摘要： 针对多数W型火焰锅炉存在NOx排放量高及结渣严重等问题，在试验装置上测定炉内冷态流场，在实体锅炉上测量煤粉气流着火点、CO、NOx等气体浓度分布，研究了W型火焰锅炉炉内流动特性及燃烧特性, 并结合数值模拟找出了产生以上问题的原因，提出W火焰锅炉低NOx 燃烧原理及技术，包括采用偏置浓淡和缩孔均流分离技术、燃烧器喷口的合理布置技术、F风下倾技术、燃尽风技术以及缓解炉膛结渣技术等。将这些技术全部应用于某电厂350MW容量W型火焰锅炉，获得良好效果。

　　1．前言

　　随着国民经济和社会发展的需要，我国各项环保要求不断提高。2011年国家环保部颁布了新一期的《火电厂大气污染物排放标准》（GB13223-2011），特别规定：现有W型火焰锅炉机组自2014年7月1日起氮氧化物排放必须在200mg/Nm3以内。与此同时，为完成“十二五”氮氧化物排放总量控制目标，五大电力集团与环保部签署“十二五”脱硝责任书，以加快脱硝进程。低NOx燃烧技术已成为火力发电厂锅炉脱硝运行维持保本微利的首选技术，是实现“先炉内、后炉外”降低NOx排放的技术措施之一。

　　由于W型火焰锅炉燃用的煤种是无烟煤、贫煤，需要极高的炉膛温度、较高的氧量和较长的燃烧火焰才能把煤粉充分燃尽，因此带来的问题是NOx排放值很高，造成严重的环境污染。我国W型火焰锅炉现投产100台左右，部分锅炉存在飞灰可燃物含量高的问题，少数小于10%，多数在10%~20%，个别达到20%~ 30%。其NOx排放水平在1000～2200mg/Nm3 (O2=6%)，远远高出四角切圆燃烧方式和对冲燃烧方式的锅炉（见表1），NOx排放降低空间巨大。

　　国外研究和应用W型火焰锅炉较早，Burdett等在1台500 MW 机组锅炉上进行了工业试验，研究空气分级对NOx 排放的影响；福斯特惠勒公司在拱上通入燃尽风来降低NOx 排放量，淡煤粉气流作为燃尽风的一部分，从燃尽风装置中心通入炉膛。在西班牙Compostilla电厂的应用表明，NOx排放量降低50%，但飞灰可燃物含量升高，锅炉燃烧效率降低[1]。国内对W型火焰锅炉的研究处于初步的消化吸收阶段，对引进美国福斯特惠勒、美国巴威[作者简介：张超群 烟台龙源电力技术股份有限公司 研发工程师 主要从事电站锅炉节能环保方面的研究 电话：0535-3386149 通讯地址：烟台市开发区衡山路9号 邮编264006 信箱：zhangchaoqun@lypower.com.cn]及英国巴威等公司技术制造的锅炉的流动特性、煤粉燃烧特性及NOx 生成特性进行了试验及数值模拟研究[2-8]。本文作者所在公司的研发团队通过实验室冷态流动特性试验，结合工业试验及数值模拟，经过近十年的努力，开发出了具有我国自主知识产权的W型火焰锅炉低NOx燃烧技术，本文是对这一工作的总结。

　　表1 现役不同燃烧型式锅炉NOx排放量对比

　　2．W型火焰锅炉NOx的生成机理

　　燃煤锅炉NOx的生成有三种类型。第一种为热力型，由气体中的氮和氧在高温（一般1300℃以上）下反应生成，其生成量与温度和在高温区停留的时间以及氧的分压有关。对于W型火焰炉由于燃烧温度较高，热力型NOx大量产生，这是一般未采取低NOx燃烧技术的四角切圆燃烧锅炉或者对冲燃烧锅炉，其NOx的排放值一般在800mg/Nm3左右，而W型火焰锅炉NOx高达1200～1800mg/Nm3的主要原因。因此，W型火焰锅炉降低NOx的首要方向是在燃烧效率尽可能不降低的前提下，降低炉内火焰温度的峰值。

