1 000MW機組塔式爐塌灰引起MFT的分析及對策

董務明，王國紅，陳 慧，韓東太

（1.銅山華潤電力有限公司，江蘇 徐州 221000；2.中國礦業大學，江蘇 徐州 221116）

隨著超超臨界機組的發展，燃煤鍋爐超大型化是必然趨勢。與Π型爐相比，塔式爐因左右側受熱面熱偏差小、對煤種的適應性強，優勢越來越明顯［1］。但是近幾年來，塔式爐上部受熱面易積灰導致磨組火檢喪失、跳磨甚至引起MFT的情況越來越嚴重。深入研究塌灰導致MFT的機理，并制定出相應的預防對策，越來越迫切、重要。

1 系統概況

某公司2×1 000MW機組配套使用上海鍋爐廠生產的超超臨界參數、變壓運行、螺旋管圈直流鍋爐。鍋爐型號：SG-3044／27.46-M53X。采用單爐膛、一次中間再熱、四角切圓燃燒、平衡通風、固態排渣、露天塔式布置方式。設計煤種為神府東勝煤、校核煤種為大同煤。

爐膛寬度21 480mm，深度21 480mm，水冷壁下集箱標高4 000mm，爐頂管中心標高111 275mm。最上層燃燒器中心線距最下層對流受熱面（一級過熱器）屏底距離22 044mm。鍋爐配置6臺ZGM133N中速輥式磨煤機、正壓直吹式制粉系統。燃燒器沿高度方向分為三組，從下向上依次為：ABC磨一組、DEF磨一組，每組均設六層煤粉噴嘴，24只燃燒器。最上一組為SOFA燃盡風燃燒器，分六層風室。燃燒器最下層標高23 001mm，頂端標高45 716mm。

爐膛上部從下向上布置的對流受熱面依次為一級過熱器、三級過熱器、二級再熱器、二級過熱器（下、上部）、一級再熱器、省煤器。該廠的設計及校核煤質數據如表1所示。

表1 燃煤的煤質特性 %

2 MFT發生經過

2.1 發生前運行工況

5號機組電負荷700MW，B、C、D、E磨運行，總給 煤 量 273t／h、總 風 量 2 371t／h、氧 量3.88%、主蒸汽流量1 885t／h、給水流量1 847t／h、主汽壓17.25MPa。八大風機運行正常。高調門開度100%、51／52小機低壓調門開度30%。給水流量、給煤量、引風機靜葉、送風機及一次風機動葉均投自動，主、再熱汽溫等參數正常，CCS控制方式，RB正常投入。

2.2 MFT發生過程

2：01：20，爐膛負壓由-50Pa突升至+530 Pa；

2：01：28，爐膛負壓降至-1936Pa，引風機自動調節正常，期間BCDE磨火檢信號頻閃；

2：01：31，B磨因3／4無火檢信號跳閘；

2：01：34，RB功能啟動，協調系統自動切至TF初壓方式；

2：01：36，自動投入C層油槍，機組RB按照既定工況調節；運行人員手動投入B層油槍；

2：01：38，E磨因3／4無火檢信號跳閘，運行人員手動投入D層油槍；

2：01：42，爐膛負壓+2377Pa（此后在自動調節下趨于正常值），給水流量910t／h；

2：01：36～2：03：37，汽機主汽 A、B調門分別從66.42%、68.05%關至14.69%、15.92%，主蒸汽流量從1 885t／h減少至892t／h，給水流量從1 885t／h減少至801t／h；

2：03：40，給水流量低觸發 MFT，設備聯動正常。7：55，機組重新并網。

3 塌灰引起MFT機理

本文介紹的是一起典型的連續跳磨導致RB動作的事件，但是超出了RB設計范圍而引起鍋爐MFT，機組與系統解列。下面通過實際運行參數，細解塌灰引起MFT的原因及過程。

3.1 持續塌灰砸滅B磨火檢導致B磨組跳閘

塔式爐對高灰分的煤種適應性非常強，但是一級再熱器及省煤器管區域受熱面布置稠密，煙氣流速低，使得該區域在60%及以下負荷長時間運行時極易蓬灰。該機組剛啟動不足3天，上部受熱面未吹灰而引起積灰。該部分蓬灰在機組負荷升高后，煙氣的擾動能力增強，導致大量的積灰塌落，砸滅火檢信號，干擾煤粉著火及燃燒，引起磨組跳閘。

