楊希剛 金保昇 古世軍 李昌松 陳國慶

(1東南大學能源與環(huán)境學院，南京 210096)(2國家能源集團科學技術(shù)研究院有限公司清潔高效燃煤發(fā)電與污染控制國家重點實驗室，南京 210023)(3國家能源集團廣西電力有限公司，南寧 530007)

截至2020年底，我國煤電機組裝機容量已達到1 095 GW，其中96%以上聯(lián)合采用低氮燃燒技術(shù)和選擇性催化還原(SCR)煙氣脫硝技術(shù)實現(xiàn)NOx達標排放[1-2].SCR脫硝技術(shù)是煤電機組NOx排放達標治理最為主流的技術(shù)[3-4].但受省煤器出口煙氣組分和流場分布以及SCR噴氨和催化劑活性等因素影響，SCR系統(tǒng)普遍存在局部氨逃逸偏高的問題，導致后續(xù)空氣預熱器、除塵器和引風機等設備出現(xiàn)粘灰現(xiàn)象，嚴重影響機組運行的安全性和經(jīng)濟性[5-6].

定期開展噴氨優(yōu)化是煤電機組控制SCR脫硝系統(tǒng)氨逃逸的有效措施.目前，SCR脫硝系統(tǒng)噴氨控制多采用分閥手動和總閥自動的調(diào)節(jié)控制模式[7-9].噴氨總閥采用自動調(diào)節(jié)方式雖然能夠較為有效地跟蹤機組運行方式并對噴氨總量做出及時的調(diào)整，但受噴氨分閥手動調(diào)節(jié)的限制，還原劑在反應器內(nèi)的分布調(diào)節(jié)及時性較差，導致脫硝出口NOx和NH3分布不均，局部氨逃逸過高的現(xiàn)象仍然普遍存在[10-12].為此，國內(nèi)學者近年開展了SCR精準噴氨優(yōu)化調(diào)整技術(shù)研究，在噴氨總閥自動調(diào)節(jié)的基礎上將噴氨分閥改為自動調(diào)節(jié)[13-15]，以提高噴氨支管還原劑流量調(diào)節(jié)響應的及時性.然而，實際運行中發(fā)現(xiàn)，噴氨分閥調(diào)節(jié)不僅與脫硝系統(tǒng)有關(guān)，還與爐內(nèi)的燃燒調(diào)整方式密切關(guān)聯(lián)，建立爐內(nèi)燃燒控制參數(shù)與脫硝入口煙氣組分分布之間的關(guān)聯(lián)關(guān)系是分閥精準調(diào)控的基礎.然而，目前針對爐內(nèi)燃燒調(diào)整對省煤器出口(SCR入口)煙道橫截面煙氣組分分布特性影響的相關(guān)研究相對較少.

另外，W火焰鍋爐爐內(nèi)燃燒組織方式特殊[16-18]，燃燒器均勻布置在爐膛前后拱上，爐內(nèi)燃燒的均勻性隨著運行調(diào)整變化相對較大，勢必影響進入SCR脫硝系統(tǒng)的煙氣組分分布，而目前尚未找到有效的方法來平衡噴氨量與省煤器出口NOx濃度多變的關(guān)系[19-20].因此，研究W火焰鍋爐省煤器出口煙氣組分分布與鍋爐運行調(diào)整參數(shù)之間的關(guān)聯(lián)關(guān)系，對于此類鍋爐的SCR脫硝系統(tǒng)實現(xiàn)精準噴氨、提高脫硝效率具有重要的指導價值.為此，本文以某660 MW超臨界W火焰鍋爐為研究對象，系統(tǒng)地分析了鍋爐負荷、運行氧量、磨煤機組合方式(簡稱磨組)以及燃盡風風門開度等燃燒調(diào)整方式對省煤器出口煙道橫截面主要煙氣組分(O2和NOx)分布的影響規(guī)律，研究結(jié)果可為此類鍋爐SCR脫硝噴氨精準控制提供參考.

