李 濤，盧 飛，成宏偉，智宏峰，楊曉東，符秀梅

(陜西未來能源化工有限公司 煤制油分公司，陜西 榆林 719000)

1 工藝概況

陜西未來能源化工有限公司煤制油分公司位于陜西省榆林市榆橫煤化學(xué)工業(yè)園區(qū)北區(qū)。項(xiàng)目以榆林金雞灘煤礦原煤為原料，采用多噴嘴對置式水煤漿氣化、一氧化碳耐硫變換、低溫甲醇洗氣體凈化、低溫漿態(tài)床費(fèi)托合成及油品加氫提質(zhì)等工藝技術(shù)，生產(chǎn)柴油、石腦油、液化石油氣等產(chǎn)品，生產(chǎn)過程副產(chǎn)硫磺、硫酸銨。

根據(jù)生產(chǎn)實(shí)際情況，費(fèi)托合成副產(chǎn)一定量燃?xì)猓糠秩細(xì)饨?jīng)低壓燃?xì)夤芫W(wǎng)供生產(chǎn)系統(tǒng)使用，但仍有大量富余燃?xì)猓绻患右曰厥罩苯优欧呕鹁嫒紵龝?huì)造成能源極大浪費(fèi)。為了充分利用這些富余燃?xì)猓褐朴头止酒鋵⑺腿肴細(xì)廨啓C(jī)燃燒發(fā)電，發(fā)電后的高溫?zé)煔膺M(jìn)入余熱鍋爐副產(chǎn)蒸汽，將副產(chǎn)蒸汽并入熱力管網(wǎng)，最終實(shí)現(xiàn)燃?xì)狻羝?lián)合循環(huán)。與燃?xì)忮仩t相比，該項(xiàng)目投資較高，但熱效率也高。目前燃?xì)狻羝?lián)合循環(huán)熱效率基本在50%以上，而燃?xì)忮仩t的熱效率一般僅在30%左右。

通過項(xiàng)目組研究人員對外調(diào)研，縱觀當(dāng)前運(yùn)行實(shí)際以及集團(tuán)公司有類似燃?xì)廨啓C(jī)運(yùn)行的豐富經(jīng)驗(yàn)知識，通過技術(shù)研究，對現(xiàn)PG 6581B型燃?xì)廨啓C(jī)二次開發(fā)適合于費(fèi)托合成副產(chǎn)燃?xì)獾娜細(xì)廨啓C(jī)，以中壓燃?xì)鉃橹魅剂希瑑艋瘹庾鳛槿細(xì)廨啓C(jī)的補(bǔ)充燃料，燃燒后產(chǎn)生的高溫燃?xì)馔苿?dòng)透平機(jī)旋轉(zhuǎn)，經(jīng)負(fù)荷齒輪箱減速后，帶動(dòng)50 MW發(fā)電機(jī)發(fā)電。做功后的高熱能煙氣，排向余熱鍋爐，加熱由變換裝置提供的除氧水，副產(chǎn)4.1 MPa的中壓過熱蒸汽。燃?xì)廨啓C(jī)啟動(dòng)時(shí)，用高熱值輕柴油點(diǎn)火，達(dá)到10 MW的負(fù)荷后切換成中熱值的中壓燃?xì)?。正常運(yùn)行時(shí)，燃燒中熱值的中壓燃?xì)庵令~定負(fù)荷。

燃?xì)廨啓C(jī)配套的余熱鍋爐為單壓、非補(bǔ)燃、臥式自然循環(huán)的Q375.3/541.8-70-4.1/400型中壓余熱鍋爐。余熱鍋爐配有SCR法脫硝裝置，脫硝還原劑為氨氣，催化劑為托普索公司HO型催化劑，分12層均布，每層催化劑由10個(gè)模塊組成，設(shè)計(jì)脫硝效率不小于85%，可實(shí)現(xiàn)超低排放。

2 技術(shù)試驗(yàn)

2.1 燃?xì)馕锢硇再|(zhì)與燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷優(yōu)化匹配技術(shù)

此次研究主要解決的課題是燃?xì)鉄嶂导傲髁?。兩個(gè)PG 6581B型燃?xì)廨啓C(jī)原設(shè)計(jì)所用合成煤氣燃料為低熱值，而煤制油分公司副產(chǎn)費(fèi)托合成弛放氣燃料熱值約為19.25 MJ/m3，因所用燃?xì)鉄嶂蛋l(fā)生很大變化，燃?xì)廨啓C(jī)所配置的旋流器需按新燃料的成分和熱值重新設(shè)計(jì)，以避免燃燒系統(tǒng)的燃燒震蕩及熄火現(xiàn)象，確保燃燒系統(tǒng)在低負(fù)荷條件下工作穩(wěn)定。

