蔡 培，葛榮存，葛 銘，陳 輝，陳國(guó)慶，王秀軍，戴維葆

(國(guó)電科學(xué)技術(shù)研究院 清潔高效燃煤發(fā)電與污染物控制國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 南京 210023)

0 引 言

我國(guó)資源秉性決定了我國(guó)中長(zhǎng)期以煤為主的能源結(jié)構(gòu)特點(diǎn)[1]，2017年我國(guó)煤炭消耗量已超過(guò)38億t，其中燃煤火力發(fā)電是我國(guó)煤炭資源的主要利用形式，也是我國(guó)當(dāng)前的主要發(fā)電形式。

研究表明，燃燒1 t煤可產(chǎn)生8～9 kg的NOx[2-3]，由于NOx對(duì)人體和全球生態(tài)環(huán)境危害甚大，環(huán)保排放日益引起重視。2014年出臺(tái)的《煤電節(jié)能減排升級(jí)與改造行動(dòng)計(jì)劃》要求燃煤機(jī)組的排放標(biāo)準(zhǔn)達(dá)到燃?xì)獾呐欧艠?biāo)準(zhǔn)[4]，其中NOx排放要低于50 mg/m3，但NOx的濃度和鍋爐效率有著相互矛盾的關(guān)系。為追求高效的燃燒效率和較低的NOx排放，各大電廠(chǎng)進(jìn)行了系統(tǒng)的機(jī)組優(yōu)化試驗(yàn)，因此，燃煤機(jī)組的燃燒優(yōu)化調(diào)整已成為研究的重點(diǎn)和熱點(diǎn)[5-6]。

燃煤電廠(chǎng)NOx的生成主要分為熱力型(thermal NOx)、燃料型(fuel NOx)、快速型(prompt NOx)，其中燃料型NOx占電站鍋爐NOx生成的75%～90%[7]。學(xué)者們根據(jù)不同NOx生成機(jī)理開(kāi)發(fā)了不同降低NOx生成和排放的方法，主要有選擇性催化還原法(SCR)、選擇性非催化還原法(SNCR)、空氣分級(jí)、燃料分級(jí)以及煙氣再循環(huán)[8-10]。

對(duì)于已投運(yùn)的機(jī)組，降低NOx最直接、最快捷的的方法是通過(guò)燃燒優(yōu)化調(diào)整實(shí)現(xiàn)減排的目的。岳峻峰等[11]對(duì)某電廠(chǎng)600 MW超超臨界機(jī)組墻式切圓燃燒系統(tǒng)進(jìn)行分析，說(shuō)明油槍風(fēng)對(duì)NOx的排放影響最大。尚達(dá)等[12]對(duì)1 000 MW超超臨界機(jī)組進(jìn)行燃燒調(diào)整，發(fā)現(xiàn)倒塔配風(fēng)的鍋爐效率最高，爐膛出口NOx排放量最低。李德育等[13]研究了爐內(nèi)配風(fēng)對(duì)NOx排放特性的影響，發(fā)現(xiàn)合理的爐內(nèi)配風(fēng)可使NOx爐膛出口濃度降低15%左右。楊瑋等[14]對(duì)330 MW貧煤機(jī)組進(jìn)行調(diào)整，認(rèn)為對(duì)于燃用貧煤的機(jī)組采用SNCR+SCR的方式可提高脫硝效率。

對(duì)于不同機(jī)組其燃燒的最優(yōu)方式存在較大差異，本文根據(jù)已有的工程經(jīng)驗(yàn)，結(jié)合不同大機(jī)組的燃燒調(diào)整方案，針對(duì)330 MW典型機(jī)組進(jìn)行系統(tǒng)性的燃燒調(diào)整優(yōu)化，并得到詳細(xì)的現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)比較結(jié)果，以分析燃燒優(yōu)化調(diào)整對(duì)NOx排放和鍋爐效率的影響。

