吳壽貴，李 強，郭學敏

（1.西安熱工研究院有限公司，陜西 西安 710054；2.天津國電華北電力技術(shù)工程有限公司，天津 100070；3.蕪湖發(fā)電有限責任公司，安徽 蕪湖 241000）

隨著碳達峰碳中和“3060”目標的提出以及國家能源結(jié)構(gòu)的調(diào)整，新能源占比增加對電網(wǎng)調(diào)峰靈活性提出更高要求，國家電網(wǎng)對火力發(fā)電機組深度調(diào)峰的可靠性和穩(wěn)定性提出更高的挑戰(zhàn)，對火力發(fā)電機組非停的考核力度日益加大。而大型火力發(fā)電機組頻繁深度調(diào)峰導(dǎo)致可靠性及穩(wěn)定性差引發(fā)機組跳閘已嚴重威脅電網(wǎng)及系統(tǒng)主要設(shè)備的安全運行，尤其在高參數(shù)工況下跳閘，其熱應(yīng)力的存在對設(shè)備及系統(tǒng)沖擊極大，同時給電網(wǎng)帶來極大的安全風險，且增加了設(shè)備壽命期內(nèi)的維護成本[1-4]，嚴重影響火力發(fā)電機組的盈利能力，但部分機組由于系統(tǒng)及設(shè)備存在設(shè)計缺陷，機組不同負荷下跳閘時常發(fā)生。

本文針對某超超臨界1 000 MW 機組鍋爐滿負荷瞬間跳閘問題展開分析，并提出了防止再發(fā)生類似故障的解決方案，以保證機組的安全穩(wěn)定運行。

1 系統(tǒng)概況

某電廠1 000 MW 機組鍋爐為DG3063.81/29.3-Ⅱ1 型、超超臨界參數(shù)、變壓運行直流鍋爐，采用一次中間再熱、單爐膛、平衡通風、固態(tài)排渣、露天布置、全鋼構(gòu)架、Π 型布置方式。鍋爐設(shè)計最大連續(xù)出力主要性能參數(shù)見表1。

表1 鍋爐主要性能參數(shù)Tab.1 Main performance parameters of the boiler

燃燒系統(tǒng)為正壓直吹式制粉系統(tǒng)，共布置48 只燃燒器，采用前后墻對沖燃燒方式布置。前墻布置的燃燒器從上往下分別對應(yīng)的磨煤機為A、B、C；后墻布置的燃燒器從上往下分別對應(yīng)的磨煤機為D、E、F，前墻3 層，后墻3 層。制粉系統(tǒng)配置6 臺北京電力設(shè)備總廠生產(chǎn)的ZGM133N-Ⅱ型中速磨煤機，磨煤機出口每根粉管一分為二。磨煤機對應(yīng)燃燒器布置如圖1所示。鍋爐設(shè)計煤粉細度R90=12.03%，煤粉均勻性系數(shù)n=1.1。鍋爐點火方式保留常規(guī)油系統(tǒng)微油點火方式。給煤機為沈陽華電電站工程有限公司生產(chǎn)的HD-BSC36型稱重式計量給煤機，每臺出力為10～120 t/h。密封風系統(tǒng)設(shè)計2臺100%容量離心式密封風機。風煙系統(tǒng)配置一次風機、送風機和引風機各2 臺，三大風機單臺容量均為50%，調(diào)節(jié)裝置均為軸流式動葉可調(diào)。2 臺空氣預(yù)熱器為豪頓華工程有限公司生產(chǎn)的33.5VNT2500 型三分倉空氣預(yù)熱器。

圖1 磨煤機對應(yīng)燃燒器布置Fig.1 Layout of the burners corresponding to the coal mills

除渣系統(tǒng)采用濕式機械排渣系統(tǒng)，每臺爐爐底設(shè)有渣井、水密封裝置和刮板撈渣機。另外，每臺鍋爐設(shè)1 個直徑8 m、有效容積260 m3的鋼渣倉。

2 機組跳閘過程

鍋爐于1月9日23:00 點火，1月11日11:46機組首次滿負荷1 000 MW 運行。滿負荷時主蒸汽溫度590 ℃，再熱蒸汽溫度596 ℃，燃料量為378 t/h，氧量（體積分數(shù)，下同）2.2%，總風量3 211 t/h，給水量2 784 t/h。1月11日13:34，鍋爐滿負荷運行102 min 后，煤質(zhì)發(fā)生變化，在機組負荷不變的情況下，總煤量由378 t/h 降至341 t/h，下降37 t/h。當煤量降至360 t/h 時，撈渣機密封水的水位出現(xiàn)40～50 mm 小幅波動。15:17:32 機組負荷達1 007 MW，運行參數(shù)穩(wěn)定，機組跳閘前，鍋爐負壓–28 Pa，總煤量348 t/h，總風量2 938 t/h，鍋爐燃燒氧量3.8%。15:17:40 C 層燃燒器和F 層燃燒器煤火檢開始出現(xiàn)異常。15:18:04 火檢消失數(shù)量達到臨界火焰保護動作條件，臨界火焰保護觸發(fā)，鍋爐MFT 動作，汽輪機跳閘、發(fā)電機跳閘。機組跳閘過程如 圖2所示，C、F 磨煤機對應(yīng)燃燒器的火檢消失順序如圖3所示，B、D、E 磨煤機對應(yīng)燃燒器的火檢消失順序如圖4所示。