燃?xì)鈪?shù)見表1，燃?xì)廨啓C(jī)對燃?xì)怆s質(zhì)的要求見表2，燃?xì)膺\(yùn)行負(fù)荷、壓差、分散度、運(yùn)行記錄數(shù)據(jù)見表3。

表1 中壓燃?xì)獬煞旨盁嶂?/p>

注：中壓燃?xì)鉄嶂禐?9.3 MJ/m3。

表2 燃?xì)廨啓C(jī)對燃?xì)怆s質(zhì)含量要求

表3 燃?xì)廨啓C(jī)主要運(yùn)行數(shù)據(jù)

表3數(shù)據(jù)顯示，燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷率為50%，壓差偏高、分散度偏高，已經(jīng)無法進(jìn)行負(fù)荷提升。

2.1.1 基礎(chǔ)數(shù)據(jù)核算與分析

(1)根據(jù)中壓燃?xì)鉄嶂导叭細(xì)廨啓C(jī)運(yùn)行的不同負(fù)荷，核算制約燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷的關(guān)鍵因素。數(shù)據(jù)顯示，燃?xì)廨啓C(jī)在熱值一定的工況下，壓差明顯提高，排煙分散度偏高。根據(jù)運(yùn)行經(jīng)驗(yàn)及調(diào)研報(bào)告，發(fā)現(xiàn)GE公司PG 6581B型燃?xì)廨啓C(jī)制約負(fù)荷的因素主要為燃?xì)廨啓C(jī)旋流器以及葉片不符合現(xiàn)燃?xì)庑再|(zhì)，需重新設(shè)計(jì)燃?xì)廨啓C(jī)旋流器。

(2)改裝設(shè)計(jì)核算。為了適應(yīng)燃?xì)廨啓C(jī)緊湊的特點(diǎn)，燃燒室的尺寸都設(shè)計(jì)得比較緊湊，它在單位時(shí)間和單位體積內(nèi)通常能夠燃燒釋放出比常壓鍋爐大10～300倍的熱量，因而燃燒過程是在高熱強(qiáng)度、高速流動(dòng)的連續(xù)氣流中進(jìn)行的[1]。受進(jìn)入燃?xì)廨啓C(jī)透平燃?xì)獾某鯗叵拗?，供給燃燒室的空氣流量與燃料流量的比值總是比理論燃燒條件下的配比大得多，而且氣流的溫度、壓力和流速都隨燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷的改變而發(fā)生較大幅度的變化，有時(shí)還要求同一個(gè)燃燒室能夠兼燒多種燃料[2]。這些特點(diǎn)使得燃燒過程甚難組織，為此必須重新設(shè)計(jì)。

為了分析旋流器安裝角度對煙氣出口溫度的影響，采用了3種安裝角度值，分別為73.5°、78.5°和83.5°(設(shè)計(jì)工況)。根據(jù)流體動(dòng)力學(xué)核算，適當(dāng)降低旋流器安裝角度可以改善燃燒室出口溫度，旋流器葉片的安裝角度對燃燒室燃燒狀態(tài)有至關(guān)重要的影響。角度過小，氣流進(jìn)入燃燒室后離心力過小，不能產(chǎn)生較好的旋流區(qū)，影響回流區(qū)的大小和強(qiáng)度； 旋度過大，噴嘴處氣體過于稀薄，回流區(qū)氣體容易向上游直沖導(dǎo)致回火[3]。燃燒室旋流器設(shè)計(jì)安裝角為78.5°，屬于強(qiáng)旋流型。為優(yōu)化旋流器的實(shí)際安裝角度，其他參數(shù)保持不變，以旋流安裝角度為變工況來進(jìn)行試驗(yàn)，與原83.5°進(jìn)行比較，研究燃燒室內(nèi)火焰面的流動(dòng)狀況、燃燒狀況，用以分析優(yōu)化結(jié)果。隨著旋流器配氣角度的增大，主燃孔的射流穿透深度不斷增加，到角度最大值時(shí)，主射流穿入深度接近頭部中心線，即約環(huán)腔1/2處，形成的回流區(qū)效果較差，主燃區(qū)熱負(fù)荷低，使火焰有向后移動(dòng)的傾向。當(dāng)角度達(dá)到83.5°時(shí)，回流區(qū)氣體有向旋流器內(nèi)擴(kuò)散的趨勢。這是因?yàn)殡S角度增大，沿切向的速度分量相比而言是最大的，軸向的速度分量相比而言是最小的，這容易使頭部回流區(qū)的高溫?zé)煔鈯A雜未燃盡燃料進(jìn)入旋流器內(nèi)，并與氧氣發(fā)生劇烈的氧化并放熱，使旋流器頭部具有明顯的熱斑高溫區(qū)，在實(shí)際運(yùn)行中易導(dǎo)致嚴(yán)重事故。出口截面平均溫度、熱點(diǎn)溫度、周向系數(shù)、徑向系數(shù)都有隨角度增大而增大的趨勢?？紤]以上各種情況，適當(dāng)減小旋流器角度，有利于保證燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室穩(wěn)定運(yùn)行，并且能提高燃燒室出口溫度場品質(zhì)。