1 試 驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)機(jī)組概況

本文試驗(yàn)對(duì)象是上鍋生產(chǎn)的SG-1151/17.5-M4008亞臨界參數(shù)汽包爐，采用自然循環(huán)、四角切向燃燒，單爐膛，一次再熱，平衡通風(fēng)，鍋爐緊身封閉，室內(nèi)布置，固態(tài)排渣，為全鋼架懸吊結(jié)構(gòu)π型汽包鍋爐，鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量1 151 t/h。制粉系統(tǒng)采用中速磨煤機(jī)直吹式制粉系統(tǒng)，共設(shè)5臺(tái)中速磨煤機(jī)，其中4臺(tái)運(yùn)行，1臺(tái)備用?？諝忸A(yù)熱器進(jìn)風(fēng)加熱方式、一次風(fēng)和二次風(fēng)系統(tǒng)均采用暖風(fēng)器加熱系統(tǒng)，鍋爐主要設(shè)計(jì)參數(shù)(設(shè)計(jì)煤種)見(jiàn)表1。

表1鍋爐主要參數(shù)
Table1Maindesignparametersofboiler

項(xiàng)目BMCR額定工況(BRL)最大連續(xù)蒸發(fā)量(BMCR)/(t·h-1)1 1511 017過(guò)熱器出口蒸汽壓力/MPa17.5017.42過(guò)熱器出口蒸汽溫度/℃541541再熱蒸汽流量/(t·h-1)993.6961.5再熱器進(jìn)口蒸汽壓力/MPa3.6803.548再熱器出口蒸汽壓力/MPa3.5273.400再熱器進(jìn)口蒸汽溫度/℃323320再熱器出口蒸汽溫度/℃541541省煤器進(jìn)口給水溫度/℃277275排煙溫度(修正前)/℃134134排煙溫度(修正后)/℃128128

1.2 試驗(yàn)煤樣及試驗(yàn)設(shè)備

試驗(yàn)煤樣的工業(yè)分析和元素分析見(jiàn)表2。試驗(yàn)所用的測(cè)量?jī)x器主要有K型熱電偶、EIC數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)、testo350、順磁氧傳感器、溫濕度計(jì)、氣流篩分儀，靠背管、電子微壓計(jì)等。

表2試驗(yàn)煤樣的工業(yè)分析和元素分析
Table2Proximateandultimateanalysesofcoalsample

工業(yè)分析/%MadAadVadFCad元素分析/%CadHadOadNadSadQnet,ad/(MJ·kg-1)14.4019.0335.5131.0652.913.179.140.600.7519.93

試驗(yàn)中將熱電偶和煙槍捆綁插入爐膛尾部煙道中，分別測(cè)量空氣預(yù)熱器入口和出口的溫度，測(cè)試期間用testo350與煙槍管道相連測(cè)量NO、O2、CO的含量，其測(cè)量精度分別可達(dá)到±5×10-6、±0.2%、±10×10-6。

1.3 試驗(yàn)內(nèi)容

對(duì)于已投運(yùn)的電站機(jī)組，影響其高效穩(wěn)定燃燒和NOx生成的因素眾多，主要有：① 煤種基本特性，主要指燃用煤的揮發(fā)分、含碳量、含氮量、發(fā)熱量等燃料的基本特性[15-16]。② 運(yùn)行參數(shù)，主要指運(yùn)行過(guò)程中，一次風(fēng)、二次風(fēng)、燃盡風(fēng)的配比關(guān)系與風(fēng)速參數(shù)，以及煤粉粒度、燃燒器的擺動(dòng)角度等運(yùn)行中的可控參數(shù)[15-17]。③ 鍋爐的結(jié)構(gòu)參數(shù)，主要指機(jī)組設(shè)計(jì)的結(jié)構(gòu)特性，燃燒器類(lèi)型和燃燒方式以及爐膛設(shè)計(jì)的基本參數(shù)，如截面熱負(fù)荷、排渣方式[18]。