　　第二种为瞬发型，瞬发型NOx产自碳氢基与分子氮，快速反应形成的化合物，然后转变为NOx。由产生的瞬发型NOx在总的NOx中只占很小的比例。

　　第三种为燃料型NOx，是煤中有机结合氮被氧化后生成。燃料型为煤中的有机氮氧化生成，生成温度低于热力型，但与氧的浓度关系密切，煤粉与空气的混合过程也对其有显着影响。研究表明，对于一般锅炉，在未加NOx控制措施的煤粉燃烧中，燃料型NOx占NOx总排放量的80%。根据这些情况，从煤中析出活性最强的挥发氮（通常正比于挥发分含量）对燃料型NOx生成的影响最大，而被滞留在固相（煤焦）中的氮对NOx生成的影响最小。因此，常规低NOx煤粉燃烧系统设计的主要任务是减少挥发分氮转化成NOx，其主要方法是建立早期着火充分利用火焰内还原和使用控制氧量的燃料/空气分段燃烧技术。尽管W型火焰炉燃用的煤种挥发分相对减低，但是对NOx的生成也具有较大影响。因此，建立早期着火充分利用火焰内还原和使用控制氧量的燃料/空气分段燃烧技术也是必需的。

　　3．低NOx燃烧技术改造研究和应用实例介绍

　　3.1某电厂福斯特惠勒类型W型火焰锅炉概况

　　国内某电厂6号锅炉为美国福斯特惠勒公司生产的350MW容量W型火焰锅炉，采用双拱形炉膛（见下图1），拱下为主燃烧区，拱上为燃尽区。在前、后拱顶各错列布置12对双旋风式燃烧器，利用旋风分离器气固不同的离心作用进行浓淡分离（见图2）。淡煤粉气流靠近炉膛中心布置，淡煤粉气流中的空气量可通过调节挡板控制；浓煤粉气流靠近前后墙水冷壁布置，调节旋流器控制杆可控制其旋转强度，每只燃烧器配一只油枪。下部炉膛还敷设了卫燃带。配置4台正压直吹式D-11D型双进双出式钢球磨煤机,煤粉分离器与磨煤机直接连在一起，成为一个整体，两端各有一台，表2为煤质特性参数。

　　表2煤质特性参数表

　　锅炉采用二次风分级配风燃烧方式（见图2），燃烧系统设计参数如表3所示，前后拱分别布置二次风箱, 每只燃烧器对应一个单元，每个单元又分为6个小风箱。拱上二次风分为淡煤粉气流喷口周界风A、浓煤粉气流喷口周界风B和油二次风C，拱下二次风分为D、E和F三层, 竖直向下依次布置，对应挡板控制各级二次风量。拱上二次风（周界风）风量较小，提供煤粉初期燃烧所需空气并冷却喷口；拱下二次风提供煤粉充分燃烧所需氧，D、E层二次风量较小，F层二次风量最大。

表3锅炉燃烧系统设计参数

　　　　3.2.1主火炬刚性不足，难于实现W型火焰燃烧方式设计意图

　　W型火焰锅炉设计的关键是在下炉膛能够使前后拱的火炬适当下冲，并得到充分的舒展，避免相互相碰，使炉膛内热负荷分布均匀，火焰充满程度高，维持燃烧中心在下炉膛而不致漂移到下炉膛上部。但福斯特惠勒类型W型火焰锅炉设计的一次风喷口数目较多造成燃烧器出口动量过小，射流的刚性变差，造成火焰进入下炉膛的深度太浅，为了验证上述分析和了解其炉内流动特性，依据相似模化准则对锅炉（福斯特惠勒）炉膛按1：15比例缩小建立了冷态模化试验台，如图3所示。实验中，送风机通过风道把空气分别送到一次风喷口、周界风喷口、F风喷口，最后喷入炉内。冷态模化实验中将煤粉的动量加入一次风和乏气内，同时简化一次风、二次风喷口结构，在保证拱上一次风和二次风喷口动量相等前提下，每组一次风和二次风喷口合为一个喷口。采用热线风速仪及烟雾示踪的方法的出了燃烧器一次风和二次风、乏气的混合特性。

　　图3 冷态试验台示意图

　　冷态试验结果见下图4，拱上气流下行动量衰减较快，偏离了W型火焰燃烧方式设计的基本思想，下炉膛局部温度过高，不仅容易造成结渣，而且极有利于热力型NOx的生成，是造成NOx排放值偏高（可达1100～1500mg/Nm3）的主要原因，并且火焰短路上飘（见下图5）特别容易造成再热器、过热器超温，排烟温度升高即Q2损失大等问题的出现。