該鍋爐采用四角切圓燃燒方式，煤粉燃燒器產生的高溫煙氣以俯視順時針方向旋轉向上流動。從煙氣中脫離的煙塵及上部塌落的灰流受離心力及重力的作用，以俯視順時針方向旋轉向下脫落。該廠的的PI數據表明，5月6日1：55之前，各磨的火檢信號穩定，強度都在95%以上。1：55，B1燃燒器火檢強度突然減弱至0，其他火檢信號正常。該股灰流砸滅了B1燃燒器的根部火焰，并且隔斷了B1燃燒器對上游煙氣的卷吸，使得B1燃燒器噴出的煤粉因溫度低而未能著火，因而此后B1火檢強度始終為0，但是塌灰尚未顯著擴散并影響到其它燃燒器的著火。

表2 運行磨各時刻火檢強度數值%

B1的熄火使得B2缺少了大量的卷吸熱，著火越來越差。B3的著火受到的影響則更輕微些。2：00：25，C2火檢強度也因被塌灰沖擊而迅速減弱并很快為0。沖擊C2的塌灰隨旋轉射流很快就沖擊了B3燃燒器的著火。2：01：22，B2、B3的著火因多重因素持續破壞而受到嚴重沖擊，火檢強度開始迅速衰弱。2：01：31，B磨因3／4無火檢信號跳閘。如表2所示。

3.2 B磨組跳閘的擾動差點導致C磨跳閘

砸滅C2的的塌灰流，是新產生的灰流還是砸滅B1灰流的擴展呢？結合表2及爐內煙氣實際流速，若為同一塌灰流，該塌灰流應具有如下特征：在3 400mm 的落差時，轉過90°。

B磨跳閘后，對各運行磨組造成了嚴重的沖擊，首當其沖的是鄰層C磨。C磨各火檢信號強度在B磨跳閘后均迅速衰弱。持續沖擊C2燃燒器的灰流因B磨跳閘產生的擾動而偏離C2，灰流的沖擊壓力部分抵消了B磨跳閘產生的巨大擾動，使得C2與C1的著火和燃燒情況反而短時趨向改善。C3、C4的著火情況卻因主要受到B磨跳閘的影響而急劇衰減。因而C磨的火檢信號在B磨跳閘后處于火檢喪失的閥值邊緣而沒有引發3／4無火檢信號跳閘。D磨因受到C磨的緩沖而受到B磨跳閘的影響更小，火檢雖有減弱但是離閥值尚遠。

3.3 導致B磨的塌灰流擴展導致E磨隨后跳閘

如上所述，若C2與B1的灰流若為同一股灰流，由于煙氣在切圓上的高速旋轉，它在3400 mm的中心距上近似旋轉了90°。E1與B1中心距為13 537mm，則其旋轉的角度應為。E與B1／3400×90°=3.98＊90°，剛好吻合1周。結合前述的C2與B1灰流的關系，表明B1塌灰流在旋轉流線上剛好緊貼E1。可見，砸滅B1、C2、E1的塌灰流確實為同一股塌灰流。

2：01：27（見表2），E1火檢強度開始迅速減弱，并很快為0。表明原始塌灰流由于某種原因位置稍許改變或擴大了范圍，砸滅了E1的燃燒器根部，并且阻斷了E1燃燒器根部對上游煙氣的卷吸，使得E1燃燒器熄火。同樣，E1的熄火直接切斷了E2的卷吸熱，使得E2數秒鐘后跟著熄火，E2的熄火切斷了E3的卷吸熱，幾乎在同樣的時間間隔后，E3隨之熄火。這樣，在2：01：38（見表2），E磨因3／4無火檢信號跳閘。

