煤粉鍋爐低碳改造及生物質燃燒機試驗調整
萊電廠使用的是由東方鍋爐廠設計生產的DG-75/5.30-HM1515型75 t/h的四角切圓煤粉鍋爐，為了響應國家的環保要求和當地環保部門的氮氧化物的排放指標，該廠在2014年7月進行了低氮改造，采用了華中科技大學研發的開縫鈍體直流煤粉燃燒器，并采用空氣分級送風，縮小二次風噴口，中二次風采用貼壁風，三次風上部增設燃盡風等改造。改造后進行了鍋爐燃燒調整試驗，結果表明，鍋爐燃燒效果好，解決了鍋爐低負荷燃燒不穩定，投油燃燒的問題，氮氧化物由改造前的750～880 mg/m3變為現在的小于400 mg/m3，爐渣及飛灰含碳量略低于同期數值，改造及調整試驗取得了良好的效果。
1 鍋爐簡俞
1.1鍋爐設備改造后綜述
DG-75/5.3 -HM1515型75 t/h的四角切圓煤粉鍋爐，鍋爐采用“Ⅱ”型布置、固態排渣，前吊后支，采用中間倉儲式熱風送粉，兩級省煤器兩級空預器交錯緊密布置，使用華中科技大學設計的開縫鈍體直流燃燒器，爐膛剖面為正方形深×寬=5 500 mmx5 500 mm，鍋爐切圓為逆時針切圓，假想切圓直徑為450mm(改造前的假想切囡直徑為500 mm)，爐膛布置為自下而上為下二次風，下一次風，上一次風，中上二次風，上二次風，三次風，改造后在三次風的上面增加兩層SOFA風噴口，分別為下層、下層燃盡風，燃盡風采用順時針切圓。
1.2鍋爐主要參數
此75 t/h的四角切囡煤粉鍋爐的主要參數見表1。
1.3鍋爐原設計使用煤種
此鍋爐原始設計使用的煤種為貧煤，貧煤的煤質分析.
表1鍋爐主要參數
名稱 數值
額定蒸發量／t．h-l
額定蒸汽壓力/MPa
額定蒸汽溫度／℃
給水溫度／℃
排污率／%
冷空氣溫度／℃
熱風溫度／℃
排煙溫度／℃
鍋爐熱效率／%
鍋爐本體排放煙量／。，
1.4校核煤質
該廠動力車間鍋爐原煤供應商比較多，煤質參差不齊，主要使用的為山西晉城煤和河南密縣煤，所用煤粉的煤質成分分析結果見表3。表3校核煤種煤質分析
2鍋爐燃燒調試的基本參數
2.1 各層風參數介紹
爐膛布置為自下而上為下二次風，下一次風，上一次風，中上二次風，上二次風，三次風，改造后在三次風的上面增加兩層SOFA風噴口，各層風的參數見表4。
2.2低氮改造措施
2.2.1 燃燒器介紹
該廠原有的燃燒器為雙通道煤粉燃燒器，長時間使用發現燃燒器噴口變形、燒壞嚴重，尤其是靠后墻的表4參數介紹1#、4#噴口出現嚴重燒毀，已經不能正常的發揮雙通道
燃燒器的優點，同時氮氧化物的排放值較高，氮氧化物為750～880 mg/m3，基于燃燒穩定及環保的需求，對該臺鍋爐做出改造。
改造后該廠采用華中科技大學研制的開縫鈍體直流煤粉燃燒器f見圖11，開繾鈍體燃燒器是在以往的鈍體燃燒器上進行鈍體開縫，使少量的煤粉經過鈍體開縫射入爐膛，在鈍體出口處形成回流區，回流區卷吸周圍的高溫煙氣，使該區域具有高溫、低速、煤粉聚集的特點，有利于煤粉的著火，尤其對于低負荷穩然效果更為突出，同時在燃燒器背火側設置側邊風，形成風包粉的效果，有利于降低氮氧化物，并且起到冷卻燃燒器的作用。引入少許二次風作為中心風經燃燒器一側通入鈍體內，一方面可以冷卻鈍體，防止鈍體燒壞，同時可以調整著火距離，保護燃燒器，提高燃燒器的使用壽命。采用該燃燒器之后成功解決了低負荷不投油穩焰，爐膛結渣，高溫腐蝕，高效低排放，燃燒器使用壽命短、易燒壞、變形等問題。
2.2.2 二次風改造及SOFA風的增設
