高温型 CFB 锅炉关键技术与设计方案研究

文章转自循环流化床发电　孙献斌

为解决常规电站锅炉及“W”火焰锅炉在燃用难燃煤种时存在燃烧效率低、NOx
排放值高的技术难题，国家“十二五”科技支撑计划“CFB
锅炉燃用难燃煤种的研究”课题提出了开发高温型
CFB锅炉的技术方向，即将CFB
锅炉炉膛燃烧温度由通常的850
℃左右提高到920～1050
℃，以提高飞灰可燃物的燃尽率，达到提高燃烧效率的目的。该项研究工作针对无烟煤等难燃煤种（干燥无灰基挥发分
wdaf(V)≤13%），在高温型CFB
试验台上，对高温型CFB
锅炉关键技术进行试验研究，掌握了难燃煤种在高温CFB
条件下的燃烧特性及污染物排放特性，提出了提高难燃煤种CFB
锅炉燃烧效率的方法。同时，对高温型超超临界660 MWCFB
锅炉技术方案进行了设计研究，为后续的锅炉结构设计及工程示范奠定了技术基础。

1

难燃煤种高温燃烧特性

图1为1MW
高温型CFB
试验台。在该试验装置上对4种难燃煤种（LY无烟煤、YC无烟煤，YQ无烟煤、JZ无烟煤）进行了试验研究。试验煤质特性见表1。试验期间入炉煤最大粒径
dmax=8 mm，中位径
d50=1.4～1.8 mm。试验研究结果如图2
所示。

由图2
可以看出：采用高温CFB
燃烧方式，随着燃烧温度的提高，4
种无烟煤飞灰可燃物质量分
数均呈下降趋势；当燃烧温度从890
℃提高到970
℃时，试验煤种的飞灰可燃物质量分数降低了4.04%～9.09%（绝对值），燃烧效率相应提高0.79%~3.58%（绝对值）。4
种无烟煤的燃烧效率平均值从
95.22%提高至97.31%，难燃煤种的燃烧效率明显提高。

2

难燃煤种污染物排放特性

以较典型的YC
无烟煤作为进一步研究污染排放特性的煤种，其折算硫分Szs=0.11 g/MJ，在n(Ca)/n(S)=2.2的条件下，CFB
炉内燃烧温度对SO2排放及脱硫效率的影响规律试验结果如图
3
所示。

由图3可以看出：随着床温的升高，SO2
排放质量浓度增高，脱硫效率降低；在855
℃左右时脱硫效率最高，床温在
895～1000℃之间，SO2
排放质量浓度缓慢上升；床温高于1000
℃时，SO2
排放质量浓度逐步增高，脱硫效率下降较快。在床温1000℃时，YC无烟煤
SO2
排放质量浓度为419 mg/m3（标准状态，ψ(O2)=6%，下同）。要满足ρ(SO2)≤35 mg/m3
超低排放的要求，须在CFB
锅炉出口采取脱硫效率不低于91.6%的尾部烟气脱硫（FGD）装置。已有的工程应用实例表明，在CFB锅炉出口SO2
排放质量浓度未达到排放标准要求时，采用在炉外加置
FGD
装置构成两级脱硫工艺在技术上是可行的。

YC
无烟煤的折算氮含量Nzs=0.39 g/MJ，此值在4种无烟煤种中仅次于LY无烟煤（0.51 g/MJ）。在折算氮含量Nzs=0.39 g/MJ，n(Ca)/n(S)=2.2
的条件下，YC无烟煤燃烧温度与
NOx
排放质量浓度的关系如图4
所示。

由图
4
可以看出：随着床温的升高，NOx
排放质量浓度呈现上升趋势；床温890℃时，NOx
排放质量浓度为400 mg/m3，床温升至975℃时，NOx排放质量浓度增至441 mg/m3；床温升至1050
℃时，NOx排放质量浓度增至520 mg/m3。

燃煤锅炉中生成的
NOx
主要来源于燃料中的氮和燃烧空气中的氮，主要可分为热力型
NOx、快速型NOx和燃料型NOx3种。在温度低于1350
℃时几乎没有热力型NOx生成，而快速型
NOx只在对不含氮的碳氢燃料在较低温度下燃烧时才重点考虑。因此，燃料型NOx
是
CFB
锅炉中生成的NOx
的主要构成。燃料型NOx
来源于燃料氮，无论是挥发分还是焦炭在燃烧阶段都会形成NOx。研究及试验结果表明：随着燃烧温度的升高，燃料氮转化率不断升高；975
℃时的NOx
排放质量浓度是890
℃时的1.1
倍，1050
℃时的NOx排放质量浓度是
890
℃时的1.3
倍。在实际锅炉设计时，如将炉膛温度控制在920～975
℃范围内，则通过在炉膛出口设置脱硝效率不低于88.6%的高效SNCR
脱硝系统，可将最终NOx
排放质量浓度控制在50 mg/m3
以下。

3

高温型超超临界660MWCFB锅炉方案

基于对高温型CFB
锅炉关键技术试验研究的结果，并借鉴国内外大容量CFB
锅炉工程应用经验，研究设计的高温型超超临界660 MWCFB
锅炉技术方案如图5所示。

锅炉整体布置采用6个旋风分离器分置于炉膛两侧的H型结构。燃用煤质按YC无烟煤设计，该无烟煤干燥无灰基挥发分wdaf
(V)=7.51%，低位发热量
Qnet,v,ar=25.15 MJ/kg，折算硫分
Szs=0.11 g/MJ，折算氮Nzs=0.39 g/MJ，属低硫分、氮含量偏高的难燃煤种。锅炉设计时根据试验研究结果，重点考虑了炉膛温度与燃烧效率的关系，在提高炉膛温度的同时，兼顾了污染物排放特性。

