何 翔，馬達(dá)夫，金 晶

(1. 上海發(fā)電設(shè)備成套設(shè)計(jì)研究院有限責(zé)任公司， 上海 200240；2. 上海理工大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院， 上海 200093)

前后墻旋流對沖燃燒方式在我國大型電站鍋爐中應(yīng)用廣泛，近年來，隨著鍋爐排放要求的日益嚴(yán)格，燃燒器不斷升級追求低NOx排放效果，但同時(shí)也帶來了不少負(fù)面影響。旋流對沖燃燒方式的特點(diǎn)是燃燒前期擾動強(qiáng)烈、后期擾動較弱[1]，且燃燒器上方只配置1層或2層分離燃盡風(fēng)(SOFA)，因此這種燃燒方式在燃燒后期的組織較為重要。當(dāng)主燃區(qū)過于追求低NOx排放效果后，容易造成煙氣中還原性氣體濃度較高，電力工作者和科研人員對這類問題開展了廣泛的研究，主要有以下3方面：機(jī)理、技術(shù)改造和燃燒優(yōu)化。

在機(jī)理研究方面：許偉剛等[2-3]建立了受熱面腐蝕速率與H2S濃度、腐蝕時(shí)間的關(guān)系式，發(fā)現(xiàn)未燃盡碳增強(qiáng)了壁面的還原氣氛，CO又強(qiáng)化了H2S的生成；章明川等[4]認(rèn)為在高溫下，煤粉燃燒以擴(kuò)散燃燒控制為主，氧氣擴(kuò)散至碳顆粒表面的能力決定了燃盡的程度；岑可法等[5]發(fā)現(xiàn)高溫下碳顆粒周圍CO較多，且隨著溫度升高，CO濃度升高；趙云華等[6]發(fā)現(xiàn)高溫下碳顆粒被氧化成CO，顆粒團(tuán)外形成CO的擴(kuò)散燃燒火焰。這些研究證明高溫腐蝕在高溫即鍋爐在高負(fù)荷時(shí)最劇烈。

在技術(shù)改造方面：陳敏生等[7]對兩側(cè)墻燃燒器進(jìn)行了局部改造以降低外二次風(fēng)的擴(kuò)散范圍，在前、后墻各加裝3層貼壁風(fēng)，貼壁風(fēng)引自二次風(fēng)母管，其風(fēng)量占二次風(fēng)量的7.64%，有效地減弱了兩側(cè)墻的還原氣氛；丘紀(jì)華等[8-9]從燃盡風(fēng)風(fēng)箱引出二次風(fēng)作為貼壁風(fēng)，有效地減弱了貼壁還原氣氛，不會影響主燃區(qū)煤粉的燃燒，雖然NOx排放略有增加，但是仍在可接受的范圍內(nèi)；李春曦等[10]分析了貼壁風(fēng)對爐膛貼壁煙氣中CO(以下簡稱貼壁CO)和H2S含量的影響，其中貼壁風(fēng)量約占二次風(fēng)量2.3%，風(fēng)速為35 m/s，得到的數(shù)值模擬結(jié)果與技術(shù)改造結(jié)果較為吻合。

然而有些機(jī)組不適合改造，如二次風(fēng)裕量不足等，可采用燃燒優(yōu)化來緩解高溫腐蝕和解決空氣預(yù)熱器入口CO濃度較高的問題。夏文靜等[11-12]通過燃燒調(diào)整試驗(yàn)，使得CO和H2S的含量大幅減少；孫俊威等[13]采用“碗式配風(fēng)”方式，增加兩側(cè)墻燃燒器的二次風(fēng)量同時(shí)降低外二次風(fēng)旋流強(qiáng)度，并減小燃盡風(fēng)門開度以增加主燃區(qū)風(fēng)量，也有利于減弱兩側(cè)墻壁面的還原氣氛；周科等[14]采取“碗式配風(fēng)”結(jié)合其他幾種優(yōu)化措施后，水冷壁兩側(cè)墻H2S質(zhì)量濃度從876.5 mg/m3降至352.2 mg/m3；周永剛等[15]通過降低某1 060 MW機(jī)組鍋爐兩側(cè)墻旋流燃燒器的一次風(fēng)粉濃度，同時(shí)減小兩側(cè)墻燃燒器的一次風(fēng)速，再加大兩側(cè)墻燃燒器的二次風(fēng)量，使得兩側(cè)墻高溫腐蝕減弱。