1 設備概況

本文研究對象為型號DG2141/25.4-Ⅱ12超臨界參數(shù)W火焰直流鍋爐，鍋爐采用垂直管圈水冷壁變壓運行和擋板調(diào)節(jié)再熱汽溫，其爐膛結(jié)構(gòu)及燃燒系統(tǒng)如圖1所示.以爐拱為界，整個爐膛分為上、下2個部分，上爐膛為四角結(jié)構(gòu)，下爐膛為八角結(jié)構(gòu)，上、下爐膛寬度相同，深度方向尺寸比為1∶1.75.鍋爐配置雙進雙出鋼球磨煤機冷一次風機正壓直吹式制粉系統(tǒng)，配備2臺雙動葉可調(diào)式一次風機和6臺BBD(MGS4360)型磨煤機，磨煤機編號分別為A～F.每臺磨煤機帶4只雙旋風煤粉燃燒器，燃燒器結(jié)構(gòu)見圖1中局部放大圖.24只雙旋風煤粉燃燒器順列布置在下爐膛的前、后拱上，燃燒器編號依據(jù)對應磨煤機編號由1～4排序，如B磨煤機對應的4只燃燒器分別編號為B1、B2、B3、B4，其他依此類推.

圖1 660 MW超臨界W火焰鍋爐燃燒系統(tǒng)(單位：mm)

2 試驗方法

2.1 測點布置

省煤器出口煙道橫截面煙氣組分濃度測量選用的測點位于省煤器出口水平煙道段，按照網(wǎng)格法布置原則，沿著煙道寬度方向從左到右依次等距布置15個測孔，每個測孔在深度方向布置3個測點，測點距煙道表面距離分別為1.00、1.75、2.50 m.為了方便區(qū)分，從左側(cè)向右的第n個測孔標記為測孔n，其中1～8號測孔位于省煤器出口左側(cè)煙道，9～15號測孔位于省煤器出口右側(cè)煙道.

2.2 測量方法與試驗煤質(zhì)

2.2.1 測量方法

測量過程中，以煙氣預處理器作為煙氣抽取動力，通過硅膠管連接不銹鋼煙氣取樣管抽取煙道上各測孔不同深度的煙氣，并經(jīng)煙氣預處理器中的除塵單元、冷凝單元將抽取的煙氣除塵、除濕、冷卻后送入煙氣分析儀中.采用的煙氣分析儀為NGA2000和TESTO350.測量過程中，待煙氣分析儀各項參數(shù)趨于穩(wěn)定時，記錄O2和NOx濃度，記錄時間間隔為30 s.

2.2.2 試驗煤質(zhì)

試驗所使用的煤質(zhì)分析結(jié)果見表1.

表1 試驗煤質(zhì)工業(yè)分析數(shù)據(jù)列表

3 試驗結(jié)果與分析

3.1 機組負荷的影響

圖2給出了3個試驗機組負荷下省煤器出口煙道橫截面NOx質(zhì)量濃度的分布情況.由圖可知，650 MW負荷6臺磨煤機運行方式下，NOx質(zhì)量濃度在煙道寬度方向上呈左側(cè)低右側(cè)高的分布特點，平均值為850 mg/m3(標準狀態(tài)干基，O2體積分數(shù)6%，下同)，最高值為1 013 mg/m3，最低值為725 mg/m3，相差288 mg/m3；在深度方向上呈前墻低后墻高的分布特點.500 MW負荷磨組方式為A/B/C/D/F五臺磨煤機運行方式下，NOx質(zhì)量濃度在煙道寬度方向上也呈左側(cè)低右側(cè)高的分布特點，平均值為745 mg/m3，最高值為873 mg/m3，最低值為635 mg/m3，相差238 mg/m3，質(zhì)量濃度值及偏差與650 MW負荷下相比明顯減小，且在深度方向上NOx分布較均勻.450 MW負荷下，雖然仍是5臺磨煤機運行，但NOx分布發(fā)生很大的變化，在寬度方向上呈兩側(cè)高中間低的分布特點，平均值為503 mg/m3，最高值與最低值分別為654和389 mg/m3，相差249 mg/m3，在深度方向上NOx分布相對均勻.由此可知，隨著機組負荷的升高，省煤器出口NOx質(zhì)量濃度值呈遞增趨勢，截面上NOx質(zhì)量濃度分布由左高右低改變?yōu)樽蟮陀腋?

