國電吉林龍華蛟河熱電廠位于吉林省蛟河市南部，目前電廠裝機規模為3×75t/h循環流化床鍋爐，配置2臺12MW凝汽汽輪機。1#、2#機組配置濟南鍋爐廠生產的YG-75/3.82-M1型循環流化床鍋爐，于2001年12月投產；3#機組配置太原鍋爐集團有限公司生產的TG-75/3.82-M23型循環流化床鍋爐，于2007年11月投產。鍋爐經過10a多的運行，燃燒過程中現存在以下問題：a)3臺鍋爐均達不到設計出力，在實際運行過程中，鍋爐最大出力僅為60t/h～62t/h；b)3臺鍋爐運行中都出現高床溫及運行溫差大現象，僅在60t/h～62t/h出力下床溫就高達980℃及溫差200℃以上，導致NO_x排放濃度為596mg/Nm³，造成嚴重超標。

針對以上問題，公司成立項目研發團隊，采取低氮+燃燒優化改造技術對該廠3臺鍋爐進行了改造，達到了鍋爐低氮和燃燒優化的最終要求。

1鍋爐燃燒過程中存在問題分析

針對CFB（循環流化床鍋爐）鍋爐運行后燃燒過程中普遍存在的一些情況及對該廠進行前期收資和考察并與現場專業人員充分交流后掌握的一些情況，總結出3臺鍋爐存在的問題分析如下。

1．1鍋爐出力不夠問題分析

蛟河熱電廠3臺CFB鍋爐原設計煤質為褐煤，適宜燃燒煤種包括煙煤、貧煤、無煙煤，其低位發熱量為14200kJ/kg，全水分為6.5%，收到基硫為0.39%，入爐煤粒粒徑為0mm～8mm；而實際入廠煤以火車煤為主，煤源較多，煤質變化范圍較大，其低位發熱量為13139kJ/kg，全水分為10.4%，收到基硫為0.6%，入爐煤粒粒徑為15mm～20mm。分析得知鍋爐實際運行時主要以低熱值、高水分、大粒徑燃煤為主。一般情況下，當煤的發熱量越低、水分越高、粒徑越粗時，為了保證鍋爐原有的設計出力，電廠運行人員就不得不增加入爐煤量，這樣就導致耗煤量增加，床溫升高，煤在爐膛底部沉積，爐膛結焦可能性增加，威脅鍋爐安全運行，因此又不得不通過減少入爐煤來解決，最終導致鍋爐帶不上負荷，出力不足。

旋風分離器是CFB鍋爐灰循環的一個核心部件，其入口煙速和導流特征直接影響著分離器的收塵效率，決定了灰循環倍率，不僅影響燃盡，降低燃料的利用率，還影響傳熱和脫硝效果。分離器入口煙道處喉口位置的煙氣流速一般控制在24m/s～28m/s范圍內，而從收資情況看，3臺分離器喉口煙氣流速均為22m/s，煙速偏低，分離效果太差。因此可以適當提高分離器入口的煙氣流速，使其增速后能顯著改善分離器灰塵捕集效率，對抑制床溫和提高蒸發能力均能產生直接推動作用，從而避免鍋爐設計出力不足問題發生。

由于CFB鍋爐的燃燒系統不僅包含主燃燒區燃燒室、整個爐膛區域、旋風分離器區域，還包括返料風室、返料斜腿等這幾部分組成。當返料風室出現問題就會出現流化不暢，返料腿出現問題就會產生返料不暢，甚至發生燃燒室內煙氣反串等情況發生，從而破壞整個物料循環系統，打破爐膛內物料平衡和熱平衡，床溫升高，負荷降低。

1．2NOx超標問題分析

NO_x超標主要與爐膛中心區缺氧及床溫分布不均，床溫異常，一二次風配風方式，爐膛出口、返料溫度與床溫差值過大，床溫與一次風的配合等因素有關。

1.2.1爐膛中心區缺氧及床溫分布不均

CFB鍋爐爐內普遍存在著爐膛中心區氧量分布不均和床溫分布不均及局部高溫現象。由于CFB鍋爐固有的結構特點，熱空氣在爐膛燃燒區容易產生“煙囪效應。根據NOx的生成機理，此時熱力型的NOx在局部富氧和高溫條件下大量產生。