本文針對(duì)以上影響因素，進(jìn)行了NOx排放和機(jī)組效率的耦合試驗(yàn)。試驗(yàn)前保證機(jī)組的主、副機(jī)能夠正常運(yùn)轉(zhuǎn)，檢查整個(gè)機(jī)組的嚴(yán)密性，保證不泄露。試驗(yàn)前進(jìn)行爐膛及受熱面的吹掃作業(yè)并對(duì)試驗(yàn)所用的測(cè)量?jī)x器、儀表等進(jìn)行校核和標(biāo)定。

1)首先進(jìn)行氧含量?jī)?yōu)化調(diào)整試驗(yàn)，試驗(yàn)時(shí)保持機(jī)組負(fù)荷穩(wěn)定在330 MW，維持一次風(fēng)壓、二次風(fēng)配風(fēng)方式、周界風(fēng)開(kāi)度、SOFA風(fēng)配風(fēng)方式、燃燒器擺角、磨煤機(jī)組合等不變，改變氧含量，實(shí)測(cè)排煙溫度、氧含量、NOx、CO排放濃度、大氣參數(shù)，采集原煤、飛灰、大渣，并記錄相關(guān)DCS數(shù)據(jù)，煤粉燃燒器布置及平面示意如圖1所示。

圖1 噴口布置形式Fig.1 Nozzle arrangement

2)SOFA(分離燃盡風(fēng))風(fēng)優(yōu)化調(diào)整試驗(yàn)時(shí)保持機(jī)組負(fù)荷穩(wěn)定，維持運(yùn)行氧含量、二次風(fēng)配風(fēng)方式、周界風(fēng)開(kāi)度、磨通風(fēng)量、燃燒器擺角、磨煤機(jī)組合等不變，研究SOFA風(fēng)配風(fēng)，對(duì)鍋爐主要運(yùn)行參數(shù)及性能的影響。試驗(yàn)中實(shí)測(cè)排煙溫度、爐膛溫度、氧含量、NOx和CO排放濃度、大氣參數(shù)，采集原煤、飛灰、大渣，并記錄相關(guān)DCS數(shù)據(jù)。

3)周界風(fēng)開(kāi)度優(yōu)化調(diào)整試驗(yàn)時(shí)，保持機(jī)組負(fù)荷穩(wěn)定，維持運(yùn)行氧含量、SOFA配風(fēng)，二次風(fēng)配風(fēng)方式、磨通風(fēng)量、燃燒器擺角、磨煤機(jī)組合等不變，研究周界風(fēng)開(kāi)度對(duì)鍋爐主要運(yùn)行參數(shù)及性能的影響。試驗(yàn)中進(jìn)行鍋爐效率測(cè)試，實(shí)測(cè)排煙溫度、爐膛溫度、氧含量、NOx和CO排放濃度、大氣參數(shù)，采集原煤、飛灰、大渣，并記錄相關(guān)DCS數(shù)據(jù)。

4)燃燒器擺角優(yōu)化調(diào)整試驗(yàn)時(shí)，保持機(jī)組負(fù)荷穩(wěn)定，維持運(yùn)行氧含量、二次風(fēng)配風(fēng)方式、SOFA風(fēng)配風(fēng)、磨通風(fēng)量、周界風(fēng)開(kāi)度、磨煤機(jī)組合等不變，研究燃燒器擺角對(duì)鍋爐主要運(yùn)行參數(shù)及性能的影響。試驗(yàn)中進(jìn)行鍋爐效率測(cè)試，實(shí)測(cè)排煙溫度、爐膛溫度、氧含量、NOx和CO排放濃度、大氣參數(shù)，采集原煤、飛灰、大渣，并記錄相關(guān)DCS數(shù)據(jù)。

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 過(guò)量空氣系數(shù)對(duì)NOx排放和鍋爐效率的影響