為了定量分析省煤器出口煙道截面各測點測得的煙氣組分濃度分布的均勻性(也稱離散程度)，本文引入了標準方差.為了減小測量尺度、數(shù)據(jù)量綱以及樣品數(shù)量差異造成的誤差，本文采用變異系數(shù)比較同一截面不同工況下樣本參數(shù)的離散程度(不均勻度).計算公式如下：

(1)

(2)

(3)

式中，ENOx為測量截面NOx質(zhì)量濃度的算術(shù)平均值；σNOx為測量截面NOx質(zhì)量濃度的標準方差；φNOx為測量截面NOx質(zhì)量濃度的變異系數(shù)；xi,j為測量截面第(i，j)測點NOx質(zhì)量濃度的測量值；n為測量截面寬度測孔編號，本文取15；m為測量截面深度測點編號，本文取3.

采用式(1)～(3)對圖2中3個試驗負荷下省煤器出口煙道橫截面NOx質(zhì)量濃度分布的不均勻度進行計算，結(jié)果分別為7.23%、8.00%、13.80%.不均勻度越高表明省煤器出口煙道截面NOx質(zhì)量濃度偏差越大.由此可知，隨著機組負荷的降低，省煤器出口橫截面NOx質(zhì)量濃度分布的不均勻度增大，450 MW負荷下省煤器出口橫截面NOx質(zhì)量濃度分布的偏差最大，這與測量截面NOx質(zhì)量濃度最高值與最低值偏差結(jié)果基本相符.省煤器出口煙道橫截面NOx質(zhì)量濃度分布主要受爐內(nèi)燃燒均勻性的影響，而燃燒的均勻性主要取決于各燃燒器煤粉量和二次風分配的均勻性[21-22].省煤器出口煙道橫截面煙氣中O2體積分數(shù)分布是表征爐內(nèi)煤粉量分配和二次風分配的重要關(guān)聯(lián)參數(shù)，為此，本文進一步分析了省煤器出口煙道截面O2體積分數(shù)分布特性以解釋NOx質(zhì)量濃度分布特征.

圖3給出了3個試驗機組負荷下省煤器出口煙道截面O2體積分數(shù)的分布情況.由圖可知，650 MW負荷6臺磨運行方式下，O2體積分數(shù)在煙道寬度方向上呈右側(cè)低左側(cè)高的分布特點，最高值為6.40%，最低值為2.70%，相差3.70%；在深度方向上呈前墻高后墻低的分布特點.500 MW負荷A/B/C/D/F五臺磨運行方式下，O2體積分數(shù)在煙道寬度方向上也呈左側(cè)高右側(cè)低的分布特點，最高值為5.80%，最低值為3.40%，相差2.40%，但偏差與650 MW負荷下相比明顯減小，且深度方向上絕大部分區(qū)域分布較均勻.與圖2(a)和(b)對比可知，O2體積分數(shù)分布的高峰和低谷位置與NOx質(zhì)量濃度分布基本相吻合，O2體積分數(shù)高的區(qū)域，NOx質(zhì)量濃度越高；O2體積分數(shù)低的區(qū)域，NOx質(zhì)量濃度低.然而，450 MW負荷下雖然仍是5臺磨運行，但是省煤器出口煙道橫截面O2體積分數(shù)的分布發(fā)生很大的變化，在煙道寬度方向上呈左側(cè)低右側(cè)高的分布特點，在深度方向上絕大部分區(qū)域分布均勻，這與圖2(c)中的NOx質(zhì)量濃度分布恰好相反，與650和500 MW負荷下得到的O2體積分數(shù)分布與NOx質(zhì)量濃度分布的規(guī)律也恰好相反.

