塔式炉空气分级燃烧方式下的低氮燃烧自动控制方法

摘要

本发明涉及塔式炉空气分级燃烧方式下的低氮燃烧自动控制方法，包括以下步骤：S1、建立下层主燃烧区域过量空气系数α

说明书

技术领域

本发明涉及塔式炉空气分级燃烧技术的低氮改造领域，尤其涉及塔式炉空气分级燃烧方式下的低氮燃烧自动控制方法。

背景技术

为了适应环保需求，大型火力发电厂进行了低氮燃烧器改造。改造后主要采用空气分级燃烧技术。空气分级燃烧将燃烧过程分两阶段完成，在不同燃烧阶段按照不同的NOx生成机理，抑制NOx产生量。

第一阶段在下层主燃烧区域完成，将80～95％左右燃烧所需的空气量从下层燃烧器区域喷口送入，使该区域的风量小于完全燃烧所需风量(即缺氧燃烧)，目的在于降低该燃烧区域的过量空气系数(下文简称α_下)。一定程度内，α_下越小，NOx生成量越少，同时越有可能产生异常燃烧问题。

第二阶段在上层燃尽区域完成，将剩余25％～35％燃烧所需要的空气量从燃烧器上部喷口SOFA送入，使得炉膛上部燃尽区域风量大于燃烧所需风量(即富氧燃烧)，以达到燃料完全燃烧的目的。

较多锅炉采用上述空气分级燃烧方式后，虽然能大幅度降低NOx生成量，但是却同时产生了较多影响锅炉安全经济的异常问题。如锅炉不完全燃烧损失增加、主再蒸汽参数异常、受热面壁温异常超限、水冷壁大面积高温腐蚀、严重结焦、着火稳定性下降、某些工况NOx生成量异常偏高等异常。

研究分析表明，当α_下异常偏离设计工况时，会发生上述异常情况。必须通过相关自动控制系统，确保机组正常调节负荷范围之内，不同工况下，不同煤种下，都能够控制α_下在合理范围以内。

现有的二次风挡板自动控系统中，无专门针对控制α_下的功能。现有二次风挡板自动控制系统中，主要有两种方式：

A、主燃烧区域的各辅助风挡板控制：整体调节控制二次风箱与炉膛之间差压。周界风控制：根据对应层燃料量进行调节控制。

B、主燃烧区域的各辅助风挡板控制：根据对应层燃料量进行调节控制。

以上这两种二次风挡板自动控制，无法满足α_下的正常合理控制要求；特别是当煤种发生变化时。

发明内容

为了能够精确控制α_下，使得机组在不同工况、不同煤种下，都能控制α_下在合理范围以内，从而避免产生因α_下异常偏大或者偏小造成的燃烧异常问题，本发明提供以下技术方案：

塔式炉空气分级燃烧方式下的低氮燃烧自动控制方法，包括以下步骤：

S1、建立下层主燃烧区域过量空气系数α_下模型:

S11、计算总一次风量：总一次风量＝各磨煤机的一次风量+各磨煤机的密封风量；所述各磨煤机的一次风量由一次风量自动控制系统控制，其接受该磨给煤量对应的函数指令控制，各磨煤机的一次风量＝f(给煤量)，经过模拟得到各磨煤机的一次风量与给煤量的函数表达式，当磨煤机停运后，即给煤量为0时，保持微量通风；所述磨煤机密封风由密封风机提供，不同工况下基本恒定不变；

S12、计算锅炉氧量：锅炉氧量由氧量自动控制系统控制，其接受机组负荷对应的函数指令控制，自动控制锅炉氧量为设定值，锅炉氧量＝f(机组负荷)，经过模拟得到锅炉氧量与机组负荷的函数表达式；

S13、计算入炉煤发热量与修正耗煤量，当机组负荷与锅炉实际耗煤量之间存在偏差时，入炉煤发热量自动修正系统(简称BTU)将自动计算入炉煤发热量；用于BTU系统修正的煤种为机组的常用煤种，简称该机组的“修正煤”，修正耗煤量＝f(机组负荷)，通过模拟得到修正耗煤量与机组负荷的函数表达式；BTU修正系数为“修正耗煤量”与“实际耗煤量”之商；则入炉煤的发热量＝修正煤的发热量/BTU修正系数；