研究表明，鍋爐排放的氮氧化物主要為NO和NO，，其中主要為NO，約占總量的900A，剩余的少部分NO，也是由NO轉化形成的。NO根據其生成的機理的不同大致可以分為快速型NO、熱力型NO、燃料型NO。快速型NO-般生成迅速，量少對此不作考慮。熱力型NO主要受氧量和溫度的影響，控制合理的過量空氣系數和燃燒溫度可以對此進行相應控制。燃料型NO主要是由揮發分中的N相焦炭中的N燃燒發生化學反應產生，其中由于揮發分中N的氧化產生的NO約占總量的60%～80%，焦炭中的N部分被氧化為NO，但是由于焦炭中放熱N主要以HCN、NH，等氮的化合物組成，這些具有還原性的氮的化合物又可以將部分生成的NO還原成N，。燃料型NO在煤粉燃燒后0.5 s內大量生成，因此控制燃燒初期的0，含量對降低NO，顯得尤為重要。空氣分級燃燒通過控制燃燒初期的0，含量從源頭減少氮氧化物生成，在還原區灼熱的焦炭，CH，，CO與已生成的NO發生還原反應，使已生成的NO轉化為N，。所以，綜上可以看出控制燃燒區的氧量至關重要。
改造方案：從二次風總風箱引出一路風作為SOFA風在三次風上部，距離三次風噴口中心處2 850 mm和3 450 mm處增加下SOFA和上SOFA，如圖2所示，以便減少氧量，實現空氣分級。并且為了進一步減少燃燒區的0，，將上、中、下二次風增設耐高溫的導流板縮小噴口，控制燃燒初期的氧量，同時可以提高二次風的風速，增加其穿透能力有利于著火及燃燒，另外在中二次風噴口采用貼壁風，如圖3所示，中二次風中間通道便于補充和調節氧量，兩側通道流進的風，可以使水冷壁附近形成氧化性氛圍，防止噴口結焦。
3 冷態試驗基本情況
3.1動力場切圓
為了了解燃燒器改造后的切圓的大小及位置，是否有貼壁、沖刷水冷壁、下傾，爐膛充滿度等，在爐膛內兩層燃燒器中間，垂直于爐膛的竟和深的方向，拉兩條十字線，每隔300 mm系上長300 mm的飄帶，然后用風速儀測量各點的風速。在一次風、二次風同層調平并將一次風風速定在20～21 rri/s，二次風風速定在26～27m／s的條件下（有三次風帶粉較多，為了冷態測試人員的安全將三次風暫時停掉）得到了該切圓圖，
結論：從圖4可以看出該動力場實際切圓直徑為2400 mm，爐膛充滿度較好，切圓中心與爐膛中心基本重合，貼壁風速在1～3 m/s，對水冷壁影響不大，基本無偏斜，風速較為均勻，達到了設計改造的基本要求。
3.2二次風風門特性曲線
二次風的風速及風門特性對鍋爐的運行及燃燒有著很重要的影響，在以往的試驗發現有的電廠鍋爐會出現風門過開，開度不到位，開度大小與表盤顯示不對應等問題。為了避免出現類似的問題，對該臺鍋爐進行了二次風風門特性試驗，風門特性曲線如圖5～圖7所示。
從圖5～圖7可以看出風速的變化與風門的開度基本對應，沒有出現上述問題，上、中、下二次風的曲線變化規律基本相似，風速在開度30%～75%變化較快，之后孌化趨于平緩，增量不是很大，風門特性曲線達到了預期的效果。
4 選擇了在點爐正常運行7天后進行氮氧化物調試，這是因為在點爐短期爐膛工況可能沒有穩定，爐膛內重新點爐后需要一段時間后達到一個平衡狀態，例如爐膛尾部煙道積灰，爐膛內部水冷壁積灰平衡，工況穩定等。同時，該廠在正常工作中由于在不同的季節需要不同的負荷運行，根據實際需求進行了三種工況下的熱態低氮調試，分別為75，63，46 t/h三個工況。
4.1三個工況下的熱態低氮調試