CFB鍋爐往往由于流化不均勻，會導致床溫偏差。其原因主要在于煤粉粒徑分布不均，流化程度偏差，一、二次風配比不合適，返料系統不完善等。同時流化不均也會造成局部高溫點，使得熱力型NOx急劇增加。

1.2.2床溫異常

對于CFB鍋爐來說，控制床溫是CFB鍋爐低氮燃燒的關鍵之一。從理論上來講，860℃～875℃是CFB鍋爐最佳低氮燃燒溫度。但實際運行中仍然存在問題，如顆粒粗大或顆粒過細，布風板、風帽和靜壓室設計缺陷等，導致床溫偏高或偏低。如床溫過高，則會造成爐膛水冷壁等部位結焦加劇和NOx過量生成。而床溫太低，則又會導致鍋爐啟動困難或熄火及燃料燃燒不充分等問題產生。

1.2.3一二次風配風方式

蛟河熱電廠3臺循環流化床鍋爐原設計一二次風配比為6:4，一次風率過大，二次風率過小。典型的一次風與二次風的比例一般按照4:6或5:5配置比較普遍。對于任何一種鍋爐，二次風是整個爐內燃燒過程的主旋律，因此在低氮分級燃燒方案中一般都是采取減小一次風在總風量中的占比，保證二次風占比更大。

這樣既可以保證燃料在爐膛下部主燃燒區適當缺氧燃燒，達到低氮燃燒效果；同時未燃盡燃料隨煙氣在爐膛內上升區域在二次風的作用下進一步燃燒，達到燃料燃盡效果，形成了低氮與燃燒優化的完美結合。同時從該廠二次風的布風方式看，二次風噴口數量共21個，分3層布置，均在拐點以下密相區，布局不合理，二次風射流穿透性差，氧化性氣氛濃厚，起不到低氮分級燃燒的效果。

1.2.4爐膛出口返料溫度與床溫差值過大

事實上，多數CFB鍋爐在實際運行時，由于各種原因，其爐膛出口溫度明顯比床溫低很多，甚至溫差高達200℃以上。于是，為了確保達到鍋爐設計負荷，鍋爐運行人員通常采取高床溫運行的方式，這樣就導致NOx的排放濃度增加。

蛟河熱電廠3臺循環流化床鍋爐爐膛出口溫度均明顯比床溫低好多，最多達到250℃左右，因此電廠不斷加煤，床溫最高達到1030℃以上。對CFB鍋爐來說，這個溫度是很不正常的，從而也導致NOx排放達到將近600mg/Nm³，產生嚴重超標。

1.2.5床溫與一次風的配合

保證一次風在總風量中的合理占比及較好的流化效果，這樣才能使CFB鍋爐正常運行，也是保證低氮分級燃燒能否更好實施的關鍵一步。一般情況下，當爐型結構和一、二次風設計一旦確定，運行床溫也就基本確定。但由于目前國內大多數鍋爐，煤種來源不確定，煤質變化較大，這樣鍋爐的運行床溫及料層的流化狀況也會發生相應的變化。因此這個時候如果不根據床溫的變化對一次風進行調整，同時在必要的時候不對水冷床上布風板及風帽等進行改造的話，很難達到低氮排放的效果。

2改造方案

根據現場了解的信息和資料，本次低氮燃燒優化改造的主要范圍如下：a)增加爐內受熱面，包括增加水冷屏和過熱器的受熱面積，降低床溫，提高鍋爐帶負荷能力；b)對輸碎煤系統進行改造，保證入爐煤滿足設計要求；c)采用ROFA對原鍋爐二次風系統進行改造；d)增設煙氣再循環系統；e)分離器入口煙道改造；f)返料裝置優化，包括更換返料風機、返料床改造；g)水冷床布風板及風帽改造；h)給煤口及播煤風優化改造。

2．1受熱面改造

根據熱力計算對應地增加鍋爐受熱面，所用材質與現役鍋爐對應部分相同，為20號無縫鋼管，并做好防磨處理，確保汽溫、蒸發量、排煙溫度等基本傳熱性能達到性能要求。

原鍋爐設計床溫為800℃～950℃，實際運行床溫偏高，高的床溫增加了NOx的生成，因此經過熱力計算在爐膛頂部增設2片水冷屏，并同時增加過熱器受熱面，提高鍋爐的蒸發能力，通過增加爐內受熱面及對二次風合理布局共同實現CFB鍋爐爐內煙溫和床溫最佳工況，達到低負荷溫度不低、高負荷溫度不高的最佳低氮燃燒優化效果。受熱面改造主要內容包括：