上述研究較為全面，但是尚存研究空間：首先，前后墻旋流燃燒方式除了水冷壁兩側(cè)墻還原氣氛較強(qiáng)外，還會出現(xiàn)空氣預(yù)熱器入口CO濃度較大的問題；其次，上述研究基于機(jī)理、燃燒器配風(fēng)等側(cè)重于鍋爐燃燒器、還原氣氛及灰渣特性本身，屬于靜態(tài)優(yōu)化和技術(shù)改造應(yīng)用，缺少與機(jī)組集控運(yùn)行的結(jié)合，當(dāng)前機(jī)組大多采用自動發(fā)電控制(AGC)方式運(yùn)行，機(jī)組負(fù)荷處于變動過程，燃燒器的熱量輸出也在不斷變化。鑒于此，筆者以某660 MW超超臨界機(jī)組前后墻旋流對沖燃燒鍋爐為研究對象，從煤粉細(xì)度和燃燒器二次風(fēng)門擋板開度等方面著手，進(jìn)行了多個(gè)工況的燃燒調(diào)整試驗(yàn)。在此基礎(chǔ)上，設(shè)計(jì)熱工邏輯組態(tài)，將主要的調(diào)整參數(shù)投入自動調(diào)節(jié)，以期降低空氣預(yù)熱器入口和水冷壁兩側(cè)墻貼壁CO的質(zhì)量濃度。

1 設(shè)備簡介

某660 MW燃煤機(jī)組的鍋爐為DG2060/26.15-II2型超超臨界參數(shù)變壓直流爐，采用一次再熱、平衡通風(fēng)、露天布置、固態(tài)排渣、全鋼構(gòu)架、全懸吊結(jié)構(gòu)、Π型布置。配置中速磨煤機(jī)直吹式正壓冷一次風(fēng)制粉系統(tǒng)，每臺鍋爐配6臺磨煤機(jī)，其中1臺磨煤機(jī)備用。采用低NOx旋流燃燒器，二次風(fēng)分為內(nèi)二次風(fēng)和外二次風(fēng)，2股風(fēng)在燃燒器內(nèi)同心的環(huán)形通道中噴入爐內(nèi)(外側(cè)為外二次風(fēng))，實(shí)現(xiàn)分級供風(fēng)(見圖1)。內(nèi)二次風(fēng)通道內(nèi)布置有軸向旋流器，使經(jīng)過的二次風(fēng)產(chǎn)生旋轉(zhuǎn)，旋流器為固定式葉片，傾角為60°。進(jìn)入每個(gè)燃燒器的外二次風(fēng)量可通過燃燒器上切向布置的葉輪式風(fēng)門擋板進(jìn)行調(diào)節(jié)，調(diào)節(jié)外二次風(fēng)門擋板的開度，即可得到適當(dāng)?shù)耐舛物L(fēng)量和外二次風(fēng)旋流強(qiáng)度。

前、后墻各布置3層旋流燃燒器(A、B、C層燃燒器在前墻，對應(yīng)的磨煤機(jī)分別簡稱為A、B、C磨；D、E、F層燃燒器在后墻，對應(yīng)的磨煤機(jī)分別簡稱為D、E、F磨)，每層6只，共布置36只。在前、后墻各布置2層SOFA，每層有6只燃盡風(fēng)噴口，共布置24只燃盡風(fēng)噴口。下層SOFA為內(nèi)直流外旋流；上層SOFA為改造時(shí)新增，設(shè)計(jì)為直流燃盡風(fēng)。圖2為前墻燃燒器及風(fēng)門布置示意圖，后墻類似，不再贅述。采用在煤場摻混后再加倉的方式，對入爐的3種煤質(zhì)取樣并進(jìn)行元素分析，結(jié)果見表1。由表1可知,入爐煤3的碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)最高,揮發(fā)分質(zhì)量分?jǐn)?shù)最低。