(3)燃?xì)廨啓C(jī)旋流器安裝角改變后的運(yùn)行分析。通過重新設(shè)計(jì)改變旋流方向，運(yùn)行平穩(wěn)，一直運(yùn)行4個(gè)月分散度未出現(xiàn)大幅波動(dòng)(見表4)，排氣溫度490～580 ℃，分散度10～30 ℃。

表4 研究改造后燃?xì)廨啓C(jī)月平均運(yùn)行數(shù)據(jù)

燃?xì)廨啓C(jī)在不同負(fù)荷時(shí)分散度指標(biāo)穩(wěn)定，燃燒室壓差未出現(xiàn)異常增大現(xiàn)象，燃?xì)廨啓C(jī)運(yùn)行試驗(yàn)負(fù)荷最高35 MW，證明重新設(shè)計(jì)的旋流器以及適當(dāng)減小旋流器的安裝角度能有效保證燃燒動(dòng)力廠的完整性，提高燃?xì)廨啓C(jī)運(yùn)行出力，提升燃機(jī)負(fù)荷。

2.2 燃?xì)狻羝?lián)合循環(huán)效率提升技術(shù)

煤制油分公司副產(chǎn)中壓燃?xì)鈱?shí)際熱值在運(yùn)行中波動(dòng)較大，造成燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷過度調(diào)節(jié)，從而使燃?xì)廨啓C(jī)排煙氣溫度與設(shè)計(jì)值偏差較大，配套中壓余熱鍋爐負(fù)荷率低至60%，影響燃?xì)狻羝?lián)合循環(huán)效率。燃?xì)廨啓C(jī)與余熱鍋爐聯(lián)合循環(huán)效率低，導(dǎo)致運(yùn)行成本提高，需對聯(lián)合運(yùn)行模式進(jìn)行重新設(shè)計(jì)。為了充分利用高溫?zé)煔獾臒崃浚?jié)約能源，在燃?xì)廨啓C(jī)低負(fù)荷運(yùn)行時(shí)適當(dāng)關(guān)小IG閥(IGV)，維持較高的排氣溫度，提高了余熱鍋爐進(jìn)口溫度，使聯(lián)合循環(huán)的總效率得到提高。

2.2.1 試驗(yàn)

煤制油分公司積極協(xié)調(diào)廠家及各方專家尋求解決方案。經(jīng)工藝、熱工、機(jī)務(wù)、設(shè)計(jì)各方論證后，對IGV聯(lián)合循環(huán)溫度控制模式進(jìn)行技術(shù)補(bǔ)充，在確保燃?xì)廨啓C(jī)安全穩(wěn)定運(yùn)行及發(fā)電負(fù)荷變動(dòng)率合格的前提下，使中壓余熱鍋爐負(fù)荷率最大化，副產(chǎn)出合格的4.0 MPa過熱蒸汽并入蒸汽管網(wǎng)。

2.2.1.1 試驗(yàn)原始參數(shù)

中壓燃?xì)鈱?shí)際熱值(13.81～19.25 MJ/m3)之間，原燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷最大26 MW，燃?xì)廨啓C(jī)排煙氣溫度最低(400 ℃)與設(shè)計(jì)值(541.8 ℃)偏差較大，余熱鍋爐負(fù)荷36 t/h。

