一、前言
    SG-440／13.7-M566型循環流化床鍋爐系上海鍋爐廠有限公司在引進、吸收ALSTOM公司（美國分部）循環流化床鍋爐技術的基礎上，運用了ALSTOM公司驗證過的先進技術和幾十臺超高壓中間再熱循環流化床鍋爐設計、制造、運行的經驗，進行本鍋爐全套設計的產品。
    電廠三期工程為2×135MW機組，鍋爐為SG-440／13.7-M566型循環流化床鍋爐，其中第二臺#6機組于2005年7月29日通過72+24小時試運，移交生產后鍋爐運行穩定，性能良好。
    鍋爐優化試驗的目的是全面檢查和了解鍋爐燃燒系統及輔助設備的運行性能，進行旨在提高鍋爐效率、優化鍋爐運行參數、減輕磨損的燃燒調整試驗。優化試驗項目主要包括：冷態試驗及熱態試驗。
二、鍋爐及系統簡述
1、鍋爐簡介
    鍋爐主要由汽包、懸吊式全膜式水冷壁爐膛、絕熱式旋風分離器、U型返料回路以及后煙井對流受熱面組成。
    爐膛上部布置2片水冷屏和12片屏式過熱器，其中水冷屏對稱布置在左右兩側。爐膛與后煙井之間，布置有兩臺絕熱鋼板式旋風分離器。分離器下部各布置一臺非機械的“U”型回料器，回料器底部布置流化風帽，使物料流化返回爐膛，在后煙井包覆墻中間設置隔墻包覆過熱器，將后煙井分隔成前后二個煙道，在前煙道內布置再熱器，后煙道內按煙氣流向依次布置高溫過熱器和二級省煤器。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。
    鍋爐汽水系統回路包括尾部省煤器、汽包、蒸發受熱面（爐膛水冷壁和水冷屏）、后煙井包覆過熱器、屏式過熱器冷熱段、高溫過熱器及再熱器。過熱器系統中，在屏式過熱器冷熱段之間設置一級噴水減溫器，在屏式過熱器熱段和高溫過熱器之間布置二級噴水減溫器。在再熱器和二級省煤器出口設置煙氣調節擋板，通過調節擋板開度改變流經再熱器的煙氣量，從而控制再熱蒸汽出口溫度。在再熱器兩側進口管道上均設有事故噴水裝置。
  鍋爐采用兩次配風，一次風從爐膛底部布風板、風帽進入爐膛，二次風從燃燒室錐體部分進入爐膛。鍋爐共設有四個給煤點和四個石灰石給料口，均勻地布置在爐前。爐膛底部設有鋼板式一次風室，懸掛在爐膛水冷壁下集箱上。本鍋爐采用床上啟動點火方式，床上共布置4支（左右側墻各2）大功率的點火油槍。同時在爐膛燃燒室左右兩側各布置一臺流化床冷渣器（現已改成滾筒式冷渣機）。
  煙氣攜帶大量的物料自下而上從爐膛上部的后墻出口切向進入兩個旋風分離器，在旋風分離器中進行煙氣和固體顆粒的分離，分離后潔凈的煙氣由分離器中心筒出來依次進入尾部煙道里的高溫過熱器（再熱器）、省煤器和空氣預熱器，而后排出鍋爐，進入除塵器后由引風機送入煙囪，排人大氣。2，鍋爐主要技術參數三試驗結果和分析
1、冷態試驗
  1.1風量標定
   鍋爐風量標定試驗主要測量實際風量值與測量元件輸出的動壓值，以實現DCS上各運行風量的正確顯示。
    1.1.1試驗原理與方法
    風量標定試驗采取各個流量測量元件單獨測定的方法進行。對于每個流量測量元件，調整相關風門擋板，在不同的風量下，測量通過該風道的實際風量值和該流量測量元件的動壓值，得出風量與流量測量元件動壓值之間的對應關系。
    實際風量值按照多點等截面網格法用標準畢托管和電子微壓計進行測量。流量測量元件動壓值用電子微壓計測量。
    流量系數定義為標準畢托管動壓值與一次測量元件的動壓值比值的開方：
    當粘性流體的流動進入自模化區后，流量系數K應該為一定值。考察差壓型一次流量測量元件是否具有良好的特性，主要看其流量系數K值隨流量變化是否保持恒定。