(a) 機組負荷650 MW

(a) 機組負荷650 MW

分析認為，中、高負荷下鍋爐運行氧量低于低負荷下鍋爐運行氧量，而燃盡風風率遠大于低負荷下燃盡風風率，導致中、高負荷下爐內(nèi)燃盡風以下主燃區(qū)和還原區(qū)為缺氧(過量空氣系數(shù)小于1，約為0.90)燃燒過程.在缺氧燃燒狀態(tài)下，爐內(nèi)NOx的生成與還原對O2體積分數(shù)水平比較敏感.O2體積分數(shù)越低，越有利于抑制NOx生成，促進NOx還原，對應的NOx生成量也越低.相反，O2體積分數(shù)越高，對應的NOx生成量越高.因此，圖2(a)和(b)所示中、高負荷下NOx質(zhì)量濃度分布特點與圖3(a)和(b)中的O2體積分數(shù)分布特點基本吻合.在低負荷下，鍋爐運行氧量較高，空氣分級比例低，整個爐內(nèi)無論是主燃區(qū)、還原區(qū)還是燃盡區(qū)均為氧過剩(過量空氣系數(shù)大于1)燃燒狀態(tài)，而在此狀態(tài)下爐內(nèi)NOx生成和還原對O2體積分數(shù)并不敏感，但低負荷下爐內(nèi)空氣分布影響煙氣溫度水平.因此，在空氣過量的條件下，O2體積分數(shù)越高的區(qū)域，溫度水平相對越低，而NOx特別是熱力型NOx的生成與爐內(nèi)溫度成正比，因此，O2體積分數(shù)高的區(qū)域，溫度低，熱力型NOx生成量降低，表現(xiàn)為省煤器出口煙道橫截面O2體積分數(shù)高的區(qū)域NOx質(zhì)量濃度值反而低，圖2(c)中NOx質(zhì)量濃度分布特點與圖3(c)中O2體積分數(shù)的分布特點恰好相反.

圖4給出了不同負荷下各測孔測得的O2體積分數(shù)平均值沿著煙道寬度方向的分布.由圖中可以看出，650和500 MW負荷下O2體積分數(shù)平均值均呈左側(cè)高右側(cè)低的分布特點，最低值分別位于測孔9和測孔8；而450 MW負荷下O2體積分數(shù)平均值呈左側(cè)低右側(cè)高分布特點，最高值位于測孔13處.圖4中各工況下O2體積分數(shù)平均值的分布趨勢與圖3中完全一致.650、500和450 MW三個試驗負荷下省煤器出口煙道截面O2體積分數(shù)的不均勻度分別為30.00%、15.20%、14.40%.不均勻度越高表明省煤器出口煙道截面O2體積分數(shù)偏差越大，爐內(nèi)燃燒越不均勻，計算結(jié)果表明650 MW負荷下爐內(nèi)燃燒最不均勻.

圖4 不同負荷下省煤器出口煙道截面O2體積分數(shù)分布

3.2 運行氧量的影響

圖5給出了鍋爐運行氧量對省煤器出口煙道橫截面NOx質(zhì)量濃度和O2體積分數(shù)分布的影響.試驗過程中，維持機組負荷500 MW恒定，磨組方式為B/C/D/E/F五臺磨煤機運行，運行氧量分別為3.16%、4.46%、4.83%.由圖5(a)可知，不同運行氧量下，省煤器出口煙道截面NOx質(zhì)量濃度在寬度方向上均呈左側(cè)低右側(cè)高的分布特點，且運行氧量越高，單個測點的NOx質(zhì)量濃度相對越高.運行氧量分別為3.16%、4.46%、4.83%時，NOx質(zhì)量濃度的最大值分別位于測孔15、測孔9和測孔9，分別為780、850、830 mg/m3，截面NOx質(zhì)量濃度的平均值分別為680、745、738 mg/m3.計算截面NOx質(zhì)量濃度分布的不均勻度分別為7.99%、7.98%、7.52%，這表明在機組負荷恒定下，運行氧量對省煤器出口煙道橫截面NOx質(zhì)量濃度分布影響較小.

(a) NOx

由圖5(b)可知，省煤器出口煙道橫截面O2體積分數(shù)在運行氧量為3.16%、4.46%工況下呈現(xiàn)左側(cè)高右側(cè)低的分布特點，且煙道截面O2體積分數(shù)的最大值分別為4.10%、5.70%，不均勻度分別為13.10%、15.20%；當運行氧量為4.83%時，呈現(xiàn)兩側(cè)高中間低的分布特點，不均勻度為13.90%.這說明運行氧量較高時省煤器出口煙道截面O2體積分數(shù)分布規(guī)律變化較大，但是偏差變化相對較小.