2.2.1.2 試驗(yàn)步驟

通過理論計(jì)算及實(shí)際檢驗(yàn)，確定燃?xì)廨啓C(jī)低負(fù)荷20 MW時(shí)，將壓氣機(jī)可轉(zhuǎn)角度IGV開度由84°降低至57°，提高控制燃?xì)廨啓C(jī)排氣溫度，在超過550 ℃時(shí)，IGV開度將自動(dòng)增加的新方法，促使余熱鍋爐副產(chǎn)4.0 MPa過熱蒸汽最大化，試驗(yàn)得出IGV最佳投入工況和退出工況，靈活應(yīng)用IGV。

通過理論計(jì)算：在ISO標(biāo)準(zhǔn)條件下(環(huán)境溫度15 ℃，一標(biāo)準(zhǔn)大氣壓，大氣相對濕度60%)，燃?xì)廨啓C(jī)額定工況下排氣溫度t1為541.8 ℃，排氣質(zhì)量m(煙氣)為484.5 t，余熱鍋爐可副產(chǎn)4.0 MPa/h、400 ℃的中壓蒸汽質(zhì)量m(汽)約71 t/h，余熱鍋爐排煙溫度t2為175 ℃。根據(jù)水蒸汽焓熵表查得：4.0 MPa，400 ℃中壓過熱蒸汽焓值H1為3 215.71 kJ/kg，6.0 MPa、104 ℃的中壓鍋爐給水焓值H2為440.31 kJ/kg。在不考慮散熱損失的情況下，有如下關(guān)系式：

C(煙氣)×m(煙氣)(t1-t2)=m(汽)×(H1-H2)

(1)

故此，燃?xì)廨啓C(jī)排氣的比熱容為：

C(煙氣)=71×(3215.71-440.31)/

484.5(541.8-175)=1.0932(kJ/(kg·℃))

[1.0932(498-178)]=222.14(t)

根據(jù)質(zhì)量守恒定律，燃?xì)廨啓C(jī)排煙氣質(zhì)量m(煙氣)應(yīng)等于中壓燃?xì)赓|(zhì)量m(燃?xì)?與壓氣機(jī)吸入空氣質(zhì)量m(空氣)之和，即m(煙氣)=m(空氣)+m(燃?xì)?。

中壓燃?xì)鈮毫=2.3 MPa，溫度50 ℃，根據(jù)中壓燃?xì)獬煞址治?H218.16%；CO 54.65%；N27.02%；CH412.93%，C2H62.98%)，計(jì)算中壓燃?xì)饽栙|(zhì)量M約為：

M=2×0.1816+28×0.5465+28×0.0702+

16×0.1293+34×0.0298 =20.71(g/moL)

結(jié)合克拉伯龍方程PV=nRT=(m/M)RT，其中，P為氣體壓強(qiáng)，V為氣體體積，n為物質(zhì)的量，R為氣體普適恒量，R=8.31 J/moL，T為熱力學(xué)溫度；m為氣體質(zhì)量；M為氣體摩爾質(zhì)量)；MPV/RT=20.71×2.3MPa×17411 m3。

可得中壓燃?xì)赓|(zhì)量為：

m(燃?xì)?=MV/22.4=

20.71×17411÷22.4=16.097(t)

所以，壓氣機(jī)吸入空氣質(zhì)量m(空氣)約為：

m(空氣)=m(煙氣)-m(燃?xì)?=

222.14-16.097=206.43(t)

查表可知，空氣的比熱容約為1.4 kJ/(kg·℃)，以環(huán)境溫度16.8 ℃，燃?xì)廨啓C(jī)21 MW負(fù)荷，IGV開度57°聯(lián)合循環(huán)溫控工況為基準(zhǔn)，當(dāng)環(huán)境溫度變化t3時(shí)，燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷及IGV角度不變時(shí)，壓氣機(jī)吸入空氣質(zhì)量m(空氣)基本不變，此時(shí)燃?xì)廨啓C(jī)排氣溫度相應(yīng)變化t4。因其他條件不變，在一定范圍內(nèi)，空氣能量變化值應(yīng)等于煙氣能量變化值，從而可得在IGV聯(lián)合循環(huán)溫控，21 MW負(fù)荷下燃?xì)廨啓C(jī)排氣溫度與環(huán)境溫度變化之間的關(guān)系式為：

C(煙氣)×m(煙氣)t4=C(空氣)×m(空氣)t3

t4=t3×1.4 ×206.43/(222.14×1.0932)=1.2t3

通過運(yùn)行試驗(yàn)記錄，燃?xì)廨啓C(jī)在不同負(fù)荷狀況下運(yùn)行時(shí)的排氣溫度、IGV開度、余熱鍋爐負(fù)荷等運(yùn)行參數(shù)見表5、表6。

