张红光，韩钟钟，潘友国，盛伟斌，郑书明，周小航，沈霄华

(1.华能长兴电厂，浙江 长兴 313100；2.华能浙江分公司，浙江 杭州 310014)

在机组正常运行期间，华能长兴电厂的总风量为A,B侧送风机出口风量与一次风量之和，当锅炉总风量<526 t/h，延时5 s，触发锅炉MFT风量低保护。故风量对机组的安全运行有着重要影响[1-2]。在长兴电厂出现多次A侧二次风量测点1，2，3同时突降情况，严重时甚至突降至0，已经对机组的安全稳定运行产生严重影响。为保障机组的安全稳定运行，对问题进行分析后解决该故障，并将相关经验进行总结，可为同类型机组提供一定的借鉴意义。

1 设备简介

电厂锅炉为超超临界参数变压运行垂直管圈直流炉，由哈尔滨锅炉制造有限公司设计制造，型号为HG-1968/29.3-YM5，采用Π型布置，单炉膛、一次再热、平衡通风、露天布置、固态排渣、全钢构架、全悬吊结构、低NOX主燃烧器、四角墙式切圆燃烧方式。

送风机型式为动叶可调轴流式风机，每台锅炉配置2台50%容量风机，每台机组的两台风机并联运行，动叶调节方式，正常工况下调节叶片由最小开度到对应满负荷的最大开度动作时间在25～40 s，非正常工况时的动作时间不超过25 s。布置方式为水平对称布置、垂直进风、水平出风，两台风机的动叶调节机构分别布置在一台风机的右侧，另一台风机的左侧。送风机在BMCR工况及设计煤种的性能参数[1-2]，如表1所示。

表1 送风机主要性能参数

2 事件经过

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号机组在减负荷至270～280 MW并维持该负荷运行时，发生5次A侧DCS显示二次风量突降情况，严重时A侧二次风量突降至0。

查阅历史参数，2020年11月3日风量发生突降时，送风机A和B出口压力分别为0.23，0.68 kPa，A和B侧空预器出口二次风压分别为0.16，0.08 kPa，A和B侧风箱与炉膛差压分别为0.08，0.27 kPa，在约40 s内A侧DCS显示二次风量由340 t/h突降至0 t/h，B侧二次风量稳定。2020年11月4日发生风量突降时，送风机A和B出口压力分别为0.46，0.49 kPa，A和B侧空预器出口二次风压分别为-0.056，0.230 kPa，A和B侧风箱与炉膛差压分别为0.17，0.34 kPa，在约50 s内A侧显示二次风量由300 t/h突降至30 t/h，B侧二次风量稳定。这些压力数据由于DCS死区设置过大的关系，变化过程呈阶跃状跳变，并为直线，给数据分析带来一定困难。

3 原因分析

空预器出口二次风量突降时，送风机振动情况，如表2所示。空预器出口二次风量突降时，送风机电流，动叶开度变化情况如图1所示。送风机电流的动叶开度参数对比如图2所示。空预器出口二次风量突降时，炉膛负压的参数变化情况如图3所示。

表2 送风机振动情况

图1 空预器出口二次风量突降时送风机电流，动叶开度变化情况

图2 送风机电流的动叶开度参数对比

图3 炉膛压力的参数变化

通过分析得到：①送风机振动在风量突降，回升过程中无明显变化；②送风机电流在风量突降的情况下，能够自动根据风量偏差增加送风机出力，电流无晃动、突升突降的情况；③送风机的动叶开度在缓慢开大，炉膛负压缓慢上升说明炉膛实际进风量是在增加的；④送风机出口压力跟随负荷变化而变化，在送风机风量突降时，无明显摆动。综合得到，判断送风机运行是正常的，并没有发生失速、喘振、抢风、出力下降的情况。

空预器出口二次风量取样管堵塞。通知检修，对空预器出口二次风量测点进行吹扫，吹扫过程中强制风量不变。根据吹扫前后的风量变化进行对比，发现吹扫之后的风量波动幅度有一定的变小，即A空预器出口二次风量存在一定的堵灰现象，如图4所示。虽然风量波动稳定了，波动的幅度有所好转，但针对测点1，2，3风量同时突降的情况仍需要继续研究分析。

图4 吹扫前后，风量参数

空预器出口差压值变小。2号炉二次风量测量为差压式测量原理，两个测量元件分别安装于两侧热二次风道内。热二次风流经测量元件，测量元件测出差压值，再经DCS公式计算后得出二次风量值并在DCS画面中显示。差压式测量元件测量二次风量普遍存在的一个问题是：当风量较小时，因二次风道截面积很大，风道内流速较低，导致测出的差压值过小。在低流量情况下，差压值更易受到气流流场、气流脉动、粉尘颗粒及其他因素的干扰产生较大波动。差压值的小幅波动即会引起风量的较大幅度波动，在某些情况下，测得的差压值甚至会出现负值，从而引起风量直接显示为0。压差值参数变化如表3所示。