    試驗結果中，給出了每個威利巴元件的流量系數K和標定系數C，并給出了試驗條件下流量與威利巴差壓開方的關系曲線。
   1.1.2試驗結果
   由于現場部分威利巴元件的前后直管段較短，試驗中，用畢托管網格法測量風道截面的速度場時，動壓值變化很大，用普通微壓計（如傾斜式玻璃管微壓計）難以準確讀取數值。本次試驗采用的進口便攜式電子微壓計精度較高，并且能夠方便地對測量值取平均值。試驗中，對每一測量網格點除了往復進行一次外，對每一點還利用該電子微壓計高級功能進行了30次左右的平均。測量結果分析顯示，威利巴的流量系數比較穩定，流量與威利巴差壓開方有非常好的線性關系。
   某風管威利巴元件標定試驗結果，如表1所示。
  從圖1來看，其流量系數K值均比較穩定，試驗條件下風道的流量與威利巴差壓開方呈良好的線性關系，說明標定的數據準確可靠，可以滿足現場使用的要求。從圖2看出，與實際測量值比較，平均偏差7.10%。
   依據同樣的方法進行標定，可知所測的15個威利巴元件流量系數K值均比較穩定，試驗條件下風道的流量與威利巴差壓開方呈良好的線性關系，說明標定的數據是準確可靠的，可以滿足現場使用的要求。但同時也發現了一些原表盤顯示風量與實際測量值偏差較大的情況存在，說明了此次標定的必要性和重要意義。
    1.2布風板阻力特性
    布風板阻力在空床狀態下測定。測量不同風量時布風板在空床時的阻力，可以了解布風板的阻力特性，分析布風板風帽的堵塞或磨損狀況。測量空床時的布風板阻力特性，也是裝入床料后的其它冷態流化特性試驗數據處理的基礎。此外，由冷態布風板阻力試驗還可以推導出熱態時的布風板阻力特性計算公式，可為熱態運行時根據風室壓力判斷料層厚度提供參考。
    1.3臨界流化風量試驗
    臨界流化風量是流化床鍋爐正常流化運行的最小風量，小于此風量后床料不能正常流化，高溫下會在爐內發生結焦現象。
    通過多個風量點的測量，分析料層阻力隨著風量變化的情況，可以準確得到該鍋爐的臨界流化風量。本鍋爐在采用現場床料，靜止料層厚度800mm條件下的臨界流化風量如圖4所示：
    由圖4可見，本鍋爐臨界流化風量為103000(m3／h，20℃)。即鍋爐運行最小風量不低于103000(m3/h，20℃)。臨界流化風量與料層厚度理論上沒有直接的關系，只要風機壓頭能夠滿足，且料層不出現穿孔現象，不同料層厚度的臨界流化風量是一致的。床料顆粒分布是影響臨界流化風量的最重要的因素。從經驗上講，可以通過采用細床料（相同條件下，床料顆粒越細，臨界流化風量越小）、小風量（保證流化）點火，大幅度節油，只是在操作上對技術要求較高。
    1.4布風均勻性和返料特性
    布風均勻性試驗是在臨界流化風量試驗的充分流化狀態時進行，主要檢查鍋爐風帽的布風均勻性和鍋爐布風板載料運行的能力。具體做法是：在床料充分流化后，突然跳停風機，觀察床層表面。床面乎整，說明布風板布風均勻；如果出現鼓包現象，一定要對鼓包區域進行清理檢查，并在清理檢查完畢后重新進行布風均勻性試驗，直至平整。
  返料特性試驗則是在布風均勻性試驗的同時進行，通過觀察兩側（對于大型鍋爐來說，返料口會有4個或更多）返料口下部形成的返料堆積形狀，判斷兩側返料是否平衡及正常。
通過試驗，可得出本鍋爐布風板在臨界風量以上運行時可良好流化，而返料系統工作也是正常的。
2、熱態試驗
    熱態試驗主要內容包括調整總風量、一二次風比例、松動返料風量、二次風分配、床壓、煤粉粒度和
