FW公司設計制造的燃燒器前墻大風箱集中布置的鍋爐存在幾個較大問題：低負荷下飛灰和底渣可燃物含量高；爐膛凝渣管出口煙溫高，較容易發生前煙道進口堆渣；爐膛及煙道煙溫分布呈兩側高、中間低的M型，造成再熱器管超溫嚴重。本文就某電廠一直存在的低負荷下飛灰和底渣可燃物含量高，并在燃燒系統低氮改造后進一步增大的問題，以及對2008年8月發生一次低負荷下堆渣現象進行了一系列熱態對比試驗和煙道氧量分布試驗，并在冷態對磨煤機一次風管和各燃燒器出口二次風速進行了測量，以分析燃燒器一、二次風量分布的均勻性，查找上述問題產生的原因和解決方法。
1、鍋爐改造前后的設備運行狀況
    某電廠1號及2號爐是350 MW機組鍋爐，由FW公司生產的亞臨界自然循環汽包鍋爐。每臺鍋爐配有16只流量可調的雙調風燃燒器，分4層全部布置于前墻，由上至下編號依次為A、B、C、D，燃燒器從B側到A側序號是1、2、3、4。所有燃燒器共用前墻的1個大二次風箱。為了防止燃燒器區域高溫腐蝕和結渣，在前墻最下層燃燒器下部的兩端外側各設1只直徑為930 mm的邊界風噴口。每只燃燒器配有電動的二次風套筒擋板，套筒擋板有“關”、“點火”、“全開”等3個邏輯位置，對應燃燒器停運、油槍運行和燃燒器運行方式。富通新能源生產銷售生物質鍋爐，生物質鍋爐主要燃燒顆粒機、木屑顆粒機壓制的生物質顆粒燃料，同時我們還有大量的楊木木屑顆粒燃料和玉米秸稈顆粒燃料出售。
    電廠分別于2005年和2007年在1號、2號爐上進行了降低NO，的燃燒系統改造。改造的主要內容是保留每只燃燒器原有的二次風套筒擋板及控制邏輯和徑向調整的外調風器葉片，將原有燃燒器一次風和內二次風部分更換為具有更低NO。功能的Opti-Flow rM燃燒器。在燃燒器的上方增加4只燃盡風(OFA)噴口，在上層燃燒器靠兩側墻處增加2只防止高溫腐蝕的側翼風(WP)噴口，對原來的大二次風箱增加了均流裝置，減小了中間兩列燃燒器通風面積，并調小其調風器邏輯全開的定位，以提高各燃燒器二次風配風的均勻性。
    燃燒器改造前后2臺磨煤機低負荷運行情況見表1。由表1可知，改造前后鍋爐均存在飛灰可燃物高的問題，下二層燃燒器運行時還出現底渣可燃物特別高的現象，尤其是燃燒系統低氮改造以后1號爐的問題更加突出。
    由表l可以看出，最下二層(CD)燃燒器運行時的灰和渣可燃物最高，最上二層(AB)燃燒器運行時飛灰可燃物和底渣可燃物相對較低。通過試驗還發現，下二層燃燒器(CD)運行時比上二層燃燒器(AB)運行時達到相同氧量所用二次風量要大40 t／h，同樣高負荷時的下三層燃燒器運行時比上三層燃燒器運行時所用二次風量要多用50—60t/h。在下二層和下三層燃燒器運行時鍋爐經常出現兩側氧量偏差較大，在工況小幅波動或稍做風量調整會發生爐膛兩側氧量反向大幅度變化的燃燒器搶風現象。1號爐運行中時常發生CO高、燃燒區黑煙多的燃燒惡化情況，在二層燃燒器運行的低負荷下發生了一次爐膛出口煙道堆渣故障，同時發現底渣可燃物高達50%。
2、鍋爐配風及灰渣可燃物高的原因分析
    煤粉在爐內燃燒的好壞、燃盡程度主要取決
于溫度和氧量（配風）。低負荷運行時爐膛溫度相對較低，一般認為影響煤粉在爐內燃燒和燃盡程度的主要因素是爐膛溫度，那么就應采用降低一次風速、降低氧量、提高風粉混合物溫度等運行調整手段。但是該鍋爐設計的容積熱負荷和斷面熱負荷，以及單只燃燒器熱負荷很高，鍋爐設計容積熱負荷和斷面熱負荷分別為165.8 kW/nf和5.8 MW／rrr2，單只燃燒器設計最大熱負荷82.4MW，所以低負荷運行中采用2臺磨煤機、8只燃燒器運行時，煤粉濃度較高，燃燒區域溫度相對較高。影響燃燒和燃盡程度的主要因素應該是在配風和氧量方面，煤粉燃燒時因為較嚴重的局部缺風造成了燃燒惡化。
3、鍋爐燃燒器一、二次風量分配
3.1熱態一、二次風量的分配