S14、计算锅炉理论干空气质量V⁰，锅炉运行时，锅炉理论干空气质量V⁰为“修正耗煤量”与“理论干空气质量系数”的乘积；所述理论干空气质量系数＝f(入炉煤发热量)，经过模拟得到理论干空气质量系数与入炉煤发热量的函数表达式；

S15、计算锅炉总二次风量，锅炉总二次风量为＝锅炉总风量V-总一次风量-炉膛漏风量；其中锅炉总风量V为锅炉理论干空气质量V⁰与过量空气系数α的乘积，过量空气系数α＝f(锅炉氧量)；总一次风量由步骤S11得到；炉膛漏风量是指在锅炉正常运行时，通过不严密处漏入炉膛的外界风量，其在不同工况下，基本一致；

S16、计算单个二次风挡板对应的二次风量；单个二次风挡板对应的二次风量＝(单个二次风挡板对应的二次风量分配比例)×(锅炉总二次风量)，所述锅炉总二次风量由步骤S15得到；

单个二次风挡板对应的二次风量分配比例＝(单个二次风挡板对应的二次风量分配系数)/(各二次风挡板对应的二次风量分配系数总和)；

单个二次风挡板对应的二次风量分配系数＝(单个二次风挡板线性的风量系数)×(单个二次风挡板面积的风量系数)×(单个二次风挡板高度差的风量系数)；

单个二次风挡板线性的风量系数＝f(二次风挡板开度)，通过对不同二次风挡板开度与风量的就地测量试验，经模拟可得单个二次风挡板线性的风量系数与二次风挡板开度的函数表达式；

单个二次风挡板面积的风量系数通过单个二次风挡板开度与风量的就地测量试验，计算模拟出单个二次风挡板100％开度时，对应单个二次风挡板不同风量的分配系数，即为单个二次风挡板面积的风量系数；

单个二次风挡板高度差的风量系数，在低海拔地区，海拔高度每提高1m，大气压力约下降12Pa，按这一数值计算，若炉膛高度为50m，炉顶标高处的在气压力就比炉底约低600Pa，由于炉膛负压沿整个炉膛高度基本呈线性分布，下部负压大，上部负压小。这给锅炉运行带来一些特殊问题。如在不同高度位置的二次风挡板，因高度的变化导致二次风挡板进出口压差的变化，从而引起风量的变化。因此根据各二次风挡板实际高度位置及锅炉实际运行情况，计算模拟出不同高度的单个二次风挡板风量的分配系数，简称单个二次风挡板高度差的风量系数。

S17、计算得到α_下，α_下＝(下层主燃烧区域的风量)/(锅炉理论干空气质量V⁰)；

所述下层主燃烧区域的风量＝(炉膛漏风量)+(总一次风量)+(下层主燃烧区域各二次风挡板对应的二次风量)；

所述炉膛漏风量在不同工况下，基本一致；所述总一次风量通过步骤S11计算得到；

所述下层主燃烧区域各二次风挡板对应的二次风量＝(CCOFAⅡ～Ⅰ二次风量总和)+(F～A层二次风量总和)；其中各层的二次风量总和为各层单个二次风挡板对应的二次风量之和；单个二次风挡板对应二次风量由步骤S16计算得到；

S2、针对部分典型燃烧工况，进行α_下的特性试验，检测相关参数的变化，对锅炉系统经济性进行定量计算分析研究，对锅炉系统安全性进行定性分析，从而确定在机组正常运行负荷下的最优α_下控制范围；

S3、构架燃烧自动调整控制系统：

S31、构架上层燃尽区域二次风挡板的自动控制方法：

在50％-100％负荷之间时，将上层燃尽区域二次风挡板开度保持全开位置，通过调整其他下层主燃烧区域的二次风挡板，精确控制α_下的数值；在50％负荷以下时，炉膛热负荷逐渐下降，炉膛内火焰充满度较低，下层主燃烧区域的着火稳定性及煤粉燃烧效率逐渐变差，需要适当提高α_下，适当调小上层燃尽区域二次风挡板开度；

