張紅光，韓鐘鐘，潘友國，盛偉斌，鄭書明，周小航，沈霄華

(1.華能長興電廠，浙江 長興 313100；2.華能浙江分公司，浙江 杭州 310014)

在機組正常運行期間，華能長興電廠的總風量為A,B側送風機出口風量與一次風量之和，當鍋爐總風量<526 t/h，延時5 s，觸發(fā)鍋爐MFT風量低保護。故風量對機組的安全運行有著重要影響[1-2]。在長興電廠出現(xiàn)多次A側二次風量測點1，2，3同時突降情況，嚴重時甚至突降至0，已經(jīng)對機組的安全穩(wěn)定運行產(chǎn)生嚴重影響。為保障機組的安全穩(wěn)定運行，對問題進行分析后解決該故障，并將相關經(jīng)驗進行總結，可為同類型機組提供一定的借鑒意義。

1 設備簡介

電廠鍋爐為超超臨界參數(shù)變壓運行垂直管圈直流爐，由哈爾濱鍋爐制造有限公司設計制造，型號為HG-1968/29.3-YM5，采用Π型布置，單爐膛、一次再熱、平衡通風、露天布置、固態(tài)排渣、全鋼構架、全懸吊結構、低NOX主燃燒器、四角墻式切圓燃燒方式。

送風機型式為動葉可調軸流式風機，每臺鍋爐配置2臺50%容量風機，每臺機組的兩臺風機并聯(lián)運行，動葉調節(jié)方式，正常工況下調節(jié)葉片由最小開度到對應滿負荷的最大開度動作時間在25～40 s，非正常工況時的動作時間不超過25 s。布置方式為水平對稱布置、垂直進風、水平出風，兩臺風機的動葉調節(jié)機構分別布置在一臺風機的右側，另一臺風機的左側。送風機在BMCR工況及設計煤種的性能參數(shù)[1-2]，如表1所示。

表1 送風機主要性能參數(shù)

2 事件經(jīng)過

2020年11月3日23:30至11月4日0:00及11月4日9:30～10:00，2號機組在減負荷至270～280 MW并維持該負荷運行時，發(fā)生5次A側DCS顯示二次風量突降情況，嚴重時A側二次風量突降至0。

查閱歷史參數(shù)，2020年11月3日風量發(fā)生突降時，送風機A和B出口壓力分別為0.23，0.68 kPa，A和B側空預器出口二次風壓分別為0.16，0.08 kPa，A和B側風箱與爐膛差壓分別為0.08，0.27 kPa，在約40 s內A側DCS顯示二次風量由340 t/h突降至0 t/h，B側二次風量穩(wěn)定。2020年11月4日發(fā)生風量突降時，送風機A和B出口壓力分別為0.46，0.49 kPa，A和B側空預器出口二次風壓分別為-0.056，0.230 kPa，A和B側風箱與爐膛差壓分別為0.17，0.34 kPa，在約50 s內A側顯示二次風量由300 t/h突降至30 t/h，B側二次風量穩(wěn)定。這些壓力數(shù)據(jù)由于DCS死區(qū)設置過大的關系，變化過程呈階躍狀跳變，并為直線，給數(shù)據(jù)分析帶來一定困難。

3 原因分析

空預器出口二次風量突降時，送風機振動情況，如表2所示。空預器出口二次風量突降時，送風機電流，動葉開度變化情況如圖1所示。送風機電流的動葉開度參數(shù)對比如圖2所示?？疹A器出口二次風量突降時，爐膛負壓的參數(shù)變化情況如圖3所示。

表2 送風機振動情況

圖1 空預器出口二次風量突降時送風機電流，動葉開度變化情況

圖2 送風機電流的動葉開度參數(shù)對比

圖3 爐膛壓力的參數(shù)變化

通過分析得到：①送風機振動在風量突降，回升過程中無明顯變化；②送風機電流在風量突降的情況下，能夠自動根據(jù)風量偏差增加送風機出力，電流無晃動、突升突降的情況；③送風機的動葉開度在緩慢開大，爐膛負壓緩慢上升說明爐膛實際進風量是在增加的；④送風機出口壓力跟隨負荷變化而變化，在送風機風量突降時，無明顯擺動。綜合得到，判斷送風機運行是正常的，并沒有發(fā)生失速、喘振、搶風、出力下降的情況。

空預器出口二次風量取樣管堵塞。通知檢修，對空預器出口二次風量測點進行吹掃，吹掃過程中強制風量不變。根據(jù)吹掃前后的風量變化進行對比，發(fā)現(xiàn)吹掃之后的風量波動幅度有一定的變小，即A空預器出口二次風量存在一定的堵灰現(xiàn)象，如圖4所示。雖然風量波動穩(wěn)定了，波動的幅度有所好轉，但針對測點1，2，3風量同時突降的情況仍需要繼續(xù)研究分析。

圖4 吹掃前后，風量參數(shù)

空預器出口差壓值變小。2號爐二次風量測量為差壓式測量原理，兩個測量元件分別安裝于兩側熱二次風道內。熱二次風流經(jīng)測量元件，測量元件測出差壓值，再經(jīng)DCS公式計算后得出二次風量值并在DCS畫面中顯示。差壓式測量元件測量二次風量普遍存在的一個問題是：當風量較小時，因二次風道截面積很大，風道內流速較低，導致測出的差壓值過小。在低流量情況下，差壓值更易受到氣流流場、氣流脈動、粉塵顆粒及其他因素的干擾產(chǎn)生較大波動。差壓值的小幅波動即會引起風量的較大幅度波動，在某些情況下，測得的差壓值甚至會出現(xiàn)負值，從而引起風量直接顯示為0。壓差值參數(shù)變化如表3所示。