圖2 機組跳閘過程主要參數(shù)趨勢Fig.2 Change trends of the main parameters during the unit tripping process

圖3 C 層、F 層燃燒器火檢信號消失順序Fig.3 The disappearing sequence of fire detection signal of burners in C layer and F layer

圖4 B 層、D 層、E 層燃燒器火檢消失順序Fig.4 The disappearing sequence of fire detection signal of burners in B,D and E layer

13:24 保護動作前，煤質(zhì)已發(fā)生變化，負荷不變情況下，總煤量由378 t/h 下降至341 t/h，當下降到360 t/h 時，撈渣液位有小幅變化。14:47 在工況不變的情況下，至機組跳閘時，A/B 引風機動葉由62%/62%開到67%/67%，A/B 送風機由46%/36%關(guān)到40%/33%。保護動作后，從滅火順序看，先滅C層和F 層，再滅B 層、E 層，最后滅A、D 層。自下而上，從C 層火檢異常開始至鍋爐滅火保護動作僅23 s 時間，動作時間極短。同時，在集控室濕式撈渣機監(jiān)控攝像發(fā)現(xiàn)大量蒸汽外泄。

3 原因分析

3.1 直接原因

采用酸堿比值和硅鋁比值分別計算鍋爐燃用煤質(zhì)結(jié)渣特性，酸堿比值計算結(jié)渣指數(shù)為0.126 704；硅鋁比值計算結(jié)渣指數(shù)為3.886 372。2 種計算結(jié)果顯示，燃用煤種屬于易結(jié)渣煤質(zhì)[5]。在鍋爐正常運行過程中，爐內(nèi)結(jié)渣嚴重時，有大渣塊頻繁掉落，而在大負荷時，具有一定體積的渣塊溫度一般均在900 ℃以上[6-7]，尤其在短時間內(nèi)大量渣塊掉落會引起撈渣機的密封水蒸發(fā)，產(chǎn)生大量蒸汽[8-12]。在鍋爐保護動作時，撈渣機的液位較低，DCS 顯示液位為49 mm，但實際水位為–166.5 mm。當水位低于–160 mm 時爐膛處于臨界密封狀態(tài)，當大渣塊掉入時，液位大幅波動破壞了爐底水封，這樣大渣塊掉落產(chǎn)生的蒸汽快速上移，導(dǎo)致燃燒器從下至上逐漸滅火，燃燒器滅火達到臨界火焰保護動作條件，同時爐膛負壓超過保護動作值，導(dǎo)致鍋爐滅火[13-14]。

鍋爐跳閘后，檢查發(fā)現(xiàn)燃燒器口存在掛焦現(xiàn)象，且存在大焦塊掉落的痕跡，同時，撈渣機的頭部發(fā)現(xiàn)有大塊焦被刮出，結(jié)合撈渣機周圍大量蒸汽外泄等現(xiàn)象，說明掉渣滅火是直接原因。

3.2 間接原因

從DCS 觀察撈渣機補水的歷史數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，09:53:01 補水，水位由190 mm 升至251 mm；10:44:16 補水，水位由191 mm 升至280 mm；12:40補水，水位由82 mm 升到183 mm；之后未再發(fā)補水指令。從12:40 最后一次補水完成至15:10 引風機出力異常，停止補水的總時長為150 min。按照DCS 撈渣機液位歷史數(shù)據(jù)2.33 mm/min 的下降速率計算，撈渣機水封破壞時，液位下降總高度為349.5 mm，液位下降的總高度減去最后一次的補水高度，忽略撈渣機結(jié)構(gòu)對渣船水容積的影響，實際液位為–166.5 mm。根據(jù)撈渣機安裝標高以及鍋爐滿負荷時就地實測關(guān)斷擋板的沉降量擬合計算，撈渣機的液位在–160 mm 時鍋爐水封已被破壞。機組跳閘后就地檢查發(fā)現(xiàn)，補水液位開關(guān)被煤泥掩埋導(dǎo)致補水失效，從而造成水封破壞。

撈渣機液位測量原理如圖5所示。H為高水位，N為正常水位，L為低水位，當撈渣機的液位達到最低水位線c時，系統(tǒng)邏輯會自動發(fā)開閥補水指令，但補水信號采用的是開關(guān)量信號，由于開關(guān)量信號被煤泥掩埋，邏輯判斷認為渣船里水位正常，導(dǎo)致控制系統(tǒng)在12:40 補水后不再發(fā)補水指令，從而造成撈渣機缺水后水封被破壞。可見，撈渣機的液位測量裝置設(shè)計不合理，未考慮到密封水灰渣及煤粉濃度增加對液位測量裝置的影響。