3.3 磨組方式的影響

圖6給出了磨組方式對省煤器出口煙道橫截面NOx質(zhì)量濃度和O2體積分數(shù)分布的影響.試驗過程中，保持機組負荷、運行氧量和燃盡風風門開度等參數(shù)不變，改變投運磨煤機組合，分析磨組調(diào)整對省煤器出口煙道截面煙氣組分分布的影響.

(a) NOx

由圖6(a)可知，在相同負荷和運行氧量下，不同的磨組方式下省煤器出口煙道截面NOx質(zhì)量濃度水平相差不大，但是分布特點存在較大偏差.A/C/D/E/F和A/B/C/D/F磨組方式下省煤器出口煙道截面NOx質(zhì)量濃度均呈左側(cè)低右側(cè)高的分布特點，質(zhì)量濃度平均值分別為817和745 mg/m3；而在B/C/D/E/F磨組方式下，NOx質(zhì)量濃度分布相對均勻，平均值為815 mg/m3，最低值為727 mg/m3，最高值為868 mg/m3.通過對不均勻度的計算發(fā)現(xiàn)，A/C/D/E/F、A/B/C/D/F、B/C/D/E/F三種磨組方式下，省煤器出口煙道截面NOx質(zhì)量濃度不均勻度分別為7.56%、7.70%、3.90%.

(a) 燃盡風風門開度50%

由圖6(b)可知，A/C/D/E/F和A/B/C/D/F磨組方式下，省煤器出口煙道截面O2體積分數(shù)呈中間低兩側(cè)高的分布特點，而B/C/D/E/F磨組方式下，O2體積分數(shù)呈左側(cè)高右側(cè)低的分布特點.3種磨組方式下省煤器出口煙道截面O2體積分數(shù)的不均勻度分別為17.30%、14.70%、6.49%，O2體積分數(shù)的最高值分別位于測孔1、測孔2和測孔6位置處，分別為5.20%、5.70%、5.50%.B/C/D/E/F磨組方式下省煤器出口煙道截面煙氣組分分布最均勻.

3.4 燃盡風風門開度的影響

圖7為650 MW負荷下燃盡風風門開度對省煤器出口煙道橫截面NOx質(zhì)量濃度分布的影響.試驗過程中，保持運行氧量、負荷以及磨組方式不變，調(diào)整燃盡風風門開度，測量省煤器出口煙道橫截面煙氣組分的分布特點，分析燃盡風的影響.

由圖7可知，隨著燃盡風風門開度的增大，省煤器出口煙道截面上NOx質(zhì)量濃度值整體呈下降趨勢，50%開度下截面NOx質(zhì)量濃度的最高值為1 140 mg/m3，而100%開度下截面NOx質(zhì)量濃度的最高值為940 mg/m3，降低了200 mg/m3.這是因為提高燃盡風風門開度，爐內(nèi)空氣分級加劇，主燃區(qū)空氣量減少，抑制了燃燒初期NOx的生成.對比不同燃盡風風門開度下省煤器出口煙道截面NOx質(zhì)量濃度分布還可以發(fā)現(xiàn)，調(diào)節(jié)燃盡風風門開度影響煙道截面NOx分布的均勻性，50%、75%和100%3個工況下截面NOx質(zhì)量濃度分布的不均勻度分別為7.86%、26.90%和10.40%，50%和100%風門開度下NOx質(zhì)量濃度分布相對均勻.原因在于，W火焰鍋爐燃盡風沿著爐膛寬度方向布置在上爐膛，在煤粉燃盡過程中起到二次補風作用，其配風的均勻性影響爐膛上部溫度場和尾部煙氣組分濃度分布的均勻性.何陸燦等[23]在600 MW對沖燃燒煤粉鍋爐的試驗結(jié)果發(fā)現(xiàn)，通過調(diào)整爐膛上部各燃盡風噴口開度可以有效調(diào)節(jié)爐膛上部煙氣溫度場的均勻性.而燃盡風風門開度影響燃盡風風箱壓力和各噴口風量分配的均勻性.一般而言，風箱壓力越大，各噴口風量的偏差越小.當燃盡風風箱風門開度較小時，燃盡風風箱靜壓相對較低，各燃盡噴口風量均較小，噴口間風量雖然有偏差，但由于NOx質(zhì)量濃度較高，風量偏差造成的影響被較高的NOx質(zhì)量濃度增加量掩蓋，因此50%風門開度下省煤器出口NOx質(zhì)量濃度偏差相對較小.隨著風門開度的增加，燃盡風總風量和各噴口風量也增大，對NOx的影響逐漸增大，因此，省煤器出口NOx質(zhì)量濃度分布的不均勻度出現(xiàn)了增大的趨勢.當燃盡風風門全開時，風箱壓力和噴口風量最大，噴口間風量的相對偏差最小，因此省煤器出口NOx質(zhì)量濃度分布的不均勻度減小.