表3 压差值参数变化 kPa

由于压力下降幅度不大，作为非要因素排除，但通过查阅发现两台送风机随着负荷下降，出口压力从0.9 kPa突降至0.363 kPa，变化幅度较大。由表2表明：当空预器出口压力大于0.5 kPa时，二次风量比较稳定，波动幅度小；当空预器出口风压明显变小时，其二次风量容易产生突降。

2号炉这几次A侧二次风量突降均发生在机组减负荷至270～280 MW并维持在该负荷运行时，单侧二次风量减负荷过调最低至300 t/h左右，随即A侧二次风量即开始波动、突降，而B侧二次风量最后维持在360 t/h左右。根据热二次风温度及热二次风道的截面积理论计算，单侧二次风量从300～360 t/h，风量测量元件流量系数取1时，测量差压值为15～21 Pa，差压每变化1 Pa风量变化10 t/h；若流量系数取0.8，测量差压值为22～33 Pa，差压每变化1.7 Pa风量变化10 t/h。实际二次风量测量元件的差压值与二次风量的对应关系应根据DCS内二次风量计算公式进行反算，风量越小，差压值越小。机组低负荷运行时单侧二次风量小，风量测量元件测出的差压值小，在受到气流脉动、粉尘颗粒、流场不稳以及如炉膛压力波动等扰动影响时，差压值很容易产生较大的波动，引起DCS显示的二次风量大幅波动，甚至显示至0。

检查DCS内部二次风量计算公式，发现2号炉A侧和B侧二次风量计算存在不同。DCS内部A侧和B侧二次风量计算模块在流量测量元件输出小差压值时，其处理方式分别是：A侧X1为10，Y1为0，B侧X1为5，Y1为0，X1为元件测量的差压值，Y1为输出值(非最终风量值)，即当A侧风量测量元件输出差压值≤10 Pa时，运算模块即输出为0，而当B侧测量元件输出差压值≤5 Pa时，运算模块输出为0。从计算的测量元件差压值来看，低风量时A侧二次风量测量元件的差压值受扰动时完全有可能波动至10 Pa以下，从而导致A侧二次风量直接显示为0。因DCS内部二次风量计算公式设置的不同，加之A侧和B侧二次风系统运行中存在的差异，B侧二次风量突降直至为0的概率小于A侧。

经了解，2号炉燃烧器以及二次风小风门等不严密，漏风严重，导致2号炉二次风箱压力过低。从现场运行数据看，满负荷时仅为0.2～0.3 kPa，机组负荷为280 MW时，两侧风箱压力更低，其中A侧更甚，风箱与炉膛差压甚至出现负值，B侧风箱压力相对较高。查历史数据得到，280 MW时B侧风箱与炉膛差压约为0.3 kPa。过低的风箱压力导致二次风抗干扰能力弱，故而当炉膛压力出现波动等扰动时，B侧因风箱压力较高抗扰动能力较强而能保持二次风量稳定，A侧二次风量即出现随炉膛压力波动而反向波动。因A侧二次风箱压力过低，即使炉膛压力发生正向较小的波动，也可能瞬间阻滞二次风气流，风量测量元件输出差压值瞬间突降，显示风量突降。

4 预防二次风量突降的措施

(1)做好风量测量元件的维护工作，定期进行吹堵工作，择机彻底检查测量元件的取压孔、取压管、取压母管等是否积灰堵塞，及时疏通。追踪、考察先进的风量测量装置，有条件进行更换。

(2)机组低负荷运行时尽量保持送风机较大的动叶开度，如动叶开度不小于30%，提高送风量，尽可能提高两侧风箱压力至0.30～0.35 kPa。在条件许可情况下，应考虑对燃烧器进行改造，封堵不必要的漏风点，以提高二次风箱压力，提高二次风的抗干扰能力。

(3)检查DCS二次风量计算公式是否正确，梳理并统一DCS的二次风量计算公式，参考B侧二次风量计算公式，即X1为5，Y1为0。

(4)DCS风压测点死区重新设置。

5 结语

(1)2号炉A侧二次风量异常突降非真实地送入炉内的二次风量突然减小，是机组低负荷运行时单侧二次风量较低、二次风量测量元件输出差压较小所致。

(2)2号炉A侧二次风箱压力过低，在较小扰动下，风量测量元件测量的差压值发生相对大幅的波动。

(3)差压值至DCS风量计算的差压值下限，引起A侧DCS显示的二次风量突降，这也是差压式风量测量元件的特性所致。