圖1 燃燒器示意圖

圖2 前墻燃燒器及風(fēng)門布置示意圖

2 現(xiàn)狀及分析

2.1 存在的主要問題

在540～<600 MW高負(fù)荷下，采用5臺磨煤機(jī)運(yùn)行，一般采用ABDE磨加C磨或加F磨投運(yùn)；600 MW及以上負(fù)荷時(shí)，則投運(yùn)5臺或6臺磨煤機(jī)，高負(fù)荷下空氣預(yù)熱器入口及水冷壁兩側(cè)墻貼壁CO含量高；A側(cè)和B側(cè)空氣預(yù)熱器入口煙氣中O2的體積分?jǐn)?shù)分別為3.6%和1.5%，兩者存在較大的偏差；600 MW及以上高負(fù)荷下，B側(cè)空氣預(yù)熱器入口O2的體積分?jǐn)?shù)甚至有時(shí)會低于1%。表2給出了該鍋爐最近一次性能試驗(yàn)所得空氣預(yù)熱器入口CO質(zhì)量濃度測試值。

表1 入爐煤煤質(zhì)分析

由表2可知，投運(yùn)C磨且在高負(fù)荷下，空氣預(yù)熱器入口CO質(zhì)量濃度較高；而高負(fù)荷下投運(yùn)F磨或負(fù)荷降低至480 MW時(shí)，空氣預(yù)熱器入口CO質(zhì)量濃度大幅降低。

在660 MW、600 MW、540 MW和480 MW負(fù)荷下，投運(yùn)C磨或F磨時(shí)，對C層或F層燃燒器至SOFA(鍋爐標(biāo)高30～38.8 m)的兩側(cè)墻共12個(gè)測孔進(jìn)行貼壁CO質(zhì)量濃度測試，結(jié)果見表3。由表3可知，不管投運(yùn)C磨還是F磨，高負(fù)荷下兩側(cè)墻貼壁CO質(zhì)量濃度普遍超量程(58 000 mg/m3)。

表2 最近性能試驗(yàn)所得CO質(zhì)量濃度測試值

表3 貼壁CO質(zhì)量濃度(ABCDE磨或ABDEF磨)

2.2 原因分析

調(diào)查燃燒側(cè)熱工邏輯的組態(tài)，總風(fēng)量設(shè)定值、氧量設(shè)定值均是機(jī)組負(fù)荷的函數(shù)，同時(shí)在變負(fù)荷過程中總風(fēng)量設(shè)定值由燃料指令進(jìn)行細(xì)微修正，機(jī)組負(fù)荷不變時(shí)，總風(fēng)量設(shè)定值不變。由表1可知，600 MW負(fù)荷下不投運(yùn)C磨時(shí)空氣預(yù)熱器入口CO質(zhì)量濃度只有168 mg/m3，故判斷鍋爐燃燒需要的總風(fēng)量是足夠的，當(dāng)投運(yùn)C磨時(shí)，CO大幅增多，說明這是由于燃燒器配風(fēng)不合理所致。而高負(fù)荷下不管投運(yùn)C磨還是F磨，兩側(cè)墻貼壁CO質(zhì)量濃度均較高，這是由燃燒器整體調(diào)整方式及本體結(jié)構(gòu)綜合因素引起的，SOFA布置見圖3。

圖3中新增的上層SOFA風(fēng)道是從大風(fēng)箱上直接引出一路，比原始下層SOFA風(fēng)道在垂直方向上多1個(gè)90°的變向。局部阻力的基本計(jì)算式[16]如下：

(1)

式中：Δh為風(fēng)道的局部阻力，Pa；ζ為局部阻力系數(shù)；v為風(fēng)速，m/s；ρ為空氣密度，kg/m3；g為重力加速度，取9.8 m/s2。

不同截面管道的局部阻力系數(shù)可以根據(jù)風(fēng)速進(jìn)行換算：

(2)

式中：下標(biāo)1、2表示不同的截面。

圖3 分離燃盡風(fēng)示意圖

新增的上層SOFA的風(fēng)箱尺寸與下層SOFA風(fēng)箱尺寸相同，根據(jù)式(2)可知，上層SOFA風(fēng)道的局部阻力偏大，當(dāng)SOFA層操二次風(fēng)門擋板開度相同時(shí)，下層SOFA風(fēng)道比上層SOFA風(fēng)道阻力小，其風(fēng)量更大。