a）如圖1所示對水冷屏進行改造。每臺爐增加2套進口集箱1、2套水冷屏2、2套出口集箱3、2套焊接吊桿裝置4、2套焊接吊桿裝置5、2套水冷屏吊梁6、2套水冷屏導汽管7。圖1中23100mm和18450mm標高位置為水冷屏各段之間的安裝焊縫。

b)如圖2所示對高溫過熱器從改造切割位置進行改造。每臺爐增加1套材質為15CrMoG、管徑Φ38mm×5mm的管子1，6套定位板2，1套管夾3。

2．2輸碎煤系統的改造

蛟河熱電上煤系統只有一級碎煤而沒有篩分裝置，入爐煤粗大顆粒非常多。在實際運行中，為了提高蒸發量和避免床溫超限，必須用到很大的一次風量，導致煙氣中NOx排放濃度大幅增加。

因此，本次低氮燃燒優化改造過程中對輸碎煤系統進行了改造，具體改造方案如下：因皮帶間沒有設立原煤篩分裝置的足夠空間，因此將原二段HSZ-50環錘式破碎機更換為四齒輥式破碎機，處理能力不小于120t/h，以保證入爐煤顆粒度滿足CFB爐型0mm～8mm要求，上煤能力滿足3臺鍋爐滿負荷連續運行要求。

改造后，合理的煤顆粒粒徑如下：a)煙煤的入爐煤質要求。該CFB鍋爐理想入爐煤平均粒徑d50為1.7mm～1.9mm，寬篩分粒徑分布為0mm～8mm，通常情況下，5mm以上顆粒最好控制在4%～5%以下、而200μm以下的顆粒盡量控制在14%～15%以下，另外兩種極端情況下的顆粒百分比之和需控制在22%～24%以下為宜；b)褐煤的入爐煤質要求。物料顆粒應滿足0mm～8mm，平均粒徑d50為1.8mm～2.0mm，5mm～8mm大顆粒粒徑份額≤5%，0μm～200μm粒徑份額≤25%，其余中間粒徑份額≥70%。

2．3采用ROFA對二次風系統進行改造

本次改造采用ROFA對二次風進行空氣分級，保證二次風穿透力的情況下，增強密相區還原性氣氛，降低NO_x的排放。具體改造方案如下：

將原有布置于密相區的二次風3層噴口布置，改為上下共2層布置，同時上層布置于稀相區，下層布置于過渡區，既保證了鍋爐的穩定充分燃燒，又保證了空氣分級燃燒的效果。設計二次風量占鍋爐總風量的50%，其中上層二次風風量占鍋爐總風量25%，下層二次風風量占鍋爐總風量25%。二次風噴口采用本公司專利產品ROFA集成噴射箱，同時通過集成噴射箱內不對稱設計的噴口將熱二次風高速噴射到爐膛，使熱二次風在鍋爐上部空間產生強烈的旋轉渦流并在爐內形成分級燃燒，這樣不僅提高了鍋爐的燃燒效果，同時也達到脫硝的目的。改造后的布置圖見圖3和圖4。

2．4增設煙氣再循環煙氣

再循環技術就是從鍋爐尾部煙道引入煙氣充當一次風的角色，通過管道等設備將其輸送到爐膛適當部位參與燃燒。由于其含O2量比較低，相當于變相減小了一次風占比，保證物料在密相區處于還原性氣氛下燃燒，從而有效降低床溫。而煙氣再循環如果配合二次風分級，則可使二次風在爐膛內分級燃燒效果更明顯，達到更進一步低氮排放的目的。

國電吉林龍華蛟河熱電廠3臺75t/h鍋爐一次風量占總風量的60%，二次風占總風量的40%，一次風量較大。本次改造在爐膛出口氧量一定的情況下，不降低一次風量、保證床料正常流化的基礎上，降低一次風中的氧量份額、增加二次風總量。由于底部一次風中的含氧量減少，抑制了密相區的燃燒強度，同時由于二次風噴口分層布置，增大了密相區還原氣氛，抑制了NOx的生成。

2．5分離器入口煙道改造

本方案對分離器入口煙道進行優化改造，以保證足夠的分離效率，抑制床溫，降低NOx排放濃度。鍋爐原分離器喉口尺寸為850mm×2400mm，喉口處流速約22m/s。現對分離器喉口處煙道進行改造，將原寬度850mm改為700mm，使喉口處煙氣流速加速到28m/s，提高分離器入口煙氣流速，從而提高分離器分離效率。