S32、构架下层主燃烧区域二次风挡板自动控制方法：

根据经BTU系数修正后的给煤量控制下层主燃烧区域各二次风挡板开度，以将α_下控制在S2得出的控制范围内；

S4、通过对α_下进行计算模拟，对各种不同燃烧工况进行验证比较，对不满足α_下控制范围的工况重新进行燃烧自动调整控制系统的优化调整，通过该方法计算模拟，可方便快捷地对各种不同燃烧工况进行验证比较、从而弥补上述典型燃烧试验工况数量的不足，同时也可以大量简化燃烧调整试验工作量，直接通过计算模拟的形式，预先判断试验工况的合理性。

进一步的，步骤S2中选取两个典型的高负荷及低负荷燃烧工况，通过变α_下的特性试验，确定α_下对锅炉热效率、耗氨质量的影响以对锅炉系统经济性进行定量计算分析研究；同时，通过变α_下的特性试验，确定α_下对水冷壁高温腐蚀可能性、燃烧稳定性风险的影响以对锅炉系统安全性进行定性分析研究；并综合锅炉系统经济性与安全性确定不同机组负荷情况下的最优α_下控制范围。其中：

(1)、锅炉热效率的计算方法为：

a)锅炉热效率计算以燃料低位发热量Q_net，ar为基础计算；

b)排烟热损失：q₂＝100％×Q₂/Q_net，ar

c)可燃气体未完全燃烧热损失：q₃＝100％×3.2×10^-4×CO×α

d)飞灰含碳量下文简称为C_fh；炉渣含碳量下文简称为C_lz；其中下标含义：

lz为炉渣，fh为飞灰；灰渣比例：飞灰90％；炉渣10％；固体未完全燃烧

热损失：

e)散热损失q₅；

f)灰、渣物理热损失q₆；

g)锅炉热效率：η＝100-q₂-q₃-q₄-q₅-q₆

其中在变α_下的特性试验中，α_下的变化不对散热损失、灰渣物理热损失造成影响，因此不计入计算比较中；α_下的变化对排烟温度、C_lz影响不明显，且影响排烟温度及C_lz的因素较复杂多变，因此排烟损失及炉渣含碳量损失也不计入计算比较中。

按照每吨标准煤(其收到基低位发热量Q_net，ar＝29306kJ·kg^—1)正常价格为500元计算，锅炉热效率变化引起经济性变化的计算方法如下所示：

a)标准耗煤量＝(实际耗煤量)×(入炉煤的发热量)/29306；

b)标准耗煤量差值＝(锅炉热效率差值)×(标准耗煤量)；

(2)、耗氨质量的计算方法：

在该两个典型工况下，通过变α_下的特性试验，检查锅炉出口NO_x浓度的变化影响，从而确定耗氨质量的变化影响。按照每kg氨的价格为3元，计算其经济性变化。其耗氨质量计算方法如下(备注：国家环保要求，燃煤锅炉烟气中NO_x排放浓度控制在50mg/m³以下；实际运行时，按照40mg/m³控制)。

a)锅炉烟气质量(t/h)为“锅炉总风量”与“总煤量”之和，简称V_y；

(3)、水冷壁高温腐蚀可能性分析：当α_下逐渐下降时，在水冷壁附近的还原性可燃气体(CO+H₂)浓度逐渐升高，水冷壁高温腐蚀的可能性逐渐增加。为了减小水冷壁高温腐蚀可能性，在保证α_下在合理范围之内时，尽量提高α_下，α_下越高，水冷壁高温腐蚀可能性越小，水冷壁安全性能越高。同时如果锅炉排放烟气中CO浓度异常偏高时，也可证明在水冷壁附近的CO浓度可能相对较高，高温腐蚀可能性较大。

(4)、燃烧稳定性风险分析：

当α_下逐渐下降时，下层主燃烧区域温度逐渐下降，燃烧效果变差，燃烧稳定性能下降。

进一步的，所述步骤S32构架下层主燃烧区域二次风挡板自动控制方法的具体方法为：

S321、以旋流燃烧器的二次风挡板控制系统为基础控制系统；

S322、在旋流燃烧器的二次风挡板控制系统的基础上构架辅助功能模块，当锅炉MFT保护动作后，二次风挡板自动强开至100％；机组运行时，为了冷却各二次风挡板，在自动控制状态下，各二次风挡板的最小开度不得小于15％；