新增上層SOFA來自于二次風(fēng)大風(fēng)箱，進(jìn)一步分級燃燒可以降低NOx排放，但是主燃區(qū)的二次風(fēng)量減少，整體燃燒強(qiáng)度會被弱化，爐膛內(nèi)還原氣氛增強(qiáng)。

另外，前、后墻所有上層SOFA的就地閥門開度僅為50%，且下層SOFA的直流燃盡風(fēng)門全關(guān)，旋流風(fēng)門則全開，導(dǎo)致SOFA的直流燃盡風(fēng)量較少，旋流風(fēng)量則偏大，當(dāng)SOFA直流燃盡風(fēng)偏弱時(shí)，會造成空氣對煙氣的穿透力不足，燃燒后期的擾動減弱，這是空氣預(yù)熱器入口CO質(zhì)量濃度偏高的一個(gè)因素；而F層燃燒器在后墻，爐內(nèi)氣流從前墻往后墻折焰角方向流動，所以F層燃燒器投運(yùn)時(shí)，空氣預(yù)熱器入口CO質(zhì)量濃度大幅降低。

所有燃燒器就地內(nèi)二次風(fēng)門均全開(圖1中的風(fēng)量調(diào)節(jié)拉桿最大刻度為500 mm)，外二次風(fēng)的配風(fēng)方式卻是采用“碗式配風(fēng)”[13-14]，即靠兩側(cè)墻的燃燒器外二次風(fēng)旋流強(qiáng)度小，中間的燃燒器外二次風(fēng)旋流強(qiáng)度大；3層燃燒器的兩側(cè)墻層操二次風(fēng)門擋板開度均為100%。這種調(diào)整方式使得在中間和緊挨兩側(cè)墻的燃燒器在就地調(diào)整方式上沒有差別；同時(shí)，燃燒器采用“碗式配風(fēng)”，但是在SOFA的調(diào)整布置上卻采用均等配風(fēng)，當(dāng)前的調(diào)整方式均有優(yōu)化的空間。

3 燃燒優(yōu)化

通過前面的分析，依次開展有針對性的措施，同時(shí)進(jìn)行CO質(zhì)量濃度測試，試驗(yàn)工況見表4，其中負(fù)荷≥600 MW，DSC為分散控制系統(tǒng)。

表4 燃燒調(diào)整試驗(yàn)工況(ABCDE磨或ABCDEF磨)

在上述調(diào)整措施執(zhí)行期間，電廠三班化驗(yàn)的飛灰、底渣含碳量均沒有明顯變化。

3.1 煤粉細(xì)度

全部磨煤機(jī)初始的分離器折向擋板開度均為50°，折向擋板的開度外部指示越大，內(nèi)部開度就越小，磨煤機(jī)阻力越大，風(fēng)粉氣流受到離心分離的作用越強(qiáng),煤粉就會越細(xì)。煤粉粒度分布根據(jù)分離器折向擋板開度調(diào)節(jié)而變化。

首先對各臺磨煤機(jī)進(jìn)行熱態(tài)一次風(fēng)調(diào)平，將1號～6號煤粉管道中的風(fēng)粉混合物風(fēng)速偏差控制在±8%，然后進(jìn)行煤粉取樣。筆者對磨煤機(jī)進(jìn)行常見運(yùn)行工況下的煤粉取樣，限于篇幅，只給出C磨分離器折向擋板開度調(diào)整的影響，見圖4(其中n為均勻性指數(shù))。

圖4 C磨的煤粉粒度分布

圖4中C磨的煤粉細(xì)度R90平均值為13.53%，n平均值為0.82，根據(jù)DL/T 5145—2002 《火力發(fā)電廠制粉系統(tǒng)設(shè)計(jì)計(jì)算技術(shù)規(guī)定》[17]，R90的推薦值為4+0.5×n×w(Vdaf)，得出R90平均值為19.6%。煤粉粒度小于61 μm的煤粉質(zhì)量分?jǐn)?shù)為69.4%，說明煤粉是偏細(xì)的，除此以外，煤粉在不同層燃燒器的細(xì)度應(yīng)該是有差別的。