图6为燃烧温度与燃烧效率、SO2
及NOx
排放质量浓度的关系曲线。由图6可以看出，在燃烧温度为950～1000℃时，燃烧效率进入高效区间（≥98.85%），且SO2
及NOx
排放质量浓度上升较为缓慢，因此，炉膛燃烧温度按此合理温度区间的中间值975℃设计。锅炉主要设计参数见表2。

高温型超超临界660 MWCFB
锅炉为变压运行直流炉，炉膛为单炉膛、单布风板结构，水冷壁采用垂直管圈低质量流速技术，炉膛底部的水冷布风板上布置环形稳流型风帽，炉膛高度55 m，截面热负荷设计值为3.52 MW/m2，锅炉主要尺寸见表3。

炉膛水冷壁换热系数按已建立的关联模型进行计算，即

式中：h2
为换热系数，W/(m2·℃)；Tb为炉膛温度，℃；ρsus
为悬浮颗粒质量浓度，kg/m3；为悬浮颗粒质量浓度指数。

图7为锅炉的汽水流程。尾部烟道内自上而下依次布置一级过热器、低温再热器及省煤器。与旋风分离器连接的立管下端的6个气动均流换热床（CHE）内，分别布置二级过热器冷段、热段受热面及高温再热器。炉膛内与两侧墙垂直方向布置14
片屏式高温过热器及10
片翼形水冷屏。锅炉的旋风分离器内径为8.2 m，采用长筒体包覆式结构，其包覆受热面壳体为初级过热器，内壁敷设超高强度耐磨耐火材料。

气动均流换热床内受热面的换热系数按已建立的关联模型进行计算[17]，即

式中：h2为换热系数，W/(m2·℃)；tb
为换热床受热面区域的床温，℃；ν
为温度指数；uf为流化速度，m/s；为速度指数。

为了保证NOx
排放质量浓度能达到超低排放水平，在旋风分离器入口布置有高效SNCR
脱硝系统。

4

旋风分离器流量分配特性数值模拟

旋风分离器是CFB
锅炉的关键部件，高温型CFB
锅炉由于炉膛出口温度高于常规CFB
锅炉（850～920℃），温度升高会使烟气黏度变大，颗粒受到的向心曳力增大，于是分离效率会下降；而且，已有的CFB
锅炉运行表明，3个分离器布置在炉膛同侧，分离器之间存在着流量分配不均匀性，这种流量分配特性会影响床温的均匀性，不利于NOx及SO2的控制。因此，需要从旋风分离器入口流场分布等方面研究改善分配均匀性和保证高温旋风分离器的性能。

针对高温型
660 MW
超超临界
CFB
锅炉
6
个旋风分离器的
3
种布置方案进行了数值模拟研究，重点分析了分离器内颗粒运动轨迹与颗粒流量的分配特性，并对布置方案进行了优化研究。

数值模拟使用SolidWorks
软件对旋风分离器进行3D建模，用ICEM
处理软件进行网格划分，用Fluent
软件进行数值计算。图8为数值模拟得到的3
种布置方案的分离器入口中心高度截面的颗粒质量浓度分布。

从图8可以看出：

1）方案1中，中间2个分离器灰颗粒质量浓度更高更集中，显示该入口处灰颗粒流量更大。但颗粒流沿水平烟道中间区域进入分离器，该布置不利于分离器内颗粒的分离。

2）方案2中，改变分离器水平烟道形状，并布置成轴对称方式，使得6个分离器入口灰颗粒质量浓度分布整体较均匀，但中间2个分离器，颗粒流也没有贴着水平烟道外侧进入分离器。

3）方案3将方案2改为中心对称布置方式，分离器L2
水平烟道内颗粒流得到改善，颗粒流从烟道内侧向外侧偏转，但幅度有限，整体上颗粒流并未沿着烟道外侧进入分离器。

4）3
种布置方案整体上中间2个分离器的灰颗粒质量浓度稍大于炉膛四角上的4个分离器。

图
9
给出了3种布置方案的各个分离器入口的颗粒流量分配值。由图9可以看出，方案2
中6个分离器入口颗粒流量分配整体较均匀，最大流量偏差为2.37%。右侧中间分离器颗粒流量最高，较平均流量高出9.0 kg/s。根据以上数值模拟结果，选取方案2
的布置方式作为锅炉旋风分离器布置的优选方案。

5

结论

1）高温型CFB
锅炉燃烧技术可有效降低难燃煤种飞灰可燃物含量，提高燃烧效率。

2）本文研究设计的高温型超超临界660MWCFB
锅炉技术方案中，主蒸汽温度605℃，再热蒸汽温度623℃，炉膛温度975℃，锅炉整体为H型布置方式，采用单炉膛、单布风板结构，热循环回路带有气动均流换热床。锅炉热效率设计值93.56%。

3）数值模拟对6个旋风分离器的布置方式优化后，各分离器入口颗粒流量最大偏差为
2.37%，分布较为均匀。该高温型CFB
锅炉技术方案为超超临界660MW CFB
锅炉的工程应用奠定了良好的技术基础。

文献信息

孙献斌,林伟荣,韩应,刘海峰,赵鹏勃,金森旺,时正海,王海涛.高温型CFB锅炉关键技术与设计方案研究[J].热力发电,2020,49(05):1-6.