　　前墙拱上风下行速度衰减 后墙拱上风下行速度衰减

　　图4 拱上风下行速度衰减试验数据 

　　a)锅炉原设计工况          b)实际运行工况（乏气关闭）

　　图5 锅炉热态数学模拟结果

　　3.2.2双旋风筒燃烧器存在的问题

　　燃烧器喷口数量过多

　　喷口数量较多，被迫双列布置，靠外侧的燃烧器喷口距离前后墙太近，容易造成结渣；同时双列布置可能导致内侧喷口的下*流和外侧喷口下行后从新上升的气流互相干扰，不利于主气流深入下炉膛；并且造成下炉膛缺少补气间隙，高负荷下补风困难，CO浓度达2000ppm左右，Q3损失较大。

　　（2）乏气布置不当

　　原锅炉设计中，乏气布置在炉膛靠中心一侧，乏气容易短路飘入上炉膛，再加上乏气煤粉浓度较低，不易着火，飞灰可燃物上升，实际运行中部分锅炉采取将乏气并入主气流的措施，燃烧稳定性虽得以改善但也带来其它问题:①煤粉气流着火点滞后（见图6）；②喷口磨损较为严重；③阻力较大，锅炉带负荷能力较差；④完全背离了原浓淡燃烧以降低NOx的思想，造成NOx上升的重要原因。

　　图6 某电厂锅炉燃烧器着火点测试情况

　　（3）双旋风筒入口整流栅极易磨损，一旦磨损造成双旋风筒入口分配不均，导致浓度较低一侧着火困难，浓侧氧量不足不利于着火，淡侧过剩空气量过高，NOx大量生成，使整个燃烧器的燃烧组织混乱，是NOx排放偏高，燃烧效率低下的重要原因。

　　（4）双旋风筒阻力较高，不仅磨损严重也是一次风系统总体阻力较高，一次风机耗电量增加的重要原因。

　　3.2.3下炉膛容积热负荷较高，卫燃带布置过多

　　炉膛宽深比较大造成沿宽度方向热负荷分布不均的问题，炉膛中间部位，氧量较低、温度较高。这不仅可能导致结渣和超温，也将导致热力型NOx增加，两侧氧量过高的区域NOx也会增加。下炉膛敷设大量卫燃带，一方面导致下炉膛容易结渣，另一方面，下炉膛温度过高，也容易产生高温热力型NOx。

　　3.3 W型火焰锅炉低NOx燃烧改造技术

　　针对上述锅炉存在的问题，对燃烧系统进行了低NOx燃烧技术改造, 该技术包括偏置浓淡和缩孔均流分离技术、燃烧器喷口的合理布置技术、F风下倾技术、燃尽风技术以及缓解炉膛结渣技术等。

　　3.3.1偏置浓淡、缩孔均流分离技术

　　一次风煤粉气流由一次风管经煤粉偏心管加速进入弯头分离器（见图7），大多数煤粉由于离心力作用沿弯头外侧内壁流动，在气流进入一次风浓缩装置之后，使50%的一次风和15%左右的煤粉分离出来，经乏气环状喷口直接喷入炉膛燃烧，其余的50%一次风和85%左右的煤粉气流经缩孔均流装置后由燃烧器主气喷口喷入炉内燃烧，其缩孔均流装置启到使主气喷口煤粉浓度、风速分布均匀的作用。并在乏气管路上增加风量分配调节装置，通过调节其开度可改变进入主、乏风量的分配比例, 进而控制弯头分离器的分离效率，有利于提高燃烧器的煤质适应性。

　　图7 偏置浓淡、缩孔均流分离结构示意图

　　3.3.2 燃烧器喷口合理布置及设计

　　减少燃烧器主气喷口数量（见图8），同时乏气作为周界风并入主气流，适当增加原有周界风量，因此，主气流刚性得到较大提高，为提高主气流的下射能力实现W型火焰燃烧方式的主要设计思想创造了较好条件，主气流的充满程度得到较大改善。必然对降低下炉膛局部高温区的峰值，延长火炬在下炉膛燃烧时间降低NOx和提高燃烧效率带来有利的影响。燃烧器喷口数减少还有利于拱下风的补充，有利于提高燃烧效率。