底層燃燒器處于著火條件最差的環(huán)境，所以下層燃燒器對應(yīng)的磨煤機(jī)(A、D磨)煤粉不宜太粗(維持分離器折向擋板開度50°不變)，以強(qiáng)化著火；將中間層燃燒器對應(yīng)的磨煤機(jī)煤粉適當(dāng)調(diào)粗，將分離器折向擋板開度調(diào)整至30°，以提高煤粉動量和增加停留時(shí)間，更有利于燃盡[18]；盡管過細(xì)的煤粉跟隨一次風(fēng)氣流的流動性強(qiáng)，與一次風(fēng)的相對速度較小，但是會給燃盡帶來負(fù)面影響[19]，且由于C磨處于最上層的位置，距離爐膛出口近，故將C磨煤粉略微調(diào)粗，將分離器折向擋板開度從50°調(diào)整至45°。煤粉細(xì)度調(diào)整后測試結(jié)果見圖5。

圖5 煤粉細(xì)度調(diào)整對CO質(zhì)量濃度的影響

隨著煤粉細(xì)度的調(diào)整，空氣預(yù)熱器入口CO質(zhì)量濃度逐漸下降，這是因?yàn)榧?xì)煤粉在火焰鋒面燃燒后，隨煙氣氣流偏向上方運(yùn)動，而較粗的煤粉由于其顆粒粒度較大，隨一次風(fēng)噴出的動量也較大，燃燒過程中噴射至爐膛中心的距離相對細(xì)煤粉要大一些[20]，最終使得停留時(shí)間延長，促進(jìn)了煤粉的燃盡。但是兩側(cè)墻貼壁CO質(zhì)量濃度仍然超過量程值。

3.2 SOFA

在前面的調(diào)整基礎(chǔ)上，接著對分離燃盡風(fēng)進(jìn)行調(diào)整，測試結(jié)果見圖6。

圖6 分離燃盡風(fēng)就地調(diào)整對CO質(zhì)量濃度的影響

經(jīng)過就地調(diào)整，提高了SOFA直流燃盡風(fēng)的份額，減少了旋流風(fēng)份額，增強(qiáng)了SOFA對煙氣的穿透力[11]，提高了O2擴(kuò)散至碳顆粒表面CO周圍的能力[5]?？諝忸A(yù)熱器入口CO質(zhì)量濃度大幅下降，但是兩側(cè)墻貼壁CO質(zhì)量濃度仍然超過量程值。

3.3 C層層操二次風(fēng)門

二次風(fēng)冷風(fēng)被空氣預(yù)熱器加熱后經(jīng)兩側(cè)的大風(fēng)箱從爐后往爐前輸送，兩側(cè)墻大風(fēng)箱和后墻燃燒器風(fēng)箱布置1個(gè)90°垂直彎接頭，其局部阻力較大，導(dǎo)致兩側(cè)墻會有更多的風(fēng)輸送至前墻大風(fēng)箱，初步判斷前墻的二次風(fēng)量大于后墻，而C層燃燒器布置在前墻，由此推測當(dāng)C層燃燒器投運(yùn)，總風(fēng)量不變時(shí)，A、B層及SOFA的二次風(fēng)量變小。

旋流燃燒方式依靠二次風(fēng)卷吸煙氣加熱一次風(fēng)粉氣流來實(shí)現(xiàn)著火，當(dāng)二次風(fēng)量減少時(shí)，煤粉整體著火推遲[1,21]，使得更多未燃盡的C、CO往下游流動，對燃盡造成影響，空氣預(yù)熱器入口CO質(zhì)量濃度偏高。鑒于此，對C層層操二次風(fēng)門擋板開度進(jìn)行調(diào)整，調(diào)整期間，空氣預(yù)熱器入口的CO質(zhì)量濃度降至1 715 mg/m3以內(nèi)。CO質(zhì)量濃度測試結(jié)果和O2體積分?jǐn)?shù)的DCS運(yùn)行數(shù)據(jù)見圖7。

由圖7可知，關(guān)小C層層操二次風(fēng)門擋板開度后，更多的二次風(fēng)被分流到A、B層燃燒器及SO-FA，底層的A層燃燒器二次風(fēng)量增加后，煤粉著火情況得到改善，降低了中、下層的未燃盡碳和CO質(zhì)量濃度，從而優(yōu)化了整體的燃燒組織。

