改造（LNB）+选择性催化还原法（SCR）技术路线[3]。低氮改造方案、设备制造和运行方式等因素不仅影响改造降氮效果，且直接影响锅炉设备的运行安全[4-9]，在低氮燃烧器改造过程中应引起足够重视。某厂1、2号锅炉系东方锅炉厂生产制造的亚临界压力、一次中间再热汽包炉，2台炉各工况下NO x排放均值约500mg/m3。为满足新的国家环保标准[10]，2号炉和1号炉分别于2012年1—3月和2013年9—11月进行了低氮燃烧器改造。改造后，1、2号炉先后出现一次风室和燃烧器箱壳烧损问题，且2013年改造的1号炉NO x排放比2号炉高100mg/m3左右。 本文针对1、2号炉在低氮燃烧器改造后出现的问题，从改造方案、设备制备及运行方式等方面进行了深入分析，出了问题原因，并据此实施了改进。上下两组燃烧器底顶一次风间距为3110mm。燃烧器一次风率为21.94％，设计风速为30m/s。锅炉采用正压直吹式冷一次风制粉系统，5台中速磨煤机，4运1备，设计煤粉细度R90＝18.4％。 2改造方案
综合考虑低氮排放、防结焦、低负荷稳燃、汽温水平和燃尽5个方面，采用“燃烧器重组+四区燃烧耦合分级”低氮控制技术对1、2号炉进行低氮燃烧器改造。改造后的燃烧器整体优化布置见图1。
2.1主要改造内容
（1）主燃烧器由分组两段布置改为一段布置。
（2）A层一次风标高不动，B、C、D、E层一次风标高下落，燃烧器整体高度由8860mm减小
收稿日期：2015-04-20
作者简介：陆军（1977—），男，江西丰城人，博士，工程师，从事电站锅炉燃烧及节能环保技术的研究工作。发电
第8期为6900mm 。
（3）在主燃烧器上方设置5层燃尽风（SOFA ）。（4）一次风喷口水平浓淡布置，向火侧浓，背火侧淡。 （5）部分二次风与一次风背火偏置10°布置，形成“风包粉”结构。
2.2改造后燃烧器主要参数
改造后燃烧器主要参数见表1。
3
改造后的问题
3.1
2号炉燃烧器烧损
2号炉低氮燃烧器改造于2012年1—3月进
行，性能考核结果表明，各负荷下NO x 排放量由
改前500mg/m 3下降为改后的161.1～197.7mg/m 3，锅炉效率93.86%～94.13%，较ECR 工况原设计效率92.95%高出约1%，改造效果优异。
2013年1月18日，在2号炉运行过程中发
现2号角D 层一次风室及燃烧器箱壳外护板烧损（见图2），电厂随即切断D 磨。2013年2月6日，2号炉停炉检修，入炉检查情况见图3。
3.21号炉燃烧器烧损及高NO x 排放
1号炉低氮燃烧器改造于2013年9—11月进
行。启炉后的调整试验结果及日常运行数据表明，各负荷下NO x 排放量250～300mg/m 3。相同的改造方案条件下，1号炉的NO x 排放比2号炉高约100
mg/m 3。
2014年1月，1号炉运行过程中先后发现2
号角B 、C 、D 层一次风室及燃烧器箱壳烧损（见图4）。
4
原因分析
4.1
2号炉燃烧器烧损
从煤种变化、改造方案及运行3个方面分析
了2号炉燃烧器烧损的原因。
4.1.1煤种变化
1、2号炉设计煤种为神府东胜烟煤，干燥无
灰基挥发分V daf 为36.44%，属中高挥发分烟煤。目前，电厂常用燃煤为印尼烟煤及菲律
图1
燃烧器布置
Fig.1
The arrangement of burners
表1
燃烧器主要参数
Table 1
Main parameters of burners
图22号炉燃烧器烧损情况
Fig.2The burner burnout in Boiler 2
图3
2号炉燃烧器一次风室烧损情况
Fig.3The primary air pipe burnout in Boiler 2
陆军等：LNB 改造后燃烧器烧损及NO x 排放高原因分析
发电
第48卷
中国电力
V daf均值在45%左右，有时甚至高达50%，属于
高挥发分甚至特高挥发分煤。挥发分越高，着火
温度越低，越易着火，因此煤粉着火点提前，距
一次风喷口很近，导致燃烧器喷口附近区域出现
局部高温，燃烧器一次风室壁温显著升高。
4.1.2改造方案
改造方案没有充分考虑煤种变化因素，仍按
中高挥发分煤设计，燃烧器喷口采用钝体结构，
并且位置缩进喷口内40mm，进一步导致煤粉提
前燃烧，并进一步恶化了燃烧器喷口附近区域局
部高温情况。同时，一次风室采用常规的“碳钢+
陶瓷”防磨设计。陶瓷材料耐磨性能良好，但是
遇到局部高温或温度不均，则易碎易脱落。脱落
的陶瓷在一次风室内易造成煤粉堆积，引起煤粉
燃烧进而烧损一次风室及燃烧器箱壳。
4.1.3设备运行
从运行经验看，燃烧器回火是一次风喷口及