表3 各層煤粉燃燒器噴口的標高及中心距參數 mm

表4 事故過程主要參數

3.4 塌灰流形成及發展過程中對爐膛負壓的影響

塌灰流剛形成過程中，各運行風機的動葉（靜葉）開度幾乎沒有變化。由表4可知，2：01：21，爐膛負壓出現瞬時冒正壓的情況，是由于B1長時間未有效點燃，煤粉在爐膛內積聚，并影響到其它煤粉的點燃及燃燒，這種情況在持續惡化，燃燒持續變差。但是此時爐膛內溫度還比較高，被沖散的煤粉射流在燃燒器上部區域集聚到一定程度后被重新點燃，出現了較小規模的爆燃所致。

小爆燃發生后，對爐內本來就越來越脆弱的燃燒造成了較大的沖擊。雖然總一次風量、二次風量、輔助風門及煤量均無明顯變化，但是主燃燒區的燃燒在進一步惡化，大量的煤粉未有效點燃就被推向SOFA燃燒器區，在該區及其上的空間內再次發生爆燃，由于爐內的空間非常大，所以爆燃使爐膛負壓從-1 283Pa升高2 103Pa而未發生MFT。第二次爆燃，恰在B磨跳閘時發生。爆燃產生的大量熱量幾乎消耗完爐內累積的未燃盡煤粉，在短時間內改善了燃燒環境，此后爐膛負壓逐漸回歸到正常數值。C、D磨漸趨穩定。

3.5 磨組跳閘觸發MFT

2：01：34（見表2），RB程序在B磨跳閘3秒鐘后啟動。由于B磨跳閘后只有3臺磨運行，RB程序檢測的結果是按照兩臺磨跳閘的條件啟動相應程序。2：01：38，E磨的跳閘，使得機組只有C、D磨在運行，DCS仍然按照原RB指令發出迅速關小兩主汽調門以維持既定的主汽壓。其后給水泵因小機抽汽量不足而打不出水。2：03：40（見表2），給水流量低于跳閘值觸發MFT。

4 防止塌灰引發MFT對策

鍋爐各級受熱面在運行中臟污是無法避免的，很容易引發塌灰［2，3］。破壞積灰的量的累積、優化火檢信號的閥值是解決塌灰引發MFT的最主要途徑。

4.1 破壞塌灰的累積

防止塌灰的最有效的方式是低負荷下采用微擾吹灰方式破壞灰的累積。塔式爐的結構特性決定其在低負荷下易于積灰。計算表明，1 000MW塔式爐一再區域的蓬灰量可達46m3。該部分蓬灰可因某一因素從某一薄弱點開始塌落，塌落后該點的灰量變小，引起相鄰部位的灰流向該塌灰點，從而形成了一段時間的持續塌灰流。運行表明，當負荷連續低于600MW的時間超過20h后，積灰量已足以形成持續塌灰流，此時是采取削灰措施的最后關口，否則易導致塌灰跳磨。在現場將吹灰蒸汽壓力降至1.4MPa左右，一支接一支的手動對一再等上部受熱面吹灰，使得積灰擴散并大部分隨煙氣帶走，不會導致多個火檢喪失而跳磨。如機組負荷持續在50%左右，堅持每天對一再受熱面完成一次吹灰。通過這種方式，鍋爐在低負荷下一直穩定運行，無火檢信號喪失甚至跳磨的情況。

其次是通過增加SOFA風的比例或提高過剩空氣系數，增加SOFA風燃燒器出口的風速，增加了低負荷時氣流的旋轉，增加了煙氣的擾動，抑制了積灰的增長，有效且經濟。

燃料本身的性質在很多程度上決定了鍋爐的積灰特性。現場運行表明，減少受熱面積灰，首先是盡量降低灰分含量，其次是盡量降低堿金屬含量。對于易積灰的煤種，摻燒不易積灰的煤種，可以顯著改善積灰情況。