(a) CO質(zhì)量濃度

(b) O2體積分?jǐn)?shù)

根據(jù)前面一系列的調(diào)整，空氣預(yù)熱器入口CO質(zhì)量濃度降至300 mg/m3以下，基本解決了空氣預(yù)熱器入口CO質(zhì)量濃度偏高的問題，大幅減少了未完全燃燒損失，提高了鍋爐效率。但是兩側(cè)墻貼壁CO的質(zhì)量濃度仍然超過量程值。

由圖7(b)可知，工況13和工況14兩側(cè)煙道中的O2體積分?jǐn)?shù)明顯大于工況11和工況12。這是因?yàn)殡S著爐內(nèi)燃燒得到強(qiáng)化，碳完全燃燒生成的CO2增多，CO減少，同樣多的C燃燒生成CO2反應(yīng)放出的熱量是生成CO反應(yīng)放出熱量的3倍多[5]，鍋爐輸出熱量增多；機(jī)組在協(xié)調(diào)方式下，主汽壓力開始上升，燃料指令減小(減煤)，盡管送風(fēng)量經(jīng)燃料指令有所修正，但是在靜態(tài)工況下，修正值極小，可以忽略不計(jì)。當(dāng)燃料量減少，機(jī)組負(fù)荷不變時(shí)，送風(fēng)量不變，參與燃燒反應(yīng)后剩下的O2變多，表現(xiàn)在空氣預(yù)熱器入口O2體積分?jǐn)?shù)增大；反之，當(dāng)燃燒不充分，生成CO較多時(shí)，鍋爐輸出熱量不足，協(xié)調(diào)就會增加燃料指令(加煤)，當(dāng)送風(fēng)量不變時(shí)，消耗的氧量多，余下的O2就變少，表現(xiàn)在空氣預(yù)熱器入口O2體積分?jǐn)?shù)減小。這就是調(diào)整后空氣預(yù)熱器入口O2體積分?jǐn)?shù)比調(diào)整前大的原因。在該鍋爐燃燒側(cè)的熱工組態(tài)方式下，空氣預(yù)熱器入口O2體積分?jǐn)?shù)的測量值變大時(shí)，爐內(nèi)燃燒一定是強(qiáng)化的。

3.4 降低兩側(cè)墻貼壁CO質(zhì)量濃度

首先，燃燒器的二次風(fēng)從兩側(cè)引入，兩側(cè)大風(fēng)箱和燃燒器前后墻風(fēng)箱接頭處受到局部阻力的影響，使得中間3號、4號燃燒器的內(nèi)二次風(fēng)量相對較大。方軍庭等[21]發(fā)現(xiàn)由于二次風(fēng)箱結(jié)構(gòu)的原因，二次風(fēng)沿爐膛寬度方向存在一定的壓力梯度，造成爐膛中部區(qū)域進(jìn)風(fēng)量大，而兩側(cè)墻區(qū)域進(jìn)風(fēng)量小。該鍋爐全部燃燒器的就地內(nèi)二次風(fēng)門擋板開度均為500 mm(全開)，由于3號、4號燃燒器處于最中間位置，煤粉著火條件相對較好，為補(bǔ)給兩側(cè)墻燃燒器的二次風(fēng)，因此對上四層燃燒器的中間3號、4號燃燒器的內(nèi)二次風(fēng)門擋板開度進(jìn)行了關(guān)小的調(diào)整(由500 mm到400 mm)。

其次，對燃燒器外二次風(fēng)門擋板開度進(jìn)行調(diào)整，將各層兩側(cè)墻燃燒器(1號、6號燃燒器)外二次風(fēng)門擋板開度調(diào)整為75%，這是旋流強(qiáng)度相對最弱的開度，若外二次風(fēng)門擋板開度關(guān)小，旋流強(qiáng)度提高，但是局部阻力會增大，影響外二次風(fēng)量，所以將兩側(cè)墻燃燒器的外二次風(fēng)門擋板開度調(diào)整為75%，以增加其風(fēng)量。