2．6返料系統優化改造

鍋爐原返料器前后布風板共用一個風室，這就造成兩者風量基本相同。為了保證旋風分離器立管下灰的通暢性，根據實際需要，后者風量應小于前者所需風量。因此，本方案對原返料風室進行改造，以保證整個返料系統處于最佳工作狀態。具體改造措施如下：a)返料風機采用羅茨風機替換原返料風機，每臺爐各新設2臺羅茨風機（壓頭H=19.6kPa，風量Q=15.28m3/min），1用1備；b)拆除原有返料床的布風板，對原有返料床進行整改，布置29個/排×2排=58個風帽；c)對返料風室和風帽進行改造，加強返料的流態化。

2．7水冷床布風板及風帽改造

開孔率是流化床鍋爐設計的一個重要參數，水冷床布風板上所形成的壓力降與設置在其上風帽的開孔率平方成反比，通常來講，如開孔率越高，則布風板上所產生的阻力就會越小。當布風板阻力太小時，則會使得氣流通過時產生較小的壓降，這樣就會出現以下兩種情況：a)當氣流通過床層局部物料較稀、阻力較小的區域時，則會產生局部位置處的床層物料“吹空”現象；b)當氣流通過物料較密、阻力較大的區域時，則會造成床層物料“壓實”現象[5-6]。這兩種情況的出現就造成了物料流化效果較差從而導致鍋爐啟動困難或爐膛內床溫部分區域溫度較高，最終影響到鍋爐負荷無法達到設計要求。

針對以上這些情況，此次改造采取了一些具體的改造措施，具體改造內容如下：a)流化風進入水冷風室的方式維持不變；b)水冷床風帽進行重新布置，更換新型鐘罩式風帽，補焊中間的鰭片鋼板；c)根據現有水冷床尺寸調整間距，進行開孔布置風帽。

2．8給煤口及播煤風優化改造

CFB鍋爐給煤口設計對爐內煤顆粒的燃盡度起到至關重要的作用，它將影響鍋爐的飛灰可燃物的含量、爐渣可燃物的含量和床溫等參數。根據國內、外主流流化床鍋爐給煤系統的設計經驗，給煤口的高低取決于布風板的面積大小。

本次改造方案中，根據二次風口布置情況重新設計給煤口高度，并對播煤風的結構進行設計優化，完善播煤風增量、冷一次風源引入及噴口托底播煤風優化改進確保入爐煤播煤效果良好，在確保燃盡效果的前提下，降低燃料中NOx的生成量。

a)調整原有給煤口高度，調整后給煤口標高距離布風板約2m；b)對原有給煤口進行盲堵，再在膜式壁新開給煤口，并重新澆筑；c)原有鍋爐的播煤風位于兩處，一處位于給煤機出口直管段至垂直落煤段拐點處，一處位于落煤管至落煤口之間。本次改造引入冷一次風源，在落煤口底部水平增加一路播煤風。

3改造后鍋爐運行效果

a)鍋爐出力由原來60t/h～62t/h達到75t/h，滿足設計出力；b)在鍋爐50%～100%BMCR（鍋爐最大連續蒸發量）工況范圍內，NOx最終排放濃度一般穩定在150mg/Nm3（標干，6%O2）以下，達到了NOx排放要求；c)爐內溫度穩定在850℃～900℃，爐膛出口、返料溫度與床溫差值在50℃以內；d)煙氣停留時間延長約15%左右，提高換熱效率，保證燃燒更加充分；e)二次風剛性加強、主燃區空氣動力場組織改善，結焦情況改善。

4結語

通過國電吉林龍華蛟河熱電廠3臺75t/hCFB鍋爐低氮燃燒優化項目的改造及運行。本次改造不僅達到了國家脫硝排放的環保要求和實現了鍋爐燃燒效率的進一步提高；同時還減輕了爐內結焦情況，降低了煙氣中飛灰含碳量和底渣含碳量，為以后的工程開展奠定了一定的理論和實踐基礎。盡管鍋爐低氮燃燒優化是一個復雜的爐內燃燒過程，但隨著理論研究和實踐的不斷深入和國家對節能減排工作的重視和支持，低氮燃燒優化改造技術在接下來幾年，將會迎來一個更好的發展契機。

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