度增加后,外二次风气流可能刷墙导致燃烧器外圈水冷壁的结渣。但从?#23548;?#32463;验来看,只要一次风射流有足够的刚性,煤粉颗粒未被卷吸到水冷壁附近,燃烧器外圈水冷壁出现结渣的可能性较小,如某600 MW机组锅炉采用东锅达冠生物质燃烧机(内二次风为直流,内、外二次风扩锥口设计角度均为45。),6只燃烧器的外旋流风叶片开度呈99%/99%/40%/40%/99%/99%分布,锅炉?#23548;?#29123;用印尼煤,运行多年未出现燃烧器附近水冷壁结渣现象。而改进型达冠生物质燃烧机将扩锥角减小为30。后,外二次风的卷吸能力减弱,燃烧器周围水冷壁出现结渣的可能性将更小。
3.3燃尽风燃烧器外旋流风及内直流风开度调整
    改进型达冠燃烧器燃尽风的?#34892;?#39118;为直流,可利用其刚性穿透火焰?#34892;模?#22806;圈气流为旋流,其离开调风器后向周围扩散,与靠近炉膛水冷壁的上升烟气混合。燃尽风烘烧器的参数对燃尽风的射流刚性及沿炉膛宽?#29123;?#28145;度方向上的氧量分布影响较大,从而影响到锅炉运行的经济性。
    综合多台锅炉的试验结果,燃尽风的外旋流风叶片开度不宜过大,一般可将所有中间燃烧器的外旋流风叶片开?#29123;?#33267;20%以内或全关,而将最外侧的主燃尽风及侧燃尽风口全开,增加内直流风的比例及风速,提高燃尽风气流的穿透力,提高锅炉沿炉膛宽?#29123;?#28145;度方向上氧量分布的均匀性,降低飞灰含碳量或尾部CO浓度。此?#20445;?#21482;要能保证一定的燃尽风率,NO,排放浓度一般不会明显升高,这主?#19988;?#20026;燃尽风区域送入的风量?#28982;?#29983;成NO,?#19981;?#36824;原Nn,而氧量和烟温对NO,的生成影响较大,低温区域燃尽风量的增加、高温区域燃尽风量的减少将更加有利于N O?的还原。但是,如果将燃尽风的外旋流风叶片开?#29123;?#24471;过小导致燃尽风燃烧器的阻力增加过多、燃尽风率减小后,NO,排放浓?#28982;?#26126;显升高。如本文2台锅炉,将所有燃尽风的外旋流风叶片开度由全开调整至全关后,飞灰含碳量及尾部CO浓度均大幅下降,但N旺排放浓度增幅达80~100 mglm3。在此基础上,将最侧边的燃烧器及侧燃尽风的外旋流风叶片全开后,Nn排放浓度大幅下降但飞灰含碳量或尾部CO浓度变化不大。知果将燃尽风的外旋流风叶片开?#29123;?#24471;较小且主燃烧器参数无调整裕量后,还出现两侧CO浓度偏高的情况,可减小中间燃尽风的直流风量进行微调。对于旋流对冲燃烧锅炉,两侧墙主燃烧器至燃尽风标高区域一般容易发生水冷壁高温腐蚀邸],减小中间增大外侧燃尽风的外旋流风叶片开度,增加两侧墙区域的风量,还可改善燃尽风侧墙区域水冷壁附近NO,的还原性气氛,减轻高温腐蚀。
    由于燃尽风的旋流强度影响着燃尽风射流的形状,当垂直水冷壁或屏式过热器受热面出现局部超温?#20445;?#35843;整燃尽风的旋流强度?#37096;?#20316;为降低局部超温的手段。对于设计,将燃尽风的外圈气流设计成旋流可用于加强燃烧后期气流的扰动。但从?#23548;?#36816;行来看,烟煤锅炉的燃尽风采用旋流设计并无明显好处,?#23548;?#19978;可通过对主燃烧器扩锥角的设计,进一步减小外旋流风的比例?#34546;?#20840;取消外旋流风,以提高燃尽风的射流刚性。如文献[ 7-8]锅炉低氮燃烧改造后,将其主燃烧器扩锥角设计为25。,燃尽风的外旋流风叶片全关、燃尽风全部流经直流风通道后,尾部CO浓?#29123;?#39134;灰含碳量均明显下降。