另外，鍋爐一直長時間處于低負荷運行，鍋爐爐膛吹灰器無法及時投運；加之在帶高負荷過程中，由于燃用煤種復(fù)雜，沒能及時發(fā)現(xiàn)燃燒器掛焦，使燃燒器結(jié)焦加重。除此之外，爐渣未成型及二次風剛度差造成密封水灰渣及煤粉濃度高，也是造成此次滅火的原因之一。

在升負荷過程中，由于磨煤機振動大，磨煤機分離器轉(zhuǎn)速最高控制在65 r/min 運行，導(dǎo)致煤粉細度達不到R90=12%設(shè)計值，實際煤粉細度為R90為18%～19%，造成飛灰含碳量和爐渣含碳量偏高，當磨煤機分離器轉(zhuǎn)速為60 r/min 時，除塵器入口飛灰含碳量為6.98%，爐渣含碳量為7.0%。由于爐渣含碳量偏高，爐渣沒有成型固化；同時，為了降低NOx的含量，高低位燃盡風開度相對較大，導(dǎo)致二次風箱壓力與爐膛壓力的差壓僅為0.35 kPa，差壓低對最下層燃燒器的托底效果差，在旋流燃燒器離心力的作用下，部分未燃盡煤粉直接落入撈渣機，導(dǎo)致水封的灰渣及煤粉顆粒的含量增加，使水位變送器測量位置積渣，導(dǎo)致測量失真，影響及時補水，最終造成爐底水封破壞。

4 防范措施

4.1 液位測量裝置改進

為了解決撈渣機補水開關(guān)量一次元件測量桶的設(shè)計缺陷，將原測量桶的平底設(shè)計改為倒錐形，并在錐斗底增加1 根引流管，將沉積的灰渣及煤粉顆粒引流至撈渣機底部，避免測量桶底部積渣造成液位測量失真，降低液位測量元件被掩埋的風險，提高可靠性。撈渣機液位測量緩沖罐改造前、后對比如圖5所示。

圖5 撈渣機液位測量緩沖灌改造前、后對比Fig.5 The liquid level measuring buffer tank of the slag machine before and after the improvement

4.2 補水閥邏輯優(yōu)化

在實際測量過程中，結(jié)合模擬量的趨勢和數(shù)字量的變化來判斷，可避免系統(tǒng)因儀表故障或檢修而造成誤動作[15-17]?？紤]到單信號作用的可靠性差，將原邏輯僅用開關(guān)量信號作為補水閥的開指令改為：水位測量開關(guān)量低信號觸發(fā)或模擬量的水位信號低于0.25 m（正常0～0.45 m）且鍋爐已點火運行時則發(fā)出緊急補水指令。修改后的補水閥邏輯如圖6所示。

圖6 撈渣機最終補水邏輯優(yōu)化Fig.6 The optimization diagram of final water supplement logic of the slag machine

4.3 鍋爐燃燒調(diào)整

在機組負荷750 MW 工況下，通過磨煤機煤粉細度調(diào)整試驗，分別在磨煤機出力不變，磨煤機分離器轉(zhuǎn)速分別為60、75 r/min 下進行煤粉細度以及飛灰含碳量和爐渣的含碳量調(diào)整。當分離器轉(zhuǎn)速為60 r/min 時，除塵器入口飛灰含碳量為6.98%。爐渣含碳量為7.00%；當分離器轉(zhuǎn)速為70 r/min 時，除塵器入口飛灰含碳量為4.25%，爐渣含碳量為1.02%，有效改善了爐渣的形態(tài)，使封水中灰渣及煤粉的顆粒濃度降低。

同時，在機組750 MW 負荷不變，磨煤機運行方式和磨煤機分離器轉(zhuǎn)速不變的工況下，將中層和上層燃燒器對應(yīng)二次風門由78%關(guān)至68%，最下層燃燒器對應(yīng)二次風門由70%開至90%，將下層燃盡風和上層燃盡風開度關(guān)小，保證二次風箱的風壓同時兼顧NOx的量。調(diào)整后電除塵入口飛灰含碳量為4.10%，爐渣含碳量為0.96%。

通過上述燃燒調(diào)整，鍋爐飛灰含碳量有明顯的下降，在撈渣機的頭部觀察渣的形態(tài)已由原來的粥狀變成顆粒狀，顏色也由原先的黑色變?yōu)榛疑行Ы档土藫圃鼨C密封水的灰渣顆粒濃度，改善了液位計的測量環(huán)境。

4.4 加強吹灰

鍋爐長時間處于低負荷運行后，折焰角及水冷壁會積聚大量灰渣，當鍋爐負荷達到吹灰條件時，強化吹灰，避免長時間不吹灰而造成掉焦塌灰滅火[18]。

5 處理效果

針對某1 000 MW 機組鍋爐滿負荷瞬間滅火問題，通過采取液位測量桶改進，補水閥控制邏輯優(yōu)化，以及調(diào)整磨煤機煤粉細度、增加燃燒器底層二次風剛度等燃燒調(diào)整措施后，2 號機組經(jīng)過多次啟動帶負荷過程中，水封能滿足機組長周期安全運行要求，保證了機組的經(jīng)濟、安全和穩(wěn)定運行。