燃燒溫度等試驗。
  2.1松動返料風
    返料器是循環流化床鍋爐的重要部件之一，其功能有2個：(1)返料將分離下來的飛灰順利地送入爐內，并隨鍋爐參數及負荷的變化完成對循環物料量的自動調節。(2)密封防止主床的煙氣反竄進入旋風分離器。返料器風量的控制對分離器循環倍率的高低有著顯著影響，本次試驗通過調整松動返料風有效的提高了爐內灰濃度，使得爐膛溫度分布更加均勻。
    由圖5可以發現，隨著松動風量的減少，爐膛下部溫度略有所降低，中部和上部溫度均有所上升，表明爐內循環灰濃度有所提高，有利于均勻爐膛溫度，降低飛灰可燃物，提高鍋爐效率。此外，松動風量的減少降低了分離器內的氧濃度，對預防分離器內局部超溫結焦也有一定幫助。
    圖6為返料風量對爐內燃燒的影響，由圖看出，隨著返料風量的增加，飛灰可燃物降低，鍋爐效率增加。
2.2一、二次風比率
  在CFB鍋爐中，不同的一、二次風配比，對CFB的燃燒乃至熱量分配有著重要的影響。因此，一、二次風配比的調整是CFB鍋爐運行調整的重要手段。
    一次風量的多少直接影響爐膛密相區的燃燒份額。對于無煙煤，由于其燃燒的滯后性，在進入爐膛后有一段時間內反應放熱較少，較大的一次風份額反而會降低下部密相區床溫，對燃盡不利。
    爐膛下部密相區作為鍋爐穩定燃燒的熱源，必須有一定的燃燒份額，但一次風比率偏大會使燃燒中心段上移，實際表現為爐膛出口段溫度過高等。一次風率過高，還易形成爐膛內流化速度太高，水冷壁磨損加劇，嚴重時整個爐溫下降，惡化運行工況；而一次風率過低，不僅影響爐內灰粒子充滿度的均勻性，底渣可燃物含量偏高，且嚴重時會影響布風板上流化不均，形成結焦。因此，必須選擇較合適的一次風率，以實現高的燃盡程度，并減輕水冷壁磨損。
    二次風率偏高，爐膛上部燃燒分額增加過多，易引起過熱器超溫；二次風率偏低，其剛性不足，不易穿透回流區，形成貼壁上流，無法發揮對還原區補充氧量的作用。因此，二次風的配入應以提高其剛性為主，風口截面不宜太大，避免其出現高流量、低流速運行的情況。
    CFB鍋爐的煙氣中粉塵濃度大，受熱面溫度高，磨損較大。在保證一次風量大于臨界鳳量的條件下，適當降低一次風量，可以在很大程度上降低循環物料對水冷壁的磨損，而燃燒完全所需的氧氣可以由二次風補充。這種調整方式在保障降低CFB鍋爐的磨損問題的前提下，既嚴格控制了飛灰可燃物的含碳量，又降低了排煙溫度，可以盡可能提高鍋爐燃燒效率，達到預期的調整目的。
    圖7為鍋爐燃燒效率與一次布風板風量的關系曲線，表明本鍋爐效率隨布風板風量的增加而降低。
2.3總風量
  CFB鍋爐送風既要保證床料的正常流化也要保證爐內燃料充分有效的燃燒。給入爐膛總風量的變化，表現為過量空氣系數（或氧含量）的變化。隨著總風量的提高，氣相氧氣濃度相應提高，加快了氧氣的傳質速率和氣固反應速度，在煤顆粒爐內相對固定的停留、反應時間內，其最終反應程度提高，具體體現為燃盡程度的提高，即飛灰含碳量降低。
  如果爐內氧量過低，燃料因缺氧而燃燒不充分，將會導致飛灰和底渣含碳量上升。而爐內氧量過高時，特別是由過量氧產生的有利于燃料燃盡的正效應小于尾部排煙損失增加的負效應時，反而使得鍋爐效率降低。另外，過高的風量也會使尾部煙氣流速大干設計值，加劇爐內和尾部煙道受熱面的磨損。
    當過量空氣系數偏低時，燃料燃盡程度變差，化學和機械不完全燃燒熱損失增加。當過量空氣系數偏高時，風機電耗增大，煙氣排放量增多，排煙熱損失加大，且可能導致過熱蒸汽超溫。因此，從CFB鍋爐自身的要求來講，為了保證燃盡、減少排煙損失并控制NOx的生成，需嚴格控制爐膛出口過量空氣系數。