S323、构架A-F层上、下、周二次风挡板的自动控制方法：

通过计算模拟得到A-F层上、下、周二次风挡板开度与各层磨的修正耗煤量之间的函数表达式；

S324、构架A-F层中二次风挡板的自动控制方法：

中二次风挡板作用与上、周、下二次风挡板作用不一致，因此单独通过计算模拟得到A-F层中二次风挡板开度与各层磨的修正耗煤量之间的函数表达式。

现有技术中如果需要精确模拟α_下，需引入大量的相关运行参数，如各磨煤机的给煤量、一次风量、机组负荷、各二次风挡板开度、锅炉总风量、氧量等等。这些参数随着锅炉工况不断变化，且某些参数的测量值与实际值具有一定偏差，如使用这些参数进行计算模拟，势必影响其准确性。

本发明的α_下的计算模型中，只需要引入各磨煤机的给煤量、机组负荷即可计算α_下的数值，其他相关参数均可以通过相关燃烧自动控制、锅炉燃烧特性、实际试验测量进行计算模拟，本发明的α_下计算模型引入的基础参数少而精准，计算结果快速准确。

其次，通过典型工况燃烧调整试验，确定了α_下的合理控制范围，能够避免机组在低氮改造后出现锅炉不完全燃烧损失增加、主再蒸汽参数异常、受热面壁温异常超限、水冷壁大面积高温腐蚀、严重结焦、着火稳定性下降、某些工况NOx生成量异常偏高等异常问题，并可对各种不同的燃烧工况方便快捷的进行模拟验证，同时也可以大量简化燃烧调整试验工作量。

附图说明

图1、负荷890MW变α_下时NO_x浓度及(q₃+q_4fh)变化趋势图。

图2、负荷591MW变α_下时NO_x浓度及(q₃+q_4fh)变化趋势图。

图3、不同负荷下α_下的合理控制范围。

具体实施方式

本实施例以某电厂1000MW、并以经过低氮燃烧器改造的塔式炉为例，进行空气分级燃烧方式下的低氮燃烧自动控制方法的阐述。

燃烧器风箱分成独立的4组，最上面1组风箱为SOFA风箱，实际位于上层燃尽区域；

燃烧器风箱下面有3组燃烧器组，实际位于下层主燃烧区域，每组燃烧器层高度为6450mm，在主燃烧器风箱顶部设置有一层紧凑燃尽风(下文简称CCOFA)，燃烧器顶部CCOFA与SOFA中心线之间间距8386mm。

该锅炉有6台中速磨煤机，每台磨煤机对应提供2层煤粉喷嘴所需的煤粉，由上至下分别为F、E、D、C、B、A磨。磨煤机出口的4根煤粉管道在燃烧器前通过一个1分2的分配器，分成8根煤粉管道，进入4个角燃烧器的2层煤粉喷嘴中；形成12层煤粉喷嘴，分别送至3组燃烧器组。

每相邻2层煤粉喷嘴的上方布置了1个组合喷嘴，为预置水平偏角的辅助风喷嘴；该喷嘴预置了水平方向偏角，从而在炉膛中央形成富燃料区，在水冷壁附近则形成富空气区，可降低NO_x的生成，减弱水冷壁高温腐蚀及结焦的可能性。

在煤粉喷嘴四周布置有周界风，该二次风喷口可以维持一次风刚性，冷却煤粉喷嘴，补充煤粉初期着火风量，调节煤粉着火点。

在每相邻2层煤粉喷嘴之间布置有1层燃油辅助风喷嘴；在燃煤的时候，该喷口可以作为辅助风喷口，适当补充煤粉后期着火风量。

每相邻2层煤粉喷嘴的下方布置了1个喷嘴，为底层辅助风喷嘴；该喷口起到托起煤粉燃烧及补充煤粉后期着火风量作用。

其主要组件，由上至下分别为：

上层燃尽区域：共6层分离燃尽风，由上至下分别为SOFA_Ⅵ、SOFA_Ⅴ、SOFA_Ⅳ、SOFA_Ⅲ、SOFA_Ⅱ、SOFA_Ⅰ

中层燃烧区域：共2层紧凑燃尽风，分别为CCOFA_Ⅱ、CCOFA_Ⅰ

下层主燃烧区域：F磨对应的预置水平偏角的辅助风喷嘴(下文简称F_上)