风室烧损的常见原因。但是，从2号炉运行数据
历史记录看，在满负荷条件下，各磨一次风量在
70t/h左右，一次风温在67℃左右，一次风压在
1.7kPa左右，一次风喷口煤粉气流速度在28m/s
左右。考虑到印尼煤、菲律宾煤水分较大，经水
分修正后的一次风喷口煤粉气流速度在30m/s左
右，此速度远大于烟煤20m/s左右的火焰传播速
度[11]，运行中存在回火的可能性很小。另外，从
烧损的2号角D层一次风室看，烧损部分位于风
室近喷口端的底部和外侧壁，烧损部分与喷口之
间风室并未出现烧损情况。如果2号炉一次风室
烧损是回火所致，则这一区域的风室也将一同烧
损。因此，回火烧损的可能性基本可以排除。
从运行数据历史记录看，2号炉运行过程中
周界风开度在满负荷条件下控制在20%～30%，有
时甚至全关。周界风在燃用易着火烟煤时，可以
起到推迟着火、托住煤粉、遏制煤粉颗粒离析及
因此，当燃用挥发分较高的易
燃煤时，周界风应适当开大。
4.1.4小结
从以上分析可以看出，2号炉实际燃用的印
尼煤和菲律宾煤都是高挥发分甚至特高挥发分煤，
与原设计煤种有显著变化。但是，在2号炉低氮
燃烧器改造设计及改后的日常运行中，均未充分
考虑燃煤挥发分显著提高对锅炉燃烧带来的影响，
甚至采取了一些错误的稳燃措施和不恰当的运行
方式，造成燃烧器喷口附近区域出现局部高温。
局部高温引起两个问题：①喷口挂焦；②一次
风室喷口附近的陶瓷片高温受热，膨胀碎裂脱落。
喷口挂焦和陶瓷片脱落堆积，都将影响煤粉气流
的正常流动，甚至造成部分煤粉在陶瓷脱落区域
堆积。同时，缩进布置的钝体设计在喷口前沿造
成大回流区，进一步加剧了煤粉的回流堆积，最
终煤粉在一次风室内大量堆积燃烧，将一次风室
和燃烧器箱壳烧损。
4.21号炉燃烧器烧损及高NO x排放
1号炉改造时间较2号炉晚，其一次风室采
用耐磨铸钢防磨，钝体无缩入设计，其他与性能
相关的设计与2号炉相同。
虽然都是一次风室及燃烧器箱壳烧损，但1
号炉与2号炉的烧损情况存在明显差异。从现场
照片看，2号炉的烧损是从一次风室中间某处开
始，然后再引起箱壳烧损，这从一次风室烧损区
域靠近喷口的部分仍完好可以得到印证。而1号
炉的烧损是从一次风室前端开始，从前端向后端
发展，最终引起箱壳烧损，这从一次风室前部几
乎烧损殆尽，以及一次风室隔板间烧结残渣前部
垂直堆满，后部斜坡堆积可以得到印证。由此可
以看出，2号炉的烧损是在一次风室内部，而1
号炉的烧损是从外到内，这一内一外是两次烧损
的重要差异。
下面具体分析1号炉一次风室和燃烧器箱壳
烧损的原因。1号炉燃烧器一、二次风喷口间隔
布置，上、下两层喷口之间存在80～330mm的间
隙。由于上、下喷口气流为高速流动的一、二次
风，此间隙区域会产生一个明显的负压区。由于
负压区的存在，一次风粉气流中的部分煤粉将回
流至喷口根部。为避免这部分煤粉被负压回流带
入燃烧器的隔板区域，在上、下两层喷口之间会
设计封堵挡板。查看现场设备到货照片，可以发
现1号炉燃烧器虽然设计有封堵挡板，但生产厂
家漏装（见图5左侧），而2号炉的封堵挡板正常
安装（见图5右侧）。由于1号炉未安装封堵挡板，
导致运行过程中不断有煤粉被负压区回流带入隔
板区域，堆积在隔板区域的煤粉燃烧，造成一次
风室及燃烧器箱壳烧损。图4中隔板内的烧结残图41号炉燃烧器烧损情况
Fig.4The burner burnout in Boiler1
发电
第8期渣呈里面斜坡外面垂直堆积，表明煤粉是不断被卷吸到隔板区域的。
封堵挡板除了有阻止煤粉被负压回流带入燃烧器隔板区域的作用，同时还有减小燃烧器漏风的作用。没有封堵挡板，相当数量的二次风从喷口之间的间隙漏入炉膛，导致主燃烧区域的过量空气系数增大，降低了空气分级效果，最终导致
NO x 偏高。同时，大量的燃烧器漏风会引起炉膛-风箱差压变小，二次风刚性不足，造成主燃烧区域的气流扰动差，这将对煤粉颗粒的燃尽产生不利影响。
5
解决措施及效果
5.1
2号炉燃烧器烧损
基于上述原因分析，提出了如下解决措施。设计方面：将“碳钢+陶瓷”防磨改成耐磨铸
钢防磨，杜绝因局部高温引起的陶瓷脱落而造成的煤粉堆积；喷口钝体取消40mm 的缩进设计。运行方面：适当提高一次风压，推后煤粉气流着火点；优化上煤方式，在下层燃烧器燃烧挥发分较高的煤，上层燃烧挥发分较低的煤，在炉膛高温区域烧较低挥发分煤；运行时适当开大一次风喷口周界风风门，强化冷却，推迟着火。
自2013年2月，2号炉按推荐运行方式，未再发生一次风室和燃烧器箱壳烧损问题。同时，各措施未对低氮效果和锅炉效率产生影响，问题得到彻底解决。
