摘 要 :国内的 440 t/ h 流化床锅炉通常不进行严格的冷态的标定试验和热态的优化调整 ,运行状况往往因煤质变化很大,炉内和烟道吸热不成比例，受热面磨损和后燃现象严重,影响了锅炉的安全和经济运动。豫联电厂通过对锅炉进行优化调整，增强了锅炉对煤质的适应性，降低了磨损速度，解决了后燃严重的问题，提高了锅炉运行的安全性和经济性。 关键词: 循环流化床锅炉 优化调整 后燃 磨损 思路 实践1 循环流化床锅炉存在的问题及优化思路
1.1 循环流化床锅炉的后燃问题
豫联电厂循环流化床分离器内存在严重的后燃现象，即部分可燃物在分离器内燃烧，导致分离器出口烟气温度升高，出入口温差达在50℃，煤质变化时，甚至达到80℃，旋风分离器出口温度超过1000℃。分离器后燃导致烟气温度上升，使得烟气对尾部对流受热面传热量增加，锅炉减温水量增大，严重影响了受热面的安全。
后燃现象与燃料在炉内不同位置的燃烧份额有关，与入炉总风量、一二次风量的配比有关，与入炉煤的粒度分布有关，同时还与煤的特性有关。试验表明循环流化床锅炉存在核心贫氧区，这是造成后燃的重要原因，如图1。因此解决后燃问题的思路，是通过配风和配煤调整燃烧份额和物料的的均衡。因此可以通过以下调整手段来解决后燃问题：
（1）通过入炉煤粒度级配，特别是通过控制入炉煤小于1mm和R90，减少炉膛上部和旋风分离器的燃烧份额，以保证合理的燃烧份额和物料均衡。
（2）缩短入炉煤的燃烬时间
a.循环流化床锅炉床温偏低，则煤的加热时间较长，不利于煤的快速着火。由于循环流化床锅炉密相区存在乳化相，本身处于还原性气氛，过早送入二次风，只能降低床温，影响燃烧速度。
b.煤的燃烧特性 尤其是燃烧混煤时，两种不同的煤燃烧特性不同，抢风严重，造成了缺氧严重，飞灰可燃物增大，后燃严重。因此煤种对循环流化床的燃烧有很大的影响。如图2
c.风量和风量的匹配问题，如果风、煤、灰的混合差，会影响燃烧速度。
图1 循环流化床锅炉的缺氧核心区 图2 飞灰可燃物与可燃基挥发份的试验关系曲线
1.2 循环流化床锅炉的磨损的问题
循环流化床设计上已经考虑了重要的磨损部位的防磨问题，炉内受热面的不平整度导致的局部磨损各电厂也都认识到了，但在实际运行中，往往由于运行条件的差异，导致磨损部位的转移，这样似乎磨损是不可预料的。这样就给循环流化床锅炉的运行条件的优化和相对稳定提出了很高的要求。同时，也必须在循环流化床运行条件发生变化了以后，及时预测磨损加剧的部位，并采取相应的措施，将主动防磨与被动防磨技术的发展应用在设备管理上，提高机组的可靠性和可控性。
（1）例如：炉膛底部的浓相区的设计高度是一定的，但是随运行条件的变化，锅炉的浓相区会发生很大的变化。高的一次风量和粒子浓度必然就造成实际浓相区的上移。因此，锥段上部1000－2000mm的防磨问题必须重视，很多电厂已经对此部位进行了喷涂。
（2）如果实际运行床压过高，炉内粒子浓度过大，在大风量运行条件下，磨损部位可能达到旋风分离器进口烟窗的下沿。在大修防磨检查中，我们已经发现，在旋风分离器进口烟窗的下沿的边角处几排水冷壁管磨损严重。
（3）床内流化不均，会严重破坏炉内的环核流动模型，炉内的磨损形式发生了很大的变化，大量的高速运动的粒子冲击磨损会加重，会严重导致炉内的粒子的分布不均，部分边角磨损加剧，也会导致密相区浇注料的局部冲击磨损。一些电厂已经出现密相区浇注料由于流化不均引起局部磨损严重，水冷壁暴露的问题。1.3 煤质的变化和劣化
现在在运的循环流化床锅炉的入炉煤由于破碎的原因，往往存在平均粒度偏低，细粒子偏多，粗粒子也偏多，平均粒子直径偏细的问题，同时近年来由于电煤紧张的原因，煤质也得不到保证，这样导致的结果是：
（1）炉内燃烧中心的上移，加剧床温倒置和后燃现象。
（2）给旋风分离器提出了严重挑战，细的未燃烬粒子飞出，增加了不完全燃烧损失。
（3）炉内的床料粒度级配的变化，导致炉内传热的变化，和炉内和尾部烟道热量的分配的变化，自然会导致减温水量的变化，如果受热面材质的富裕量不足，会造成受热面超温。
煤质的变化和劣化，往往导致的直接结果是飞灰可燃物增大。如果煤的发热量超设计太高，灰份太低，炉内热量和物料严重失去平衡，会导致超温结焦的问题，甚至会影响负荷。因此，对于每台循环流化床锅炉必须通过技术经济比较确定煤质的变化范围。我们的经验（设计为无烟煤）是发热量19－24MJ/kg灰份为23——35％。
2 循环流化床锅炉优化调整的关键与实践