F磨对应的上部的煤粉喷嘴及其周界风

F磨对应的燃油辅助风喷嘴(下文简称F_中)

F磨对应的下部的煤粉喷嘴及其周界风，该下部周界风挡板与上部周界风挡板公用一个执行控制机构(上部及下部周界风，在下文简称F_周)

F磨对应的底层二次风喷嘴(下文简称F_下)

由上至下，从E磨至B磨的各层二次风挡板，与F层类似，不一一叙述；

A磨对应的预置水平偏角的辅助风喷嘴(下文简称A_上)

A磨对应的上部的煤粉喷嘴及其周界风(下文简称A_周)

A磨对应的燃油辅助风喷嘴(下文简称A_中)

A磨对应的下部的煤粉喷嘴及其周界风(下文简称A_周)

A磨对应的底层二次风喷嘴(下文简称A_下)

经过低氮改造后，在原分离燃尽风上方增加一段新的分离燃尽风，新的分离燃尽风由3层喷口组成，由上至下分别为SOFA_Ⅸ、SOFA_Ⅷ、SOFA_Ⅶ。该电厂的塔式炉在低氮燃烧器改造后，某些工况下，存在部分典型的空气分级燃烧异常问题。

在空气分级燃烧方式中，燃烧异常的根本原因在于α_下与正常合理值发生偏离。当α_下在一定的合理范围之内，上述各项异常是可控的。因此必须根据锅炉本身实际燃烧特性及空气分级燃烧机理，确定α_下的合理范围，并通过确实有效的方法进行精确控制。详细步骤如下：

S1、建立下层主燃烧区域过量空气系数α_下模型:

S11、计算总一次风量：总一次风量＝各磨煤机的一次风量+各磨煤机的密封风量；所述各磨煤机的一次风量由一次风量自动控制系统控制，其接受该磨给煤量对应的函数指令控制，各磨煤机的一次风量＝f(给煤量)，详细如下：

表1磨煤机给煤量与一次风量的自动控制函数表

经过模拟得到各磨煤机的一次风量与给煤量的函数表达式为：y＝f(x)＝0.65×x+90.8，其中x≥10；当磨煤机停运后，即给煤量为0时，保持微量通风，该通风量为5t/h；所述磨煤机密封风由密封风机提供，不同工况下基本恒定不变，就地实测基本在40t/h左右；

S12、计算锅炉氧量：锅炉氧量由氧量自动控制系统控制，其接受机组负荷对应的函数指令控制，自动控制锅炉氧量为设定值，锅炉氧量＝f(机组负荷)，详细如下：

表2锅炉氧量与机组负荷的自动控制函数表

经过模拟得到锅炉氧量与机组负荷的函数表达式为：y＝f(x)＝2.3652572×10^-11×x⁴-6.5800277×10^-8×x³+7.0300085×10^-5×x²-4.0593266×10^-2×x+15.43934；

S13、计算入炉煤发热量与修正耗煤量，当机组负荷与锅炉实际耗煤量之间存在偏差时，入炉煤发热量自动修正系统(简称BTU)将自动计算入炉煤发热量；用于BTU系统修正的煤种为机组的常用煤种，简称该机组的“修正煤”，修正耗煤量＝f(机组负荷)，详细如下：

表3机组负荷与修正煤耗煤量的函数表

通过模拟得到修正耗煤量与机组负荷的函数表达式为：

y＝f(x)＝-8.5119048×10^-10×x⁴+2.1958333×10^-6×x³-2.042381×10^-3×x²+1.1761667×x-88.428571

BTU修正系数为“修正耗煤量”与“实际耗煤量”之商；则入炉煤的发热量＝修正煤的发热量/BTU修正系数；

S14、计算锅炉理论干空气质量V⁰，锅炉运行时，锅炉理论干空气质量V⁰为“修正耗煤量”与“理论干空气质量系数”的乘积；所述理论干空气质量系数＝f(入炉煤发热量)；

