1、設備簡介
鍋爐型號為SG-2008 /17.47-M903，平衡通風、固態排渣、強制循環、亞臨界參數汽包爐。配備六套正壓直吹式制粉系統，采用濃淡分離寬調節比(WR型)燃燒器，四角布置，切向燃燒。
為降低切向燃燒引起的爐膛出口及水平煙道中煙氣的殘余旋轉所造成的煙氣側的屏間熱偏差，采用同心反切加燃盡風(OFA)和部分消旋二次風技術，使爐內氣流的旋轉強度具有一定的可調性。燃燒器沿爐膛高度方向自下而上分別編號為AA、A、AB、B、BC、C、CD、D、DE、E、EF、F、FF及OFA，其中A、B、C、D、E、F層為帶有周界風的煤粉燃燒器；AA，AB、BC、CD、DE、EF、FF層為輔助風。AB、CD、DE層二次風噴嘴為4.5°順時針偏轉，BC層二次風噴嘴為15。順時針偏轉，它們牽引對沖的一次風構成順時針方向旋轉的爐內主氣流：EF層二次風為20°逆時針偏轉，FF層及OFA層為25°逆時針偏轉，它們具有減輕和消除氣流殘余旋轉的功能；由于AA層二次風具有托粉作用，不作偏轉。為了調節再熱器汽溫，一次風噴嘴可上、下擺動20°；二次風噴嘴可上、下擺動30°。
2、爐內摻燒與加裝吹灰器
為解決上述問題，國華公司與西安熱工研究院、各屬地電科院等單位合作，針對甲、乙兩臺鍋爐進行了燃燒優化工作。
首先針對設計煤種灰熔點低的情況，為改善灰渣成分、提高灰熔點，確定了摻燒神華煤中灰熔點較高的保德煤的方案。由于配煤設施有限，不能實現煤場混配，所以通過試驗比較，確定了以C磨煤機單獨燃用保德煤的方式來實現爐內摻燒的方案。表1為兩種煤質摻混前后的灰熔點數據，其中上灣煤為低灰熔點侏羅紀煙煤，保德煤為高灰熔點石碳紀煙煤。
其次為進一步減輕爐膛結渣和受熱面積灰情況，經過與鍋爐廠充分協商，在分隔屏、后屏、低溫過熱器部位加裝了16只吹灰器。甲鍋爐在上述改進方案實施前后的運行數據如圖1所示。
從圖1可以看出改進方案實施后A、B側排煙溫度顯著降低。A空預器出口煙氣溫度2較加裝前降低最大達到11.9℃，A空預器出口煙氣溫度1降低幅度最低為10.1℃。
從圖2可以看出，增加吹灰器后過熱器出口溫度平均達到A側536.2℃、B側536.7℃，較以前全燃神華低灰熔點煙煤時的527.7℃和532.3℃提高了8.5℃和4.5℃，較摻燒保德煙煤工況也稍有提升。
從以上數據可以看出，鍋爐在額定負荷下按20%摻燒保德煤，因分隔屏結焦以及對流豎井積灰情況大幅度降低，空預器入口煙溫降低11.9℃，排煙溫度降低4.24℃；同時，因分隔屏結焦脫落，過熱器吸熱量增加，主蒸汽溫度有所提高，爐膛出口煙溫在噴燃器擺角水平位置情況下，比摻燒前下擺12°低52℃，說明機組在連續高峰負荷期間摻燒保德煤可以提高鍋爐的安全性和經濟性。
以上甲、乙兩臺鍋爐摻燒保德煤和加裝吹灰器后的運行數據表明，通過采取這些措施有效地減輕了爐內受熱面結渣和尾部積灰情況，使鍋爐運行的安全性得以保證，并在經濟性方面基本達到了設計要求。
3、結渣情況差異分析
雖然甲、乙兩臺鍋爐通過摻燒保德煤和加裝吹灰器的措施基本保證了鍋爐的運行安全性，并在一定程度上提高了經濟性，但是兩臺鍋爐的運行工況卻存在著較大的不同，表3是現場采集到的兩臺鍋爐的運行數據。
從表3可以發現，與乙鍋爐相比，甲鍋爐的排煙溫度的低12℃左右，過熱器減溫水量多50 t/h左右，再熱器減溫水量少34 t/h左右。這說明甲鍋爐的分隔屏過熱器結渣較乙鍋爐輕微。
造成這種差別的原因之一是爐內配風方式不同，分析如下。
甲、乙兩臺鍋爐的二次風偏轉角度配置為下部啟旋、上部消旋，煙氣在爐膛內整體呈順時針方向流動并形成“風包粉”流場。那么按照切向燃燒煙溫偏差理論，在爐膛出口應當是左側煙溫高、右側煙溫低，對應的過熱器減溫水流量應當是左側高、右側低。但表3所示的數據卻與此規律完全相反：甲鍋爐的過熱器一級減溫水流量左側比右側低5.1 t/h，二級減溫水流量左側比右側低1.8 t/h，乙鍋爐的過熱器一級減溫水流量左側比右側低23.6 t/h，二級減溫水流量左側比右側低9.9 t/h。因此可以初步斷定由于消旋風動量過大在爐膛上部煙氣流動出現了反旋，由順時針旋轉變為逆時針旋轉，如圖3所示。