4.2 優化火檢證實的閥值

從塌灰導致磨組跳閘的情況看，塌灰后火檢信號將大幅度減弱，但是并沒有導致直接熄火。尤其是C、D磨，在其上下層（B、E）磨組連續跳閘后，仍能夠穩定的運行。由于磨組跳閘的火檢證實信號是開關量，若閥值較高，則在火檢強度較高時即判斷為無火。故在實際校驗時，應將開關量火檢的證實閥值盡量調低到火檢強度信號可檢的最小值，這樣，能夠有效防止因閥值高而誤判熄火，確保磨組在不提前跳閘。

4.3 啟用燃燒弱化及油槍快投程序

對塔式爐，燃燒弱化的判據主要是磨組的火檢信號（開關量及模擬量的火檢強度）、爐膛負壓及運行輔機的跳閘信號。除主要輔機跳閘觸發油槍快投程序外，爐膛壓力低一值信號觸發油槍快投，運行磨組任兩個火檢強度低于60%（各廠可據實際情況調整）時也觸發油槍快投程序。油槍快投程序則為信號觸發時，自動同時推進一層油槍，油槍進到位后立即開啟油角閥，利用爐膛內的高溫煙氣點火燃油［4］。利用油槍快投，可以確保磨組著火不良時迅速利用油槍點燃煤粉，爐內燃燒弱化時能夠穩燃。這種優化后的邏輯在現場運行效果非常好。

4.4 高壓調節調閥開度設置最小值限值

由于該廠1 000MW機組的電動給水泵設計容量為30%BMCR機組負荷，機組正常運行時電泵不做備用，僅在啟停機期間電負荷＜30%BMCR使用。當汽泵運行時，為了保證汽泵正常出力，確保給水系統穩定，需要限置高調閥的最小開度。根據RB試驗，在高調閥開度大于19%時，能夠確保動態過程中的汽、水、煤、風等參數的合理匹配。故在DEH中嵌入邏輯：任一汽泵轉速大于3000RPM時，高調閥開度下限為20%。這樣在任何工況下，均能確保汽泵出力，且汽泵、主汽調閥開度及主機均不受MFT后動作保護的影響，確保機組的安全。

5 結論

塔式爐塌灰影響了鍋爐的安全運行。塌落的灰流砸滅了磨組的某個火檢信號，并阻擋了該燃燒器射流對上游煙氣的卷吸，使得射流不再被點燃，灰量大形成了持續灰流，使得該磨組的其他燃燒器相繼熄滅，觸發磨組跳閘。低負荷時采用微擾動吹灰方式，改變運行方式，有效控制了積灰的進一步累積，杜絕了大面積塌灰情況的發生。通過在DCS、DEH中嵌入相應的熱控程序，從多環節上穩定了機組運行。本對策對1 000MW機組具有極大的推廣價值和借鑒意義。

［1］ 丁爾謀.發電廠低循環倍率塔式鍋爐［M］.北京：中國電力出版社，1996.

［2］ 閻維平.500MW機組塔式鍋爐受熱面污染特性分析與吹灰系統優化改造［J］.熱力發電，2011，40（8）：51-56.YAN Wei-ping.Analysis of heating surface fouling behavior and optimized retrofit of soot-blowing system for tower type boiler of 500MW unit［J］.Thermal Power Generation，2011，40（8）：51-56.

［3］ 任銳，姚偉.神華煤結渣特性判別研究［J］.熱力發電，2012，41（2）：8-11.REN Rui，YAO Wei.Study on Slagging Behavior Judgement of Large-capacity Pulverized Coal Boilers Burning ShenHua Coal［J］.Thermal Power Generation，2012，41（2）：8-11.

［4］ 呂太，董務明.基于煤粉爐穩燃的油槍快投策略［J］.熱力發電，2008，37（5）：47-49.LV Tai，DONG Wu-ming.Strategy of putting oil-guns into operation based on stable combustion in pulverized coal boiler［J］.Thermal Power Generation，2008，37（5）：47-49.