    為了重點查找1號爐低負荷下鍋爐灰渣可燃物高和煙道堆渣的原因。進行了不同二層燃燒器運行組合下變風量以及運行中改變個別燃燒器風量的試驗。通過在煙道內實測氧量分布方法檢查，校核各種燃燒器組合方式在原調風器套筒定位情況下的氧量分布均勻性和一氧化碳產生量。多次試驗表明，當OFA正常參與再熱汽調溫時，保持調風器套筒在原定位情況下沿爐膛寬度煙道中氧量偏差不是很大；CD、BC、AB 2臺磨煤機運行時最低氧量為4.32%，基本可以滿足正常運行要求。
通過對1號爐各磨煤機一次風管風量測量來檢查同層燃燒器之間一次風和煤粉偏差情況，在大、小兩個風量下測得的一次風量相對偏差都滿足小于10%的要求，最大相對偏差7.17%，基本排除了一次風量偏差大造成燃燒不完全的可能性。
3.2冷態測量各調風器風量
    冷態時檢查了1號爐調風器套筒擋板邏輯全關位置對應的實際開度。檢查發現，調風器套筒擋板邏輯全關位置對應的實際開度偏差較大，有7只超過設計的25.4 mm，最大的達到51mm。OFA邏輯全關位置的機械開度也偏大，在26～38 mm之間。
    為了檢查、確認燃燒器之間配風偏差和停運燃燒器冷卻風量，在爐內對燃燒器噴口的內、外二次風速進行了測量，通過燃燒器噴口風速反映燃燒器風量（面積相同）的偏差。測量時總二次風量控制在與鍋爐2臺磨煤機運行時相同的600 t/h，OFA保持全關，只通過冷卻風。測量結果見表2。
    通過測量發現，從停運燃燒器進入爐膛的冷卻風過大，尤其是下二層燃燒器通風時，上邊二層停運燃燒器進入爐膛的冷卻風份額最大。當不考慮從OFA進入的冷卻風量和從側翼風及邊界風口進入的風量時，從AB二層停運燃燒器進入的冷卻風占所有燃燒器進入爐膛二次風量的37.1%。上二層燃燒器運行時，同樣不考慮從OFA進入的冷卻風量和側翼風及邊界風時，從CD二層停運燃燒器通過的冷卻風占所有燃燒器進入爐膛二次風的28, 6%。
    冷態進行1號爐燃燒器二次風速測量時發現，在CD層燃燒器通風工況下，通風運行的C2、C3和D2、D3燃燒器外二次風風量就小于停運的A4、Bl燃燒器的外二次風冷卻風量。停運的Bl燃燒器通過的冷卻風比通風運行的D3燃燒器的風速還高40.51%。同時發現，通風運行燃燒器之間的二次風速偏差也較大，在CD層燃燒器通風工況下，運行燃燒器的C4外二次風風速是D2燃燒器的2.63倍，最大和最小外二次風速分別比平均值高40. 37%和低31. 97%。
    為了進行對比，在2號爐小修時也進行了冷態測量。測量后發現，2號爐停運燃燒器漏風小于l號爐。
    冷態測量中還發現，調風器開度與通過的二次風量不成正比。試驗時將CD層燃燒器運行時風速最低的C2和D2開大，再進行風速測量，在其他條件均不改變情況下將這2只調風器手動開大了30 mm，但測量后發現這2只燃燒器的風速反而由原來的11. 38 m/s和12, 13 m/s降低到9.9m/s和9.8m/s，這也和熱態運行中有時開大氧量偏低區域對應燃燒器調風器時，反而造成該區域氧量進一步的降低相呼應。這可能是因為大風箱配風使各燃燒器調風器處風壓不同，稍做調整時會使各燃燒器風的靜壓和動壓波動，在慣性作用下反而使開大的調風器的燃燒器風量變小。
4、試驗結果分析
    通過對熱態進行的煙道氧量分布測量和冷態進行的燃燒器噴口風速測量證明，造成鍋爐低負荷二層燃燒器運行時灰渣可燃物高的原因是運行燃燒器二次風量偏小，運行燃燒器之間的二次風量偏差大，煤粉燃燒區域氧量過低，煤粉燃盡程度低。以1號爐為例，最下二層燃燒器運行時，通過運行燃燒器進入的二次風量只占鍋爐總二次風量的42. 5%，上層停運燃燒器進入的冷卻風和OFA及側翼風距離煤粉燃燒中心區較遠，風的有效利用率低，造成煤粉燃燒中心區域嚴重缺氧或部分區域嚴重缺氧，同時產生大量的還原性CO氣體，未完全燃燒的焦碳粒通過由停運燃燒器和OFA及側翼風風在上部形成的富氧區時，因為溫度和時間原因仍有較多部分不能燃盡，這樣鍋爐飛灰可燃物含量會較高。最下層燃燒器下部沒有補充風，對灰粒沒有托浮作用，下層燃燒器燃燒不完全時，含有大量可燃物的煤灰顆粒就落入底渣斗內，同樣造成底渣可燃物含量會較高。因缺氧產生的還原性CO氣體能使灰熔點降低，配風和燃燒很差時，灰熔點的下降和燃燒惡化會使灰粒通過凝渣管后溫度仍高于灰熔點，造成低負荷下爐膛凝渣管出口的煙道堆渣，同時灰渣可燃物含量大幅升高。華能日照電廠在查找水冷壁高溫腐蝕原因時，在爐膛后墻對應下二層燃燒器標高處加裝了兩排多個測點，也發現在下二層燃燒器運行時所有測點測得的CO含量均超過2.4%。富通新能源生產銷售的生物質鍋爐以及木屑顆粒機壓制的生物質顆粒燃料是客戶們不錯的選擇。