爐膛過(guò)量空氣系數(shù)是影響燃燒過(guò)程中熱力型NOx和燃料型NOx生成量的主要因素。燃料型NOx的生成機(jī)機(jī)理十分復(fù)雜，目前已知有超過(guò)250種反應(yīng)形式，燃料型NOx的轉(zhuǎn)化率與過(guò)量空氣系數(shù)和溫度成正比[7,10]。溫度超過(guò)1 500 K后產(chǎn)生熱力型NOx，空氣中N2氧化轉(zhuǎn)化為NOx，熱力型NOx隨著過(guò)量空氣系數(shù)的增加而增加。為確定合適的運(yùn)行氧含量，測(cè)試了不同運(yùn)行氧含量下的機(jī)組效率和SCR入口A(yíng)、B兩側(cè)的NOx濃度，如圖2所示。

圖2 運(yùn)行氧含量對(duì)NOx排放和鍋爐效率的影響Fig.2 Effect of operating oxygen contents on NOx emission and boiler efficiency

由圖2可知，鍋爐效率隨試驗(yàn)運(yùn)行氧含量的增加呈下降趨勢(shì)，而NOx隨試驗(yàn)運(yùn)行氧含量的增加而增加。由于煤粉細(xì)度偏粗，氧含量變化時(shí)，飛灰含碳量變化不明顯。因此確定試驗(yàn)的最佳運(yùn)行氧含量為2.5%，此時(shí)鍋爐效率為92.94%，A側(cè)和B側(cè)NOx質(zhì)量濃度分別為310和314 mg/Nm3。

2.2 配風(fēng)對(duì)NOx排放和鍋爐效率的影響

配風(fēng)是組織好爐內(nèi)燃燒的關(guān)鍵，合理的配風(fēng)是實(shí)現(xiàn)機(jī)組安全高效低排放運(yùn)行的重要手段。配風(fēng)降低NOx排放是基于分級(jí)燃燒的原理，通過(guò)控制不同高度不同類(lèi)別風(fēng)量大小，在相同負(fù)荷下，保證總的過(guò)量空氣系數(shù)不變的前提下，減少下層主燃區(qū)氧含量，同時(shí)增加上部燃燒區(qū)的氧含量[8]。下部的缺氧氣氛可減少燃料型NOx的生成，上部的富氧氣氛可降低爐膛上部的溫度，從而減少熱力型NOx的生成。為尋找合理配風(fēng)方案，在330 MW負(fù)荷工況和最佳運(yùn)行氧含量時(shí)，分別進(jìn)行了SOFA風(fēng)開(kāi)度、二次風(fēng)配風(fēng)和周界風(fēng)開(kāi)度調(diào)整試驗(yàn)。

2.2.1 SOFA風(fēng)開(kāi)度的影響

SOFA風(fēng)率大小是通過(guò)燃盡風(fēng)控制NOx生成濃度的關(guān)鍵[17]，在最佳運(yùn)行氧含量2.5%時(shí)進(jìn)行了3個(gè)SOFA風(fēng)開(kāi)度工況(SOFA I層開(kāi)度99%、SOFA II層開(kāi)度99%)：工況1(SOFA III層開(kāi)度70%)、工況2(SOFA III層開(kāi)度99%)、工況3(SOFA III層開(kāi)度40%)，各工況下計(jì)算得到的鍋爐效率、NOx變化如圖3所示，計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表3。

圖3 SOFA風(fēng)開(kāi)度對(duì)NOx排放和鍋爐效率的影響Fig.3 Effect of SOFA wind opening on NOx emission and boiler efficiency

由圖3可知，鍋爐效率隨頂層SOFA風(fēng)開(kāi)度的減小呈先上升后下降趨勢(shì)，NOx濃度呈增加趨勢(shì)。說(shuō)明運(yùn)行氧含量不變時(shí)，SOFA風(fēng)開(kāi)度的增加會(huì)造成主燃燒器區(qū)域氧含量減少，煤粉燃燒變差，鍋爐效率下降，但有利于降低NOx濃度。

由表3和圖3可知，SOFA III層開(kāi)度由99%變成40%時(shí)，飛灰含碳量和鍋爐效率變化不大，但NOx質(zhì)量濃度增加約20 mg/Nm3。SOFA III層開(kāi)度為70%時(shí)，雖然NOx濃度較開(kāi)度40%時(shí)降低了約40 mg/Nm3，但鍋爐效率也降低約0.22%。綜合鍋爐效率和環(huán)保要求，最佳SOFA風(fēng)開(kāi)度為工況2。