5.21号炉燃烧器烧损及高NO x 排放
基于1号炉燃烧器烧损和NO x 排放偏高原因分析，利用1号炉停炉检修机会，加装了封堵挡板。受施工条件限制，部分区域加封堵挡板较困难，但严格保证了间隙大于40mm 的各喷口空隙的封装。自2014年3月，1号炉再未发生一次风室及燃烧器烧损问题。进一步完善后的性能试验结果表明，在高中低各负荷条件下，1号炉的NO x 排放值在136.8～169.85mg/m 3，优于2号炉。锅炉
效率在93.51%～94.02%，较ECR 工况原设计效率的92.95%高出0.6%～1.0%。1号炉低氮燃烧器改造效果优异。
6结论
以某电厂1、2号炉低氮燃烧器改造后出现的
一次风室和燃烧器烧损问题，以及相同设计方案条件，1号炉NO x 排放比2号炉高100mg/m 3的问
题，从改造方案、设备制造及运行方式等方面分析了原因，并采取了相应改进措施。从该厂1、2号炉出现的问题看，电站锅炉的低氮燃烧器改造是一个系统而细致的工作。首先，在方案设计过程中，要注意设备的边界条件，尤其是煤质变化。对于涉及设备运行安全的细节，尽量采取稳妥可靠的技术。其次，设备制造质量与设备运行安全和低氮效果密切相关，要加强对燃烧器设备的加工监造，保证设
备质量。最后，运行方式对设备运
行安全有重大影响，低氮燃烧器改造后，燃烧器的运行特点较改前有明显变化，要加强对运行人员的技术培训，在保证低氮运行的同时保证设备安全。实践结果表明，改进措施的实施彻底解决了1、2号炉存在的相关问题，为其他厂类似问题的解决提供了有益借鉴案例。
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燃烧器设备喷口间隙封堵情况
Fig.5The sealing plates between burner nozzles
陆军等：LNB 改造后燃烧器烧损及NO x 排放高原因分析
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第48卷中国电力
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（责任编辑李秀平）
Case Study on Trouble-Shooting of Rotating Machinery Vibration Problems in Power Plants
ZHANG Xueyan,ZHANG Weijun,GE Xiang,YANG Qing
（Xi’an Thermal Power Research Institute Co.,Ltd.,Xi’an710032,China）
Abstract:In this paper,the case analysis on the vibration problems and their trouble-shooting for some steam turbines,generators,the driving motor of condensate water pumps and raw gas booster fans conducted in the past few years are presented.The analysis illustrates the actual application an
d effects of vibration fault diagnosis and control techniques.These faults involve bearing failure,generator dynamic inter-turn short circuit,structure resonance and unstable mass unbalance.In each case,the comments on the conclusion of diagnosis are put forward for reference.
vibration;case analysis;fault diagnosis;vibration control
!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!（上接第115页）
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（责任编辑李秀平）Cause Analysis on Burner Burnout and High NO x Emissions after Low-NO x Combustion