该1000MW塔式炉一般掺烧两种煤种，根据理论干空气质量的计算公式及表煤质数据，掺烧1吨“某褐煤”时，其理论干空气质量为5.3788吨；掺烧1吨“某烟煤”时，其理论干空气质量为7.3404吨。

1吨“修正煤”的发热量与1.2921吨“某褐煤”发热量一致，所需理论干空气质量为6.9512吨；1吨“修正煤”的发热量与0.9175吨“某烟煤”发热量一致，所需理论干空气质量为6.7356吨。因此当两者不同煤种掺烧时，随着掺烧比例的改变，所需理论空气质量也发生相应改变，如下所示：

表4理论干空气量系数与入炉煤发热量耗的函数表

经过模拟得到理论干空气质量系数与入炉煤发热量的函数表达式为：

y＝f(x)＝-0.00003×x+7.4792；

S15、计算锅炉总二次风量，锅炉总二次风量为＝锅炉总风量V-总一次风量-炉膛漏风量；

其中锅炉总风量V为锅炉理论干空气质量V⁰与过量空气系数α的乘积，过量空气系数α＝f(锅炉氧量)，其数学表达式为y＝f(x)＝1+x/(21-x)；

总一次风量由步骤S11得到；炉膛漏风量是指在锅炉正常运行时，通过不严密处漏入炉膛的外界风量，其在不同工况下，基本一致，通过就地实际测量及校核，一般为72t/h左右；

S16、计算单个二次风挡板对应的二次风量；单个二次风挡板对应的二次风量＝(单个二次风挡板对应的二次风量分配比例)×(锅炉总二次风量)，所述锅炉总二次风量由步骤S15得到；

单个二次风挡板对应的二次风量分配比例＝(单个二次风挡板对应的二次风量分配系数)/(各二次风挡板对应的二次风量分配系数总和)；

单个二次风挡板对应的二次风量分配系数＝(单个二次风挡板线性的风量系数)×(单个二次风挡板面积的风量系数)×(单个二次风挡板高度差的风量系数)；

单个二次风挡板线性的风量系数＝f(二次风挡板开度)，通过对不同二次风挡板开度与风量的就地测量试验，经模拟可得单个二次风挡板线性的风量系数与二次风挡板开度的函数表达式；详见下表：

表5挡板线性的风量系数与二次风挡板开度的特性表

因此，单个二次风挡板线性的风量系数＝f(二次风挡板开度)的表达式可以模拟为：

y＝f(x)＝1.3111888×10^-8×x⁴-3.923064×10^-6×x³+5.8268583×10^-4×x²+5.8268583×10^-4×x+0.04997669

单个二次风挡板面积的风量系数通过单个二次风挡板开度与风量的就地测量试验，计算模拟出单个二次风挡板100％开度时，对应单个二次风挡板不同风量的分配系数，即为单个二次风挡板面积的风量系数；详见下表：

表6各二次风挡板面积的风量系数

单个二次风挡板高度差的风量系数，在低海拔地区，海拔高度每提高1m，大气压力约下降12Pa，按这一数值计算，若炉膛高度为50m，炉顶标高处的在气压力就比炉底约低600Pa，由于炉膛负压沿整个炉膛高度基本呈线性分布，下部负压大，上部负压小。这给锅炉运行带来一些特殊问题。如在不同高度位置的二次风挡板，因高度的变化导致二次风挡板进出口压差的变化，从而引起风量的变化。因此根据各二次风挡板实际高度位置及锅炉实际运行情况，计算模拟出不同高度的单个二次风挡板风量的分配系数，简称单个二次风挡板高度差的风量系数，详见下表：

表7各二次风挡板高度差的风量系数

S17、计算得到α_下，α_下＝(下层主燃烧区域的风量)/(锅炉理论干空气质量V⁰)；

所述下层主燃烧区域的风量＝(炉膛漏风量)+(总一次风量)+(下层主燃烧区域各二次风挡板对应的二次风量)；

所述炉膛漏风量在不同工况下，基本一致；所述总一次风量通过步骤S11计算得到；

所述下层主燃烧区域各二次风挡板对应的二次风量＝(CCOFAⅡ～Ⅰ二次风量总和)+(F～A层二次风量总和)；其中各层的二次风量总和为各层单个二次风挡板对应的二次风量之和；单个二次风挡板对应二次风量由步骤S16计算得到；