2.2.2 二次風(fēng)配風(fēng)的影響

在最佳運(yùn)行含氧量和SOFA風(fēng)開(kāi)度條件下進(jìn)行3個(gè)二次風(fēng)配風(fēng)工況：工況1(倒塔配風(fēng)，AA層80%、AB層35%、BC層42%、CD層45%、DE層50%)、工況2(均等配風(fēng)，AA層90%、AB層45%、BC層45%、CD層45%、DE層45%)、工況3(正塔配風(fēng)，AA層90%、AB層50%、BC層45%、CD層42%、DE層35%)。各工況下的鍋爐效率、NOx變化如圖4所示，計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表4。

表3SOFA風(fēng)開(kāi)度調(diào)整試驗(yàn)工況及計(jì)算參數(shù)
Table3AdjustmenttestconditionsandcalculationparametersofSOFAwindopening

項(xiàng)目工況1工況2工況3排煙溫度/℃141.80142.90142.90排煙溫度(修正后)/℃135.73135.18135.01省煤器出口氧含量/%2.502.502.50爐渣含碳量/%3.530.912.16飛灰含碳量/%5.384.544.59干煙氣熱損失/%4.6014.5534.550干灰渣未燃盡碳熱損失/%1.7631.4021.462燃料中水分熱損失/%0.1420.1280.146氫燃燒生成水分熱損失/%0.2790.2510.286空氣中水分熱損失/%0.0130.0160.017表面輻射及對(duì)流散熱損失/%0.180.180.18未測(cè)量熱損失/%0.300.300.30鍋爐熱效率/%92.72493.17193.060修正后干灰渣熱損失/%1.1710.9310.971修正后干煙氣熱損失/%4.9634.9424.946修正后燃料中水分熱損失/%0.1690.1810.168修正后氫燃燒生成的水分熱損失/%0.2610.2800.259修正后空氣中水分熱損失/%0.0130.0200.017修正后鍋爐熱效率/%92.9493.1793.16

圖4 二次風(fēng)配風(fēng)方式對(duì)NOx排放和鍋爐效率的影響Fig.4 Effect of secondary air distribution mode on NOx emission and boiler efficiency

由圖4和表4可知，倒塔配風(fēng)時(shí)鍋爐效率為93.53%，A、B側(cè)NOx質(zhì)量濃度分別為370 和375 mg/Nm3;均等配風(fēng)時(shí)鍋爐效率為93.70%，A、B側(cè)NOx質(zhì)量濃度分別為400和403 mg/Nm3;正塔配風(fēng)時(shí)鍋爐效率最高為93.74%，A、B側(cè)NOx質(zhì)量濃度分別為405和408 mg/Nm3。均等配風(fēng)和正塔配風(fēng)時(shí)的鍋爐效率較倒塔配風(fēng)時(shí)高約0.2%，NOx質(zhì)量濃度提高約35 mg/Nm3，由于SCR噴氨量大且不均會(huì)造成空預(yù)器堵灰嚴(yán)重，應(yīng)盡量降低NOx減少?lài)姲绷?，減緩空預(yù)器堵灰。此外，為了提高再熱汽溫，機(jī)組滿(mǎn)負(fù)荷時(shí)，磨煤機(jī)的煤量采用倒塔配風(fēng)，盡量維持再熱汽溫在540 ℃左右。而均等配風(fēng)和正塔配風(fēng)方式下，再熱汽溫均低于535 ℃，再熱汽溫降低對(duì)機(jī)組經(jīng)濟(jì)性不利。從鍋爐效率、NOx綜合考慮，最佳二次風(fēng)配風(fēng)方式為工況1(倒塔配風(fēng))，此時(shí)的鍋爐效率為93.53%、A、B側(cè)NOx質(zhì)量濃度分別為370和375 mg/Nm3。