圖8給出了燃盡風風門開度對省煤器出口煙道截面O2體積分數(shù)分布的影響.由圖可知，3個風門開度下省煤器出口O2體積分數(shù)分布基本相似，均呈兩側(cè)高中間低的分布特點，但在75%風門開度下，煙道中間區(qū)域的O2體積分數(shù)相對較高.100%、75%、50%燃盡風風門開度下省煤器出口煙道截面O2體積分數(shù)的不均勻度分別為32.80%、33.70%、29.30%，且O2體積分數(shù)的最高值均位于測孔1處，分別為5.50%、6.00%、5.50%.圖8中O2體積分數(shù)的分布特征基本與圖7中NOx質(zhì)量濃度分布規(guī)律相符.

圖8 燃盡風風門開度對省煤器出口煙道截面O2體積分數(shù)分布的影響

4 結(jié)論

1) 隨著機組負荷的降低，省煤器出口煙道橫截面NOx質(zhì)量濃度水平顯著降低，但NOx分布在中、高負荷下呈左側(cè)低右側(cè)高的特點，而在低負荷下呈中間低兩側(cè)高的特點；機組負荷越高，NOx質(zhì)量濃度分布的不均勻度越低，截面NOx質(zhì)量濃度分布相對越均勻.

2) 隨著運行氧量的增加，省煤器出口煙道截面NOx質(zhì)量濃度水平增加，但其分布特點均呈左側(cè)低右側(cè)高.3.16%、4.46%和4.83%3個運行氧量下截面NOx質(zhì)量濃度分布的不均勻度分別為7.99%、7.98%、7.52%，O2體積分數(shù)分布的不均勻度分別為13.10%、15.20%和13.90%，各工況下2種煙氣組分分布的均勻性基本相同.

3) 改變磨組方式對省煤器出口煙道截面NOx質(zhì)量濃度水平影響甚微，但顯著影響截面NOx質(zhì)量濃度分布特點和均勻性.A/C/D/E/F、A/B/C/D/F和B/C/D/E/F三種磨組方式下截面NOx質(zhì)量濃度分布的不均勻度分別為7.56%、7.70%、3.90%，O2體積分數(shù)分布的不均勻度分別為17.30%、14.70%和6.49%，B/C/D/E/F磨組方式下NOx和O2分布的不均勻度最小.

4) 燃盡風風門開度影響省煤器出口煙道截面NOx質(zhì)量濃度水平，當燃盡風風門開度由50%增加到100%，NOx質(zhì)量濃度最高值由1 140 mg/m3降低到940 mg/m3；受燃盡風噴口風量分配偏差影響，50%、75%和100%3個燃盡風風門開度下NOx質(zhì)量濃度分布的不均勻度分別為7.86%、26.90%和10.40%，呈先增加后降低趨勢，氧體積分數(shù)分布特點與NOx基本相似.

5) W火焰鍋爐燃燒調(diào)整對SCR入口煙氣組分分布影響顯著，個別運行參數(shù)(如磨組、負荷)調(diào)整影響的規(guī)律性難以確定，因此，對SCR脫硝系統(tǒng)實施精準噴氨控制改造時應將其入口煙氣組分分布作為前饋寫入控制邏輯，以提高噴氨精準控制的響應速度.