75 t/h的負荷為滿負荷用下，在這種情況下氮氧化物的產生會很多，所以嚴格的控制燃燒區的氧量及空氣的深度分級至關重要，63 t/h的負荷是廠里經常使用的負荷，在此負荷下氮氧化物產生量相對較少，但是依然要控制燃燒區的氧量，以減少氮氧化物的生成，46 t/h的負荷屬于低負荷，低負荷工況以穩定燃燒為主，合理的維持鍋爐的蒸汽溫度，蒸汽壓力f該廠主要用蒸汽，所以蒸汽為廠里的考核指標），最后經過反復的試驗及調整，得出了在這三種負荷下控制配風方式達到控制氧量進而降低氮氧化物的措施。表5所示為調試期間的鍋爐員荷所對應的氮氧化物排放值。從表5可以看出，在滿負荷的工況下，雖然氧量較低，但是產生的氮氧化物相對于其他的工況下較多，主要是由于在滿負荷的情況下燃燒區的溫度相對其他工況高。溫度高，使熱力型氮氧化物和燃燒型氮氧化物產生量相對較；低負荷的情況下，雖然氧量較高，但是由于鍋爐給粉相對偏少，占NO總排放量主要部分的燃料型NO產生的量相對較少。綜上可以看出，滿負荷的情況下控制氧量對控制氮氧化物的產生尤為重要。
由于在低氮調試期間，該廠由于處于生產旺季，對蒸汽量要求較大，鍋爐負荷一直維持在滿負荷的情況下，無法進行調負荷，根據廠方要求只是對滿負荷的情況下進行了詳細的低氮及經濟性調整。表6為鍋爐在滿負荷(75 t/h)的工況下的鍋爐主要參數及風門配比。
表6各層噴口參數
爐膛內各層二次風風量必須保持合理的配比，即保持適當的速度和風率，才能在爐內建立正常的空氣動力場，使風粉混合均勻，保證燃料良好著火和穩定燃燒。一方面，二次風過高或過低都可能對熱態動力場產生負面影響，從而降低燃燒的穩定性或引起水冷壁區域結焦；另一方面，各層二次風量的分配直接決定了燃燒過程產生的NO,數量，合理的配風不僅能夠伎鍋爐燃燒完全，而且使N0，保持在較低的水平。
根據該廠鍋爐的運行情況及煤質，采用了“束腰型”配風，即上二次風和下二次風大，次上二次風小的配風方式，這樣的配風可以使燃燒區相對氧量減少，從而抑制氮氧化物的產生，同時上下二次風風速較大，可以保證燃燒穩定。2015年第44卷第6期
4.2改造與熱態調試后性能分析
4.2.1 飛灰與爐渣含碳量
為了更準確、直觀地對鍋爐改造后的性能進行分析，在調試階段對鍋爐的飛灰及爐渣進行取樣分析。在空預器出口利用等速飛灰取樣器裝置采集飛灰，試驗開始到結束連續取樣，分析化驗可燃物含量。試驗中自爐渣出口傳送帶進行取樣，每15 min取樣一次，取得的試樣經混合、縮分后作為分析樣品，分析化驗可燃物含量。
這是因為前幾天在對配風方式進行調整，同時在這期間鍋爐的煤質由于混煤在摻混時導致不均勻，之后廠里進行了改進，要求進行多次循環摻混，在第6天以后可以看到改造后的鍋爐飛灰含碳量比同期的含量有所下降，最低為3.2%，改造后對鍋爐的經濟性基本沒有影響，還略有提高，改造取得了一定的成效。
圖9為鍋爐爐渣含碳量同期對比圖，圖9顯示在調試初期爐渣含碳量略高于去年同期，這是孌配風方式及煤質所導致，在調試試驗中找到合適的配風方式后爐渣的含量略低于去年同期的爐渣含碳量，調試穩定后在爐渣含碳量平均值在4.40A～5.OoA，含碳量最低為3.90A，最高為6.2%左右，從數據可以直接看出改造后鍋爐的爐渣含碳量有所降低，這對提升鍋爐效率有一定的作用。
4.2.2爐膛出口左右煙溫
該臺鍋爐在改造前爐膛出口附近煙溫偏差較大，最大偏差有100℃，經過配風方式的調整爐膛出口的煙溫偏差有所降低，降幅約為33。C，但是偏差依然較大，煙溫偏差較大對鍋爐的過熱器安全運行會有很大的影響。原因主要是鍋爐的切圓偏大，同時配風方式不太合理，導致鍋爐的切圓不正，另外由于切圓較大，在鍋爐出口存在殘余旋轉，容易導致鍋爐煙溫偏差較大。
改造后對鍋爐進行了冷態實驗，準確地掌握了鍋爐的性能，對各噴口的風速、切圓的大小、位置有了了解，鍋爐運行后通過根據冷態實驗數據結合熱態調試，將鍋爐的各角配風進行了調整，保證鍋爐的四角配風基本均衡，消除了因為切囡不正導致的影響。同時改造后增設的燃盡風，采用的是與主燃燒區反切的切圓。燃盡風的反切有效消除了由于主燃燒區的主氣流旋轉過于強烈在爐膛出口產生的殘余旋轉。改造后，經過讕試鍋爐的爐膛出口處煙溫偏差降低到20～30℃，相比改造初期降幅接近70～80℃，說明改造后鍋爐的燃燒性能有所改善。