從表4還可以看出，甲鍋爐的消旋二次風門開度比乙鍋爐的消旋二次風門開度小，而啟旋二次風門的開度比乙鍋爐的啟旋二次風門開度大，所以甲鍋爐的過熱器減溫水流量偏差比乙鍋爐的過熱器減溫水流量偏差小得多。但兩臺鍋爐的過熱器減溫水流量都是左側低于右側，所以在爐膛上部都出現了煙氣反旋，只是旋轉強度不同而己。
爐膛上部煙氣流向反轉后會使得“風包粉”的流場結構遭到破壞，此時灰顆粒容易貼壁。雖然由于摻燒保德煤使灰顆粒熔點提高以及水冷壁的管壁溫度較低、冷卻效果較好，貼壁顆粒不至于在爐膛上部水冷壁結渣，但加劇水冷壁沾污則是可以肯定的。那么由于爐膛吸熱份額的減少必然會使屏底煙溫升高，從而加劇分隔屏過熱器結渣。此外，煤粉顆粒初始在爐內按順時針方向螺旋上升，在爐膛上部由于旋向的改變必然會使顆粒在爐內的行程變短、停留時間減少，這會使得灰顆粒在到達屏底時由于燃燒時間的縮短而仍然具有較高的溫度，從而更易在分隔屏受熱面上積聚成渣。
從表3記錄的數據可以看出，隨著反旋強度的增大，爐膛左右側煙溫偏差和受熱面結渣、積灰程度也在增加，這會對過熱器和再熱器的吸熱比例和換熱效率產生影響，使鍋爐運行的經濟性降低。實際運行結果也證明較高的排煙溫度和較大的再熱器減溫水量是乙電廠的發電煤耗高于甲電廠的發電煤耗的原因之一。
那么為了避免煙氣反旋就需要開大BC層啟旋二次風門，改變啟旋風和消旋風的動量比。但是過大的啟旋風量會產生引射作用，將一次風拉向二次風，由于啟旋風偏轉角度較大，所以極易使火焰刷墻，在燃用低灰熔點煤時容易結渣。甲、乙鍋爐的摻燒試驗結果表明，在C層燃燒器燃用保德煤的效果最佳，這說明C層一次風射流受BC層啟轉二次風的影響最甚、最容易發生結渣問題，而在這層燃用高灰熔點煤則最為有效。加拿大自然資源部能源技術研究中心的計算結果表明，在爐膛下部存在著速度高達50 m/s的貼壁煙氣流，這也從一個方面證實了上述分析。
從表5中可以看出，甲鍋爐的煤粉均勻性比乙鍋爐的差，但煤粉細度比乙鍋爐的低。實際上造成過熱器結渣的主要原因是隨煙氣運動至屏底的灰顆粒的表面溫度大于其軟化溫度，由于具有較高的粘度因而附著在受熱面上逐漸積聚成渣。有實驗研究表明：燃燒器區域的煤粉顆粒溫度高于煙氣溫度，顆粒的粒徑越大，其表面溫度越高。而且由于大煤粉顆粒的燃盡時間較長，所以其高溫持續時間越長。
在與燃燒器距離一定的情況下，500 im粒度的顆粒溫度最多可比煙氣溫度高240℃左右，100 um粒度的顆粒溫度比煙氣溫度高100℃左右，而29 im粒度的顆粒溫度比煙氣溫度高25℃左右。
爐內的熱交換過程以輻射換熱為主，煤粉火焰中灰顆粒的輻射減弱系數與灰粒徑存在如下相互關系：
根據上述公式可以發現灰粒子的輻射減弱系數與灰粒直徑的2/3次方成反比，即灰顆粒越大其輻射能力越弱。那么直徑較大的煤粉顆粒由于在燃燒器區域就具有較高的溫度以及在爐內較弱的輻射能力，必然在隨煙氣運動至分隔屏部時與小直徑的灰顆粒相比仍保持較高的表面溫度。因而在同等條件下，越粗的煤粉越易結渣。這正是乙鍋爐比甲鍋爐結渣更甚的另一個主要原因。
4、結論
(1)屏底煙溫設計過高、爐膛上部煙氣反旋、煤粉較粗是導致分隔屏過熱器結渣的主要原因。
(2)通過摻燒高灰熔點煙煤和加裝吹灰器，可以基本實現鍋爐安全運行。
(3)為進一步提高鍋爐運行的經濟性，還需要進行以下工作：優化燃燒器配風，避免煙氣出現反旋；對制粉系統進行優化，細化煤粉；盡量保留C磨摻燒方式。
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