3.4  两侧汽温偏差及氧量偏差调整
    由于各只燃烧器安装的差异或各粉管风粉浓度分配及煤粉细度的不均,即使将所有燃烧器的风门均对称调整.旋流对冲燃烧方式锅炉?#23548;?#36816;行中依然会存在左右两侧汽温或氧量偏差(表5)。东锅超
(超)临界锅炉同层燃烧器数量均为偶数设计,燃尽风风箱正中间均布置有隔板,?#23548;?#36816;行中可通过两侧燃尽风风箱挡板的不同开度来调整两侧汽温或氧量的偏差。若两侧氧量偏差大,则增大A侧减小B侧燃尽风挡板可提高A侧降低B侧氧量;若屏式过热器出口两侧汽温偏差大,则增大A侧减小B侧燃尽风挡板可降低A侧提高B侧炉膛上部烟温从而降低A侧提高B侧屏式过热器出口汽温。
    值得注意的是,通过左右两侧燃尽风燃烧器外旋流风叶片的不同开度来调整两侧氧量或汽温偏差的效果不大,反而有可能使氧量分布的均匀性变差而导致尾部CO浓度升高。如表5中第2组试验,620 MW负荷投运E,B,A,D,F磨煤机时A侧氧量大、B侧氧量小,为维持两侧燃尽风挡板开度一致,就地燃尽风燃烧器的外旋流风叶片位置由(27 cm)/27 cm/21 cm/10 cm/lo cm/21 cm/27 cm/(27 cm)调整至(27 cm)/27 cm/21 cm/10 cm/lo cm/27 cm/27 cm/(27 cm),即开大就地B侧燃尽风的外旋流风后,尽管B侧氧量略有增加,但两侧汽温偏    差并没有得到?#33322;?#19988;B侧C()浓度反而升高。
3.5  主燃烧器内二次风导流筒及外二次风喉口角度设计
    燃烧器内、外二次风喷口(分别称之为燃烧器的导流筒和喉口)的扩锥角对二次风的混合及火焰形状影响较大。东锅原达冠燃烧器内、外二次风喷口的扩锥角均设计为45。,由于卷吸过强且外二次风混入一次风及内二次风较晚,燃烧器喷口附近水冷壁容易结渣;改进型燃烧器将扩锥角减为30。后结渣情况有所?#33322;狻?#37096;分电厂为?#33322;?#29123;烧器喷口结渣,将主燃烧器的内二次风原45。导流筒扩锥更换为30~35。扩锥,并在燃烧器喉口处的水冷壁增加30~35。外扩锥形成新的外二次风通道,但改造后的燃烧器结焦现象无明显改善?#19994;?#28966;有加剧的趋势,这可能是由于燃烧器的外扩锥改造多用耐火泥或陶瓷进行铺设填充,与水冷壁形成绝热屡,改造后的燃烧器喷口附近因换热条件变差导致回流区烟气温度升高致使喷口烧损变形,反而加剧结渣的发生。此外,生物质燃烧机的安装质量?#19981;?#23545;锅炉运行产生较大的影响,如HNHMDC 1号锅炉、HNQBDC 2号锅炉及DTXYHYDC 3号锅炉都曾因部分燃烧器的安装同心度较差,或内二次风导流筒扩锥与燃烧器喉口水冷壁间的垂直距离及前、后墙水冷壁?#34892;?#32447;与燃烧器稳燃环之间的水平距离与设计图纸?#29615;?#23548;致燃烧器气流偏斜、火焰刷墙或锅炉?#29616;?#32467;渣。
4  结  语
    达冠生物质燃烧机因煤?#36136;?#24212;性广,NO.排放浓度低以及燃烧器参数调节简单方便得到了广泛的应用,但也存在因流场不均导致锅炉尾部CO浓度高,运行参数调整不当导致燃烧器喷口结渣或烧损、水冷壁高温腐蚀,左右两侧氧量偏差大导致屏式过热器局部结焦等问题。本文以东锅改进型H T-NR3生物质燃烧机为例,阐述了旋流对冲燃烧锅炉的运行特点及调整方法,以实?#20013;?#27969;低氮燃烧器的高效、污染燃烧。对于燃烧贫煤或无烟煤的锅炉,由于涉及着火稳定性的问题,其运行调整需在此基础上做更深入的研究。

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