表4二次風(fēng)配風(fēng)優(yōu)化工況及計(jì)算參數(shù)
Table4Optimizedworkingconditionsandcalculationparametersofsecondaryairdistribution

項(xiàng)目工況1工況2工況3排煙溫度/℃129.20128.93129.10排煙溫度(修正后)/℃124.34124.05124.76省煤器出口氧含量/%3.03.03.0爐渣含碳量/%4.041.640.64飛灰含碳量/%4.884.073.94干煙氣熱損失/%4.2824.3024.347干灰渣未燃盡碳熱損失/%0.9960.7860.740燃料中水分熱損失/%0.1720.1660.166氫燃燒生成水分熱損失/%0.2460.2380.237空氣中水分熱損失/%0.0080.0090.008表面輻射及對(duì)流散熱損失/%0.180.180.18未測(cè)量熱損失/%0.300.300.30鍋爐熱效率/%93.81894.0294.023修正后干灰渣熱損失/%1.054 0.8320.784修正后干煙氣熱損失/%4.549 4.571 4.606 修正后燃料中水分熱損失/%0.149 0.161 0.154 修正后氫燃燒生成的水分熱損失/%0.231 0.250 0.239 修正后空氣中水分熱損失/%0.007 0.009 0.009 修正后鍋爐熱效率/%93.5393.7093.74

2.2.3 周界風(fēng)開(kāi)度的影響

330 MW負(fù)荷工況下，在試驗(yàn)最佳運(yùn)行氧含量、SOFA風(fēng)開(kāi)度和二次風(fēng)配風(fēng)方式條件下進(jìn)行3個(gè)變周界風(fēng)開(kāi)度工況(13%、16%和20%)，周界風(fēng)開(kāi)度對(duì)NOx排放和鍋爐效率的影響如圖5所示，計(jì)算參數(shù)見(jiàn)表5。

由圖5可知，隨著周界風(fēng)開(kāi)度增加，鍋爐效率和NOx濃度整體呈上升趨勢(shì)。試驗(yàn)結(jié)果數(shù)據(jù)表明周界風(fēng)開(kāi)度變化7%，鍋爐效率變化了1%左右。在周界風(fēng)開(kāi)度20%時(shí)，鍋爐效率最高為93.20%，A、B側(cè)NOx質(zhì)量濃度分別為352和356 mg/Nm3，較其他開(kāi)度下高約25 mg/Nm3，但也接近設(shè)計(jì)保證值(350 mg/Nm3)。綜合考慮鍋爐效率和NOx濃度，最佳周界風(fēng)開(kāi)度為20%，此時(shí)鍋爐效率為93.20%，A、B側(cè)NOx質(zhì)量濃度分別為352和356 mg/Nm3。

圖5 周界風(fēng)開(kāi)度對(duì)NOx排放和鍋爐效率的影響Fig.5 Effect of surrounding air opening on NOxemission and boiler efficiency

項(xiàng)目工況1(13%)工況2(20%)工況3(16%)排煙溫度/℃142.3139.15142.4排煙溫度(修正后)/℃134.55 135.04134.58省煤器出口氧含量/%2.60 2.50 2.6爐渣含碳量/%0.88 2.64 2.04飛灰含碳量/%4.83 4.05 4.78干煙氣熱損失/%4.5534.6764.551干灰渣未燃盡碳熱損失/%1.4931.3091.518燃料中水分熱損失/%0.1390.134 0.145氫燃燒生成水分熱損失/%0.2740.2640.285空氣中水分熱損失/%0.015 0.0110.017表面輻射及對(duì)流散熱損失/%0.18 0.18 0.18未測(cè)量熱損失/%0.300.300.30鍋爐熱效率/%92.048 93.12793.005修正后干灰渣熱損失/%0.992 0.8691.008修正后干煙氣熱損失/%4.951 5.000 4.951修正后燃料中水分熱損失/%0.163 0.172 0.163修正后氫燃燒生成的水分熱損失/%0.252 0.266 0.252修正后空氣中水分熱損失/%0.015 0.012 0.017修正后鍋爐熱效率/%92.15 93.20 93.13