表3 壓差值參數(shù)變化 kPa

由于壓力下降幅度不大，作為非要因素排除，但通過查閱發(fā)現(xiàn)兩臺送風機隨著負荷下降，出口壓力從0.9 kPa突降至0.363 kPa，變化幅度較大。由表2表明：當空預器出口壓力大于0.5 kPa時，二次風量比較穩(wěn)定，波動幅度小；當空預器出口風壓明顯變小時，其二次風量容易產(chǎn)生突降。

2號爐這幾次A側二次風量突降均發(fā)生在機組減負荷至270～280 MW并維持在該負荷運行時，單側二次風量減負荷過調最低至300 t/h左右，隨即A側二次風量即開始波動、突降，而B側二次風量最后維持在360 t/h左右。根據(jù)熱二次風溫度及熱二次風道的截面積理論計算，單側二次風量從300～360 t/h，風量測量元件流量系數(shù)取1時，測量差壓值為15～21 Pa，差壓每變化1 Pa風量變化10 t/h；若流量系數(shù)取0.8，測量差壓值為22～33 Pa，差壓每變化1.7 Pa風量變化10 t/h。實際二次風量測量元件的差壓值與二次風量的對應關系應根據(jù)DCS內二次風量計算公式進行反算，風量越小，差壓值越小。機組低負荷運行時單側二次風量小，風量測量元件測出的差壓值小，在受到氣流脈動、粉塵顆粒、流場不穩(wěn)以及如爐膛壓力波動等擾動影響時，差壓值很容易產(chǎn)生較大的波動，引起DCS顯示的二次風量大幅波動，甚至顯示至0。

檢查DCS內部二次風量計算公式，發(fā)現(xiàn)2號爐A側和B側二次風量計算存在不同。DCS內部A側和B側二次風量計算模塊在流量測量元件輸出小差壓值時，其處理方式分別是：A側X1為10，Y1為0，B側X1為5，Y1為0，X1為元件測量的差壓值，Y1為輸出值(非最終風量值)，即當A側風量測量元件輸出差壓值≤10 Pa時，運算模塊即輸出為0，而當B側測量元件輸出差壓值≤5 Pa時，運算模塊輸出為0。從計算的測量元件差壓值來看，低風量時A側二次風量測量元件的差壓值受擾動時完全有可能波動至10 Pa以下，從而導致A側二次風量直接顯示為0。因DCS內部二次風量計算公式設置的不同，加之A側和B側二次風系統(tǒng)運行中存在的差異，B側二次風量突降直至為0的概率小于A側。

經(jīng)了解，2號爐燃燒器以及二次風小風門等不嚴密，漏風嚴重，導致2號爐二次風箱壓力過低。從現(xiàn)場運行數(shù)據(jù)看，滿負荷時僅為0.2～0.3 kPa，機組負荷為280 MW時，兩側風箱壓力更低，其中A側更甚，風箱與爐膛差壓甚至出現(xiàn)負值，B側風箱壓力相對較高。查歷史數(shù)據(jù)得到，280 MW時B側風箱與爐膛差壓約為0.3 kPa。過低的風箱壓力導致二次風抗干擾能力弱，故而當爐膛壓力出現(xiàn)波動等擾動時，B側因風箱壓力較高抗擾動能力較強而能保持二次風量穩(wěn)定，A側二次風量即出現(xiàn)隨爐膛壓力波動而反向波動。因A側二次風箱壓力過低，即使爐膛壓力發(fā)生正向較小的波動，也可能瞬間阻滯二次風氣流，風量測量元件輸出差壓值瞬間突降，顯示風量突降。

4 預防二次風量突降的措施

(1)做好風量測量元件的維護工作，定期進行吹堵工作，擇機徹底檢查測量元件的取壓孔、取壓管、取壓母管等是否積灰堵塞，及時疏通。追蹤、考察先進的風量測量裝置，有條件進行更換。

(2)機組低負荷運行時盡量保持送風機較大的動葉開度，如動葉開度不小于30%，提高送風量，盡可能提高兩側風箱壓力至0.30～0.35 kPa。在條件許可情況下，應考慮對燃燒器進行改造，封堵不必要的漏風點，以提高二次風箱壓力，提高二次風的抗干擾能力。

(3)檢查DCS二次風量計算公式是否正確，梳理并統(tǒng)一DCS的二次風量計算公式，參考B側二次風量計算公式，即X1為5，Y1為0。

(4)DCS風壓測點死區(qū)重新設置。

5 結語

(1)2號爐A側二次風量異常突降非真實地送入爐內的二次風量突然減小，是機組低負荷運行時單側二次風量較低、二次風量測量元件輸出差壓較小所致。

(2)2號爐A側二次風箱壓力過低，在較小擾動下，風量測量元件測量的差壓值發(fā)生相對大幅的波動。

(3)差壓值至DCS風量計算的差壓值下限，引起A側DCS顯示的二次風量突降，這也是差壓式風量測量元件的特性所致。