    對于燃用無煙煤的鍋爐，由于其難燃盡，一般需要相對較高的過量空氣系數。此時，排煙氧量增加，爐內氧濃度增加，有利于煤的燃盡，使飛灰可燃物明顯降低，但過高的氧量會導致燃燒溫度降低和排煙損失增大。
  2.4二次風配比
  通常情況下二次風分為多級分層送入，其在不同部位的風量分配，決定了氧量在爐膛內的均衡分配。由于CFB鍋爐的運行特點，爐膛中心的缺氧燃燒非常普遍，合理的燃燒配風對CFB鍋爐的經濟運行有重要意義。
    由于受限于二次風管超溫，風門調節幅度有限，測試表明，上層二次風份額增加對效率提高有益，實際運行中可將上二次風門全開，并適當關小下二次風門。
2.5燃燒溫度
    燃燒溫度對難燃煤的燃盡影響較為明顯。燃燒溫度越高，越有利于其燃盡。提高燃燒溫度，可以直接提高燃燒反應速度，減少細顆粒煤焦的燃盡時間。
    本鍋爐燃用煤質為無煙煤，其燃盡性能較差，床溫提高有利于燃盡，但過高床溫易造成結焦，且受限于床溫過高對風帽的不良影響，故而床溫的調整變化不大。
2.6床壓
  對于特定煤種（灰分、成灰特性確定）和特定的鍋爐設備，在風量不變條件下，床壓直接反應了爐內物料濃度。一定范圍內增大床壓，會降低飛灰含碳量。這是因為：床壓的增大可以增加煤顆粒在爐內的停留時間，而停留時間的增加可以顯著降低飛灰中未燃盡的可燃物含量。
    床壓偏低也會使床溫容易波動，從而導致負荷波動，床壓增加有益于床溫控制。試驗結果表明，滿負荷時床壓運行在13-14kPa燃盡程度好，鍋爐效率高，負荷更趨平穩。根據試驗，過度增加床壓也會相應增加送風機電耗，且會降低爐膛整體燃燒溫度水平，導致鍋爐效率降低。
    2.7給煤粒度
    從煤的燃燒機理來講，燃燒無煙煤、貧煤要求粒度越小越有利于燃盡。煤在爐內的燃燒是氣、固相的化學反應，固相的比表面積、熱崩裂性對反應的完成程度影響較大，一般來說，煤的粒度越細，熱崩裂性越好，比表面積就越大，反應也越易進行。上述分析對于燃煤顆粒一次通過爐膛的煤粉爐而言是正確的。但對于CFB鍋爐，根據以往試驗結果，過多的細煤粒度也會造成飛灰含碳量較高，對干具體的入爐煤來說，存在最佳的粒度分布。這主要是因為一次性通過爐膛的均為極細的煤顆粒，其給入爐膛后，約5-7秒就被帶到分離器，上行過程中由于磨蝕和破裂顆粒尺寸進一步減小，分離器難于捕捉這么細的顆粒返送爐膛，會直接飛出爐膛，不利于燃燒完全。而對于較粗的顆粒，可以被分離器捕集并返送回爐膛循環燃燒，能夠保證顆粒的燃盡。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。
    但對于實際的入爐煤，一般只能控制最大粒度限值，對其粒度級配包括其細組分的構成比例往往是由煤的破碎特性和破碎設備的性能所決定的，對確定的制備系統和特定的煤種，實際上很難對細粒度的構成比例進行控制。
    在鍋爐優化運行期間，與典型的粒度分布相比較，試驗入爐煤<lmm細組分明顯偏高，一般在55%以上。因此建議調整燃煤粒度，降低<lmm入爐煤份額，使之不超過30-35%，同時控制最大粒徑不超過8mm，可有效緩解后燃，降低飛灰可燃物及排煙溫度。
四、結束語
    通過以上冷態試驗及熱態試驗等優化試驗項目，達到了全面檢查和了解鍋爐燃燒系統及輔助設備的運行性能的目的，并積累了一定的運行經驗，其中的優化措施為135MW CFB鍋爐更加安全、穩定和經濟運行提供了可靠的保證。