循环流化床锅炉的优化调整需从冷态风量的标定和动力场试验开始，但循环流化床锅炉的稳定性导致电厂很少重视这一点。循环流化床锅炉要真正走上正常稳定运行的轨道，必须进行全面的优化工作。优化调整的内容至少包括以下几点：
2.1 冷态的风量标定和动力场试验
（1）冷态进行一次风量、二次风量、高压流化风量、冷渣风量的标定，确定总风量。
（2）一、二次风机出力试验（包括效率）。
（3）播煤风标定和调平（对前墙使用播煤风的锅炉）
（4）给煤槽密封风调平
（5）二次风的调平和挡板特性试验以及不同风量和风压下的二次风速情况。
（6）布风板空床阻力特性试验特性
（7）最低流化风量试验（床料600、900mm、1200mm）测定料层厚度、送风量与阻力特性曲线，确定冷态流化临界风量。并进行低床压下的塌床检查，床内各处流化质量．消除死区，我们的经验是床高600 mm,床料过高则不能检查出布风的不均情况。
（8）测定不同风速下的布风板静压分布。这一点至关重要，往往运用塌床试验不能严格检查布风板的布风均匀情况。
2.2 热态优化调整
（1）煤种接近全年平均指标稳定的混煤
（2）一、二次风比率试验
（3）变氧量试验
（4）二次风调整试验（风量、风压和配比）
（5）变床压试验
（6）变粒度试验（调整细碎机间隙）
（7）典型煤种试烧调整试验
2.3 循环流化床锅炉优化调整实践
根据上述思路，豫联电厂对两台锅炉进行热态的优化调整试验，主要情况如下：
（1）二次风配比对燃烧的影响试验
考虑到循环流化床锅炉的中心的欠氧燃烧，导致后燃严重，试验将二次风挡板调整为：后墙上、下挡板开度25％，前墙上二次风70％，下40％。通过调整，旋风分离器出口温度降低9℃。相同风量下，飞灰可燃物未见上升。见表1：
通过燃烧试验我们发现，二次风量的分级送入的比例和刚度（压力），对燃烧份额的影响很大，原因是循环流化床锅炉存在核心缺氧，通过增加二次风的刚度，炉膛出口（旋风分离器进口）温度下降达9℃，旋风分离器温升降低7℃.。
表1 二次风配比对锅炉燃烧的影响
项目 负荷 一次风量 二次风量 床温 床压 旋风分离器进口温度 旋风分离器出口温度 旋风分离器温升 过剩氧量 飞灰可燃物 锅炉效率
单位 MW 万Nm3/h 万Nm3/h ℃ Kpa ℃ ℃ ℃ % % %
试验前状态 135 19 14 822 13.40 932 994 62 4 12.1 88.3
调整二次风配比后 135 19 14 816 13.50 926 985 59 4 11.6 89.1
（2）一次风量变化对燃烧的影响和床料分布的影响
在总风量不变得情况下，一次风量由19万Nm3/h增大21万Nm3/h，床温下降13℃，炉内温度区域均匀，返料压力由12.8KPa升高至14.8KPa,旋风分离器进口温度下降12℃,旋风分离器出口温度下降7℃.原因是炉膛上部传热增强，但同比，飞出炉膛的细可燃物增多。飞灰可燃物未见上升。
表2 一次风量对燃烧的影响
项目 负荷 一次风量 二次风量 床温 床压 旋风分离器进口温度 旋风分离器出口温度 旋风分离器温升 过剩氧量 飞灰可燃物 锅炉效率
单位 MW 万Nm3/h 万Nm3/h ℃ Kpa ℃ ℃ ℃ % % %
工况1 135 19 14 816 13.50 926 985 59 4 11.6 89.077
工况2 135 20 13.1 807 13.90 916 979 63 4 13.7 87.5
工况3 135 21 12 803 14.00 914 978 64 4 12.3 88.854
可见，一次风量对燃烧无烟煤不能过低，增加一次风量（总风量不变），上部物料浓度增大，但增大不剧烈，仍在允许范围内。上部物料浓度过大，主要是煤质的原因和总风量的原因，返料量和一次风量的关系如图3。 图3 返料量和一次风量的关系
（3）床压对燃烧的影响
床压增大，炉内温度趋于均匀，但旋风分离器温升明显升高，由59℃升高到65℃；飞灰可燃物明显上升，由12.4上升至13.2％。
因此，床压过大将加剧磨损，经济性也下降。
（4）试验得出的运行配风和调整方式
床压13KPa（布风室和炉膛出口差压）；一次风量21万Nm3/h；过剩氧量（按氧化锆）4％；二次风配比，后墙上、下挡板开度25％，前墙上二次风70％，下40％。
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