4.2.3 鍋爐的排煙溫度與排煙量
改造后的鍋爐采用的是開縫鈍體燃燒器，該燃燒器在鈍體后可以形成一個回流區，該回流區具有高溫、低速、煤粉聚集的特點，使著火提前，增加了煤粉在爐膛的停留時間。同時由于采用低氮燃燒技術，在一次風不堵粉、滿足正常燃燒的情況下盡可能地降低一次風的風速，使得鍋爐的氧量相對減少，送風量減少。上述幾方面綜合作用下使得鍋爐的排煙溫度同比改造前有所降低，降幅約2～3℃。該鍋爐主要的熱損失來自排煙熱損失，排煙溫度的降低對該鍋爐的效率的提高具有很大的貢獻。
改造前，鍋爐的燃燒是在氧氣較為充足的情況下進行的，氧量的充足是基于送風所給予的保證，但是過多的氧量會導致鍋爐排煙量的增加、熱損失變大，同時風機的電耗也會增加。改造后，降低了鍋爐的過量空氣系數。為了達到合理的控制氧量，通過降低送、引風機的電流實現。上述措施不僅減少了風機的電耗，節約了成本，另外減少了鍋爐的排煙量，降低了鍋爐的排煙熱損失，提高了該鍋爐的經濟效益。
4.2.4穩燃效果
該鍋爐在未改造前，在450x)～50%的奐荷的情況下，經常出現滅火、打炮、燃燒不穩定的情況，有時為了滿足生產的需求往往需要進行投油助燃，能源消費量大、經濟效益低，鍋爐正常運行操作困難。經過改造后進行了燃燒穩定性試驗，在鍋爐35 t/h (470/3的負荷)下燃燒依然穩定，不需要投油助燃，改造后取得了很好地效果，得到的廠方的高度認可。
4.2.5 氮氧化物排放
改造前鍋爐的氮氧化物排放值在750～880 mg/m3(標態、干基、6cX)O．)，改造后經過冷態試驗和熱態調試，在下層空預器溫度測點處采用等速采樣槍進行煙氣取樣，使用OPTIMA7便攜式煙氣分析儀進行煙氣成分測試，每隔兩個小時進行一次測量，每次10 min，每隔30 s進行數據錄入，經過連續一周的測量，改造后的氮氧化物平均排放值為351mg/m3（標態、干基、6V00，）<400 mg/m3降幅約530A～60%，說明低氮改造取得了很好的敖果。
4.2.6 燃燒器安全性與壽命
改造前該臺鍋爐采用的是雙通道燃燒器，雙通道燃燒器是依靠上下一次風射流的抽吸作用在預燃室形成強烈的回流區，利用回流區的高溫煙氣來加熱煤粉，
達到穩定燃燒的效果。回流量越大，燃燒穩定性越好，但是回流區越大，一次風衰減的速度越快，會出現著火提前，使煤粉在噴口處就急劇的燃燒，長時間如此使噴口的壽命縮短，從而出現燃燒器嚴重變形，損壞的現象。
改造后，使用開縫鈍體燃燒器，提高了鍋爐的穩燃效果，實現了低負荷不投油穩定燃燒的同時，由于側邊風的引入，能夠使燃燒器噴口得到及時的冷卻，保護噴口不被燒壞。中心風可以根據煤質的變化，合理的調整煤粉的著火距離，過短的著火距離會使燃燒器損壞嚴重，較長的著火距離，在燃用熱值低的差煤時會出現著火不穩定，容易脫火、滅火的現象。改造后的燃燒器實現了低負荷穩燃，噴口壽命延長，著火距離可調的多重功效。
5 結 語
該廠的低氮改造過程進展順利，改造取得了很好的效果，解決了鍋爐低負荷穩燃效果差，煙溫偏差大，燃燒器壽命短、損壞嚴重，氮氧化物排放值高等問題，氮氧化物改在后降低幅度很大，為該廠在環保方面做出了很大的貢獻，改造效果得到了廠方的認同。
生物質燃燒機
生物質顆粒燃燒機
木片燃燒機
木粉燃燒機
鋸末燃燒機
燃燒機
顆粒燃燒機
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