2.2.1.3 數(shù)據(jù)分析

燃?xì)廨啓C(jī)根據(jù)運(yùn)行調(diào)整，IGV靈活調(diào)節(jié)后，燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷從22 MW提升至34 MW。配套余熱鍋爐負(fù)荷由原51 t/h提升至59 t/h。

2.2.1.4 試驗(yàn)總結(jié)

燃?xì)廨啓C(jī)排氣需要進(jìn)入余熱鍋爐，為了保證余熱鍋爐的正常工作和最理想的效率，往往要求燃?xì)廨啓C(jī)排氣溫度處于恒定的比較高的溫度。因此燃?xì)廨啓C(jī)在部分負(fù)荷運(yùn)行時(shí)要適當(dāng)關(guān)小IGV，相應(yīng)減少空氣流量而維持較高的排氣溫度。其結(jié)果是燃?xì)廨啓C(jī)的效率基本不變，但提高了鍋爐和燃?xì)廨啓C(jī)的效率，使聯(lián)合循環(huán)的總效率得到提高。但在燃?xì)廨啓C(jī)相對高負(fù)荷時(shí)，IGV溫控模式反而對效率有制約，根據(jù)核算，當(dāng)燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷在聯(lián)合循環(huán)下運(yùn)行時(shí)，適時(shí)投入IGV溫控，能有效提高循環(huán)效率。燃?xì)廨啓C(jī)在低負(fù)荷時(shí)運(yùn)行模式改為IGV聯(lián)合循環(huán)溫度控制模式后，余熱鍋爐運(yùn)行良好，在燃?xì)廨啓C(jī)18.5～23 MW負(fù)荷時(shí)可副產(chǎn)4.0 MPa合格過熱蒸汽約41～48 t/h，同時(shí)也可以滿足SCR脫硝系統(tǒng)運(yùn)行溫度，在燃?xì)廨啓C(jī)高于23 MW負(fù)荷時(shí)，燃?xì)廨啓C(jī)退出IGV模式，調(diào)整壓氣機(jī)進(jìn)口導(dǎo)葉，可提升燃?xì)狻羝?lián)合循環(huán)效率。

表5 燃?xì)廨啓C(jī)在部分負(fù)荷下運(yùn)行參數(shù)

表6 燃?xì)廨啓C(jī)在相對高負(fù)荷下運(yùn)行參數(shù)

2.3 SCR性能核算調(diào)控技術(shù)

通過研究技術(shù)人員對燃?xì)鈪?shù)的分析交流，理論計(jì)算、可行性分析，銜接單壓、非補(bǔ)燃、臥式自然循環(huán)的中壓余熱鍋爐SCR法脫硝裝置，與燃?xì)廨啓C(jī)試運(yùn)行，實(shí)現(xiàn)了煙氣達(dá)標(biāo)排放。

2.3.1 SCR脫硝流程

脫硝反應(yīng)器位于鍋爐蒸發(fā)器II與蒸發(fā)器I之間，氨噴射格柵放置在SCR反應(yīng)器上游的位置。脫硝劑使用氨氣，經(jīng)混合器與稀釋風(fēng)混合稀釋后通過噴氨格柵(AIG)的噴嘴噴入煙氣中與煙氣混合反應(yīng)。煙氣水平流過催化劑層，脫除NOx后進(jìn)入省煤器，最后通過煙囪排入大氣。

2.3.2 具體試驗(yàn)

2.3.2.1 設(shè)計(jì)使用SCR依據(jù)(見表7)。

表7 燃?xì)廨啓C(jī)84%負(fù)荷余熱鍋爐熱力計(jì)算匯總

注：煙氣成分體積分?jǐn)?shù)：N274.38%，O213.87%，CO24.98%，H2O 5.71%，Ar 1.07%。

SCR的脫硝技術(shù)化學(xué)反應(yīng)方程式：

4NO + 4NH3+O2→4N2+6H2O

6NO2+ 8NH3+ O2→7N2+ 12H2O

2.3.2.2 試驗(yàn)過程

NH3與煙氣均勻混合后一起通過一個(gè)填充了催化劑(本裝置為Cr2O3-Al2O3)的反應(yīng)器，NOx與NH3在其中發(fā)生還原反應(yīng)，生成N2和H2O。反應(yīng)器中的催化劑分12層有序放置。SCR脫硝主要的缺點(diǎn)為煙氣中殘留的氨可能會(huì)與SO2反應(yīng)生成(NH4)2SO4及NH4HSO4，很容易使受熱面粘污，但本項(xiàng)目燃?xì)廨啓C(jī)所用中壓燃?xì)饩?jīng)過硫回收裝置處理，煙氣中基本無SO2及SO3，主要成分見表1，故該項(xiàng)對項(xiàng)目不存在制約。