　　图8 燃烧器喷口布置图

　　3.3.3 F风下倾技术

　　在F风的二次风箱内加装导流板, 使F风下倾进入炉膛，避免二次风过早与一次风射流会合并推动其过早拐弯，造成未燃尽损失过大；F喷口设置导流板，使出口二次风具有一定的下冲动量，炉内火焰中心下移，提高下炉膛的火焰充满度。二次风下倾进入炉膛, 浓煤粉气流与拱下二次风的混合位置降低，进一步深入到炉膛底部，煤粉颗粒在下炉膛的停留时间延长； 浓淡煤粉气流合理布置，浓煤粉气流着火环境改善，煤粉在高温区域的停留时间延长，燃烧效率提高。

　　3.3.4 燃尽风技术

　　上炉膛下部（分隔屏之间距离下炉膛出口一定距离）布置燃尽风装置，其喷口可上下左右摆动以实现喷入炉膛角度可调（见下图9），并从二次风箱引出一定量的空气经此装置喷入炉膛。摆动式燃尽风喷口的设计可增加燃尽风气流的行程，降低飞灰，并可以调节火焰中心高度和屏过等受热面的汽温特性，确保燃尽风分级配风设计意图的实现。

　　图9 燃尽风装置结构和布置图

　　与福斯特惠勒燃尽风技术相比，不设置淡煤粉气流喷口，保证全部煤粉都经过拱下高温区的燃烧过程。促进淡煤粉气流中的煤粉颗粒燃尽，从而提高燃烧效率。采用燃尽风技术，使主燃区的空气量低于理论当量值，煤粉气流在贫氧下着火燃烧。有利于抑制NOx的生成；拱下二次风下倾进入炉膛，与煤粉气流的混合推迟，煤粉气流在贫氧环境中燃烧时间延长，进一步抑制NOx的生成。

　　3.3.5缓解炉膛结渣技术

　　适当减少卫燃带，防止下炉膛温度过高而引起结渣，两侧墙、翼墙、冷灰斗布置有边界风，翼墙下部有防渣风，使靠近炉墙水冷壁附近为氧化性气氛，灰的熔点升高，不容易熔融而形成结渣。

　　3.4 技术改造后工业试验结果分析

　　改造后，6号锅炉成功点火，蒸汽参数达到设计要求。江西电科院和国电电力科学研究院在改造前后煤质基本相同的情况下，分别进行了系统全面的工业试验，结果表明:

　　（1）燃烧器改造前330-335MW负荷下NOx排放浓度平均值为1210 mg/Nm3（O2=6%），改造后330MW负荷下NOx排放浓度为602 mg/Nm3（O2=6%）。

　　（2）改造后，锅炉运行排烟温度降低，氧量控制降低，飞灰大渣含碳量增加不大，整体锅炉效率比改造前提高；330MW、160MW负荷下锅炉效率修正值为：93.85%、93.14%，比改造前335MW、160MW负荷下锅炉效率（92.03%、91.13%）分别提高：1.82、2.01个百分点，分别降低供电煤耗约5.8 g/(kW·h)、7.0g/(kW·h)。

　　（3）改造前335MW工况下CO平均值为2056ppm；改造后，通过风门挡板的控制可以有效避免炉膛出口CO的含量，在不同负荷下炉膛出口烟气中的CO含量基本为零，表明改造后的燃烧器调节性能良好，锅炉补风能力增强（炉膛出口氧量可提高至2.5%以上），锅炉稳燃特性提高。

　　（4）由于燃烧器阻力下降3kPa，磨煤机、一次风机耗电率较改造前分别降低0.02、0.16个百分点。

　　（5）试验期间，锅炉改造前易结焦的位置（下炉膛前后、侧墙等）未发现有明显结焦情况出现，表明改造后锅炉配风状况的改善有效缓解了改造前锅炉结焦现象严重的问题。

　　4．结论

　　通过实验室试验及数值模拟研究，结合工业试验，开发出具有我国自主知识产权的W型火焰锅炉低NOx燃烧技术，在1台350MW容量W型火焰锅炉机组应用，锅炉燃烧效率提高，氮氧化物排放量降低50%，锅炉结渣得到缓解，辅机电耗下降，锅炉稳燃特性提高。——张超群 李明 李保亮 刘鹏飞 林淑胜——（烟台龙源电力技术股份有限公司技术中心 山东烟台264006）