再次，參考文獻(xiàn)[15]，將C、F層兩側(cè)墻燃燒器粉管縮孔開度適當(dāng)關(guān)小，降低兩側(cè)墻燃燒器的煤粉濃度。為了不影響爐膛的燃燒組織，其余4層燃燒器暫不進(jìn)行調(diào)整，僅調(diào)整C、F層兩側(cè)墻燃燒器的粉管。

最后，將前、后墻下層SOFA兩側(cè)墻的1號、6號直流燃盡風(fēng)門全開(由250 mm到500 mm)，而另外4只SOFA維持前面調(diào)整的開度(即直流燃盡風(fēng)門一半開度：250 mm)，這是配合燃燒器“碗式配風(fēng)”的調(diào)整方式，進(jìn)一步提高貼壁的直流燃盡風(fēng)份額。

進(jìn)行上述調(diào)整后，由圖8可知，貼壁CO質(zhì)量濃度降低至12 000 mg/m3以內(nèi)，且空氣預(yù)熱器入口CO質(zhì)量濃度的波動幅度在330 mg/m3以內(nèi)。說明這些調(diào)整措施是有效的，但是也說明了僅通過燃燒優(yōu)化，徹底解決貼壁CO質(zhì)量濃度較高的問題是有一定難度的，采用改造燃燒器或加貼壁風(fēng)的方式才能根除貼壁CO。

3.5 邏輯優(yōu)化及運(yùn)行數(shù)據(jù)對比

原始熱工組態(tài)中，每層燃燒器的層操二次風(fēng)門擋板開度是給煤量的函數(shù)，這種邏輯組態(tài)方式略顯簡單，因?yàn)镃O質(zhì)量濃度在高負(fù)荷時(shí)較高，C層層操二次風(fēng)門擋板開度不宜開大。故通過負(fù)荷與該擋板開度的函數(shù)來修正原始邏輯，當(dāng)負(fù)荷高時(shí)(>500MW)，隨著負(fù)荷升高，該擋板開度逐漸關(guān)??；當(dāng)負(fù)荷低時(shí)，則不影響原始邏輯。

圖8 調(diào)整工況下貼壁CO質(zhì)量濃度的測試結(jié)果

全部調(diào)試結(jié)束后，采集高負(fù)荷下空氣預(yù)熱器入口O2體積分?jǐn)?shù)進(jìn)行對比，見圖9。由圖9可知，在高負(fù)荷時(shí)，A、B側(cè)空氣預(yù)熱器入口O2體積分?jǐn)?shù)整體提高，且兩者的偏差明顯減小，最大偏差約為1個(gè)百分點(diǎn)；同時(shí)貼壁CO質(zhì)量濃度<12 000 mg/m3，空氣預(yù)熱器入口CO質(zhì)量濃度<300 mg/m3，燃燒優(yōu)化的效果較為明顯。

圖9 高負(fù)荷時(shí)A、B側(cè)空氣預(yù)熱器入口O2體積分?jǐn)?shù)對比

4 結(jié) 論

(1) 上、中、下3層燃燒器的煤粉細(xì)度應(yīng)有差別，適當(dāng)降低中間層燃燒器的煤粉細(xì)度；增加上、下層SOFA的直流燃盡風(fēng)份額以及關(guān)小C層層操二次風(fēng)門擋板開度，使得機(jī)組在高負(fù)荷下空氣預(yù)熱器入口CO質(zhì)量濃度降至300 mg/m3以內(nèi)。

(2) 兩側(cè)墻燃燒器的外二次風(fēng)宜采用弱旋流強(qiáng)直流的理念，增加二次風(fēng)量；對在兩側(cè)墻的SOFA也應(yīng)采用該方式，以提高直流燃盡風(fēng)份額；同時(shí)減少C、F層兩側(cè)墻燃燒器粉管的煤粉濃度，將兩側(cè)墻貼壁CO質(zhì)量濃度從超過量程值(大于58 000 mg/m3)降至12 000 mg/m3以內(nèi)。

(3) 對C層層操二次風(fēng)門熱工邏輯和機(jī)組負(fù)荷建立了組態(tài)控制，在高負(fù)荷時(shí)，A、B側(cè)空氣預(yù)熱器入口O2體積分?jǐn)?shù)變大且兩側(cè)偏差減小，在動態(tài)過程中的燃燒組織也得到了優(yōu)化，降低了CO排放量。