在余熱鍋爐不同負(fù)荷下，調(diào)節(jié)稀釋配比，控制氨逃逸，對比煙氣出口NOx指標(biāo)，分析計(jì)算出最佳稀釋配比，實(shí)現(xiàn)超低排放。

2.3.2.3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與討論

余熱鍋爐運(yùn)行期間，進(jìn)入脫硝模塊的煙氣溫度280～420 ℃，通過調(diào)整稀釋風(fēng)量和氨氣量，保證煙氣出口NOx質(zhì)量濃度在50 mg/m3以下。連續(xù)抽取10組試驗(yàn)數(shù)據(jù)，余熱鍋試運(yùn)行期間煙氣中NOx排放量見表8。

運(yùn)行數(shù)據(jù)體現(xiàn)排氣溫度直接影響余熱鍋爐負(fù)荷，隨著排氣溫度的降低，整體 SCR脫硝技術(shù)試驗(yàn)應(yīng)用成功，通過重新進(jìn)行稀釋風(fēng)、氨氣配比，新增1臺(tái)稀釋風(fēng)機(jī)，確保稀釋風(fēng)量充足，在試驗(yàn)負(fù)荷范圍內(nèi)，NOx指標(biāo)實(shí)現(xiàn)超低排放，但脫硝工作溫度在設(shè)計(jì)范圍之內(nèi)，在原SCR上進(jìn)行重新核算試驗(yàn)，改變運(yùn)行參數(shù)，可實(shí)現(xiàn)超低排放，此技術(shù)方案的成功實(shí)施具有深遠(yuǎn)意義，不僅響應(yīng)國家環(huán)保政策、而且降低污染物的排放。

表8 SCR試驗(yàn)數(shù)據(jù)

3 技術(shù)應(yīng)用效果與技術(shù)經(jīng)濟(jì)分析

3.1 技術(shù)體現(xiàn)

(1)燃?xì)廨啓C(jī)實(shí)現(xiàn)安全、穩(wěn)定、長周期運(yùn)行，未因機(jī)組自身原因出現(xiàn)非計(jì)劃停車情況；

(2)燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷調(diào)整能適應(yīng)生產(chǎn)需要，燃?xì)夤r波動(dòng)較大期間，能確保在負(fù)荷大幅調(diào)整時(shí)實(shí)現(xiàn)及時(shí)、準(zhǔn)確調(diào)整，平均運(yùn)行負(fù)荷提升20%以上；

(3)重新設(shè)計(jì)的旋流器燃燒系統(tǒng)能確保在燃?xì)獬煞?、熱值、流量大幅變化時(shí)，燃燒室內(nèi)燃燒穩(wěn)定，無燃燒震蕩及熄火現(xiàn)象。雙燃料燒嘴螺紋線的密封性良好，在燃?xì)夤r大幅波動(dòng)時(shí)，燃燒室分散度符合GE標(biāo)準(zhǔn)要求，未發(fā)生燃?xì)庑孤┰斐扇紵考g情況；

(4)燃?xì)廨啓C(jī)在IGV聯(lián)合循環(huán)溫度控制模式下，余熱鍋爐負(fù)荷率提升約10%，且SCR脫硝系統(tǒng)運(yùn)行良好，可保證煙氣超低排放。

3.2 直接經(jīng)濟(jì)效益

燃?xì)廨啓C(jī)平均增加負(fù)荷12 MW，余熱鍋爐蒸汽量增加約8 t/h，結(jié)合480 t煤粉鍋爐耗標(biāo)煤121 kg/t(蒸汽)，耗電24.59 kW·h/t(蒸汽)，榆林地區(qū)工業(yè)用電價(jià)格0.6元/(kW·h)，標(biāo)準(zhǔn)煤價(jià)格為460元/t，年運(yùn)行時(shí)間按8 000 h計(jì)，則：

新增發(fā)電效益：12 000 kW×2 160 h×0.6元/kW·h=1555.2萬元；副產(chǎn)蒸汽效益：8 t/h×2 160 h×(0.121 t/t×460元/t+24.59 kW·h×0.6元/kW·h)=121.67萬元。