    與該電廠另外2臺配350 MW機組的3號、4號鍋爐相比，同樣是燃燒器前墻布置，不同的是每層燃燒器一個小風箱，小風箱進口有二次風量調整擋板，沒有設置邊界風。以同樣方式進行冷態燃燒器噴口風速測量中發現，下二層燃燒器通風和上二層燃燒器通風運行時，通過運行燃燒器進入的二次風量分別占鍋爐總二次風量的89, 4%和89. 7%，而且運行燃燒器之間的風量也較均勻，最高（或最低）風速與平均風速的偏差在10%之內。雖然3號、4號爐的容積熱負荷、斷面熱負荷以及單只燃燒器熱負荷均比l號、2號爐低，相比之下燃燒器著火情況也不及1號、2號爐，但灰渣可燃物含量卻比1號、2號爐小得多，這也間接說明了燃燒器配風對煤粉燃燒的重要性。
    根據試驗結果可以認為，造成運行燃燒器二次風量小、氧量低的原因是：
    (1)停運燃燒器邏輯全關的開度大，造成停運燃燒器冷卻風量過大。
    (2)燃燒器改造后增的的OFA和側翼風占去15%～20%份額的二次風。
    (3)邊界風量在低負荷時占去總二次風的21. 7%。因為邊界風在最下層燃燒器下方的外側靠兩側墻處，邊界風對燃燒器煤粉燃燒不產生直接影響，風的有效利用率低，降低了燃燒器區域的燃燒用風。
    (4)該鍋爐所有燃燒器集中布置在前墻的大風箱中，因風箱內風壓分布不均勻，燃燒器的配風不均勻，不同的氧量就會造成燃燒偏差。
5、改  進
    根據冷態風速測量試驗結果，征求了設計人員意見后將1號爐OFA電氣全關零位向下進行了調整，對冷卻風最大的AB層的6只和D層的1只調風器套筒擋板的邏輯全關位置進行了關小的調整，其他調風器因為機械的原因，下調的范圍很小，難度很大，不再進行調整。將C2、D2調風器邏輯全開位置定位開大了150 mm。重新調整、定位后，運行情況有了一定的好轉，OFA調整風量的范圍增大，控制再熱器金屬溫度的能力有較大的提高．1號爐再熱器金屬超溫的時間有很大幅度的降低，分別比前三個月降低了32.6%、52. 3%和78,5%。下二層燃燒器運行和下三層燃燒器運行時CO含量有了一定程度的下降，爐膛下部黑煙沒有了，底渣可燃物含量有了一定幅度的下降。熱態測量煙道內氧量分布的均勻性較好，基本排除了低負荷煙道堆渣的可能。
6、結語
    通過熱態試驗和冷態風速測量找到了鍋爐低負荷下二層燃燒器運行時灰渣可燃物含量高、煙道’堆焦的原因。在1號爐上對OFA和部分燃燒器調風器零位進行了關小的調整，減小了上層停運燃燒器冷卻風量，取得了一定的效果。但因為該鍋爐大風箱的結構特點和邊界風噴口沒有改變，各燃燒器配風均勻性不能得到徹底改善，加之燃燒系統低氮改造后增加了OFA和側翼風，其風量占去較大份額的二次風，而燃燒器調風器零位過大，造成停運燃燒器冷卻風量偏大。因為結構原因沒有得到根本性改觀，所以要使鍋爐灰渣可燃物含量大幅度降低困難較大。雖然通過提高總風量，增加鍋爐過量空氣系數來降低鍋爐灰渣可燃物含量，但會造成鍋爐排煙熱損失增大，使鍋爐效率下降。減小邊界風對于提高運行燃燒器二次風率有益，但調節幅度受爐膛結渣限制。多次試驗證明，目前設備狀況下邊界風關得過小會造成爐膛頻繁結渣、掉渣。要使鍋爐運行工況有一個全面的改觀，筆者認為可以考慮將大風箱分層改為小風箱，調整和檢修調風器和OFA機械裝置，將冷卻風量再進一步降低；同時將2只大噴口的邊界風改為多只小噴口布置在燃燒器下方，并降低其風量比例。

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