Retrofit for Pulverized Coal Boilers
LU Jun,XU Dangqi,ZHANG Guangcai,NIE Jianping,ZHOU Fei,XUE Ning
（Xi’an Thermal Power Research Institute Co.,Ltd.,Xi’an710032,China）
Abstract:Taking a coal-fired power plant as an example,after low-NO x combustion retrofit in Boilers1and2,the problem of burner burnout in the two boilers arises and the NO x emissions from Boiler1are about100mg/Nm3more than those from Boiler2,which endangers the secure operation of the boilers and the normal commissioning of the denitration equipments.Therefore,the cause analysis on these problems is made from the aspects of retrofit design,equipment manufacturing and
operation modes.The analysis figures out that: (1)in the low-NO x combustion retrofit design for Boiler2,coal type changes are not taken into account,only the routine measures for combustion stabilization are taken and the surrounding air damper opening degree is small,which leads to local high temperatures in the burner zone and coal powder accumulation and combustion in the primary air pipes caused by burner anti-wear ceramic shedding.
(2)during the burner manufacturing of Boiler1,the sealing plates between the burner nozzles are not welded following the design requirements.The coal powder is brought back to the burner separators by negative pressure reflux and burned on the separators,which results in burner burnout.Meanwhile,the gaps between the burner nozzles are not sealed,causing serious auxiliary air leakage and reducing the effects of air staged combustion,which leads to high NO x emissions.Based on the above analysis,the improvement is carried out,thus the problems existing in Boilers1and2are solved effectively.The improvement can provide guidance on solving similar problems for other power plants.
Keywords:low-NO x combustion retrofit;retrofit scheme;equipment manufacturing;operation mode;burner burnout;NO x emission
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