2.3 燃燒器擺角對(duì)NOx排放和鍋爐效率的影響

燃燒器擺角是影響爐內(nèi)溫度場(chǎng)分布的主要參數(shù)[16]，設(shè)置合理的燃燒器擺角是為了控制鍋爐再熱器出口汽溫。但實(shí)際運(yùn)行中，燃燒器擺角設(shè)置不當(dāng)造成的機(jī)組汽溫、汽壓異常也時(shí)有發(fā)生，通過(guò)合理優(yōu)化調(diào)整方案，控制燃燒器擺角從而改變火焰中心高度，進(jìn)而直接影響主汽的溫度和壓力，同時(shí)影響鍋爐的送煤量和風(fēng)量。330 MW負(fù)荷工況下，最佳運(yùn)行氧含量、最佳SOFA風(fēng)開(kāi)度、二次風(fēng)配風(fēng)方式和最佳周界風(fēng)開(kāi)度條件下進(jìn)行了3個(gè)變?nèi)紵鲾[角工況(33%、37%和40%)，擺角越大，表明擺角越低，45%表示水平。試驗(yàn)中將擺角放在50%時(shí)，再熱汽溫降至525 ℃，低溫過(guò)熱器出口溫度由420 ℃降至412 ℃，該工況再熱汽溫下降較多，且長(zhǎng)期運(yùn)行對(duì)機(jī)組不利，試驗(yàn)無(wú)法進(jìn)行。各工況下的鍋爐效率、NOx濃度變化如圖6所示。

圖6 燃燒器擺角對(duì)NOx排放和鍋爐效率的影響Fig.6 Effect of burner swing angle on NOx emission and boiler efficiency

由圖6可知，鍋爐效率隨燃燒器擺角的增加呈先上升后下降趨勢(shì)，NOx濃度呈下降趨勢(shì)，燃燒器擺角37%時(shí)，鍋爐效率最高為93.20%，A、B側(cè)NOx質(zhì)量濃度分別為352和356 mg/Nm3，較擺角40%下高約25 mg/Nm3，但鍋爐效率高約0.2%。綜合考慮鍋爐效率、NOx濃度，確定試驗(yàn)最佳燃燒器擺角為37%，此時(shí)鍋爐效率為93.20%，A側(cè)和B側(cè)NOx質(zhì)量濃度分別為352和356 mg/Nm3。

3 結(jié) 論

1)通過(guò)優(yōu)化調(diào)整爐內(nèi)的過(guò)量空氣系數(shù)可降低SCR進(jìn)口NOx濃度，并保證較高的鍋爐效率。

2)依據(jù)分級(jí)燃燒原理降低NOx濃度的3種二次風(fēng)配風(fēng)方案試驗(yàn)中，倒塔配風(fēng)的NOx排放濃度比正塔配風(fēng)和均等配風(fēng)分別低約9.1%和7.8%，其濃度在倒塔配風(fēng)時(shí)最低，正塔配風(fēng)時(shí)最高。

3)SOFA風(fēng)開(kāi)度可有效控制煤粉的燃盡和火焰中心位置，并延長(zhǎng)煤粉在爐內(nèi)還原區(qū)的停留時(shí)間，降低NOx濃度。隨著頂層周界風(fēng)開(kāi)度的逐漸增大，鍋爐效率先減小后增加，NOx排放濃度呈逐漸增大的趨勢(shì)。周界風(fēng)開(kāi)度變化7%，鍋爐效率變化了1%左右。

4)燃燒器擺角可有效控制爐膛內(nèi)火焰中心點(diǎn)，從而控制爐內(nèi)的溫度場(chǎng)和出口煙溫，顯著影響鍋爐效率和NOx排放濃度，試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)隨燃燒器擺角的增加，鍋爐效率先呈上升后下降趨勢(shì)，NOx排放濃度呈下降趨勢(shì)。