S2、针对部分典型燃烧工况，进行α_下的特性试验，检测相关参数的变化，对锅炉系统经济性进行定量计算分析研究，对锅炉系统安全性进行定性分析，从而确定在机组正常运行负荷下的最优α_下控制范围；

(1)、高负荷典型工况燃烧调整试验：

1)、高负荷典型工况说明：890MW调整前工况是一例典型的高负荷工况，因此选取该工况进行变α_下的燃烧调整试验。将该调整前的异常工况作为工况1。

2)、变α_下的工况说明

在该变α_下的燃烧调整试验中，保持SOFA、CCOFA为100％开度，通过调节A～F层对应的二次风挡板(备注：为方便记录分析，保持A～F层二次风同类型挡板开度一致)。详见下表：

表8负荷890MW变α_下的各工况时二次风挡板开度/％

3)、变α_下的工况相关参数对比

当通过调整二次风挡板来改变α_下时，锅炉系统各相关参数发生改变，详见下表：

表9负荷890MW变α_下的各工况相关参数

在该燃烧工况下，当α_下逐渐增加时，其NO_x的浓度及(q₃+q_4fh)的变化趋势如图1所示，从图1可以发现，当α_下上升到一定程度后，(q₃+q_4fh)下降幅度变小，而NO_x浓度的上升幅度变大。

4)、变α_下的各工况经济性比较

对变α_下下的各工况经济性进行量化比较，详见下表：

表10负荷890MW变α_下的各工况经济性比较

5)、变α_下的各工况安全性评估比较

对变α_下的各工况安全性进行定性比较，详见下表：

表11负荷890MW变α_下的各工况安全性评估比较

6)、变α_下的各工况综合性分析比较

A、工况1的耗氨量虽然最小，但是锅炉热效率最低，经济安全性都较差。

B、工况2比工况3的经济性略低，安全性基本一致。

C、工况4的锅炉热效率虽然较高，但是耗氨量偏多，经济性较差。

D、工况5的锅炉热效率最高，但是耗氨量最大，导致经济性安全性都较差。

E、工况3的安全、经济性都较好；但是当该工况下的α_下逐渐上升时，烟气中的NO_x上升较快，这种现象与图1“NO_x排放浓度与α_下的变化关系趋势图”中的变化趋势基本一致；但是锅炉热效率提升较缓，导致经济性迅速变差。

综合对比机组安全经济性后，在890MW负荷时，α_下为0.838～0.858范围内较合适。

(2)、低负荷典型工况燃烧调整试验

1)、低负荷典型工况说明

591MW调整前工况是一例典型的低负荷工况，因此选取该工况进行变α_下的燃烧调整试验。将该调整前的异常工况作为工况1。

2)、变α_下的工况说明

在该变α_下的燃烧调整试验中，保持SOFA、CCOFA为100％开度，通过调节A～F层对应的二次风挡板。详见下表：

表12负荷591MW变α_下的各工况时二次风挡板开度/％

3)、变α_下的工况相关参数对比

当通过调整二次风挡板来改变α_下时，锅炉系统各相关参数发生改变，详见下表：

表13负荷591MW变α_下的各工况相关参数

在该燃烧工况下，当α_下逐渐减小时，其NO_x的浓度及(q₃+q_4fh)的变化趋势如图2所示，从图2可以发现，当α_下下降到一定程度后，NO_x浓度的下降幅度变小，而(q₃+q_4fh)上升幅度变大。

4)、变α_下的各工况经济性比较

对变α_下的各工况经济性进行量化比较，详见下表：

表14负荷591MW变α_下的各工况经济性比较

5)、变α_下的各工况安全性评估比较

对变α_下的各工况安全性进行定性比较，详见下表。备注：在工况5中，电厂“火焰监视探头系统”检测的火焰模拟信号有所晃动，因此未再次降低α_下进行燃烧调整试验。

表15负荷591MW变α_下的各工况安全性评估比较

6)、变α_下的各工况综合性分析比较

A、工况1的锅炉热效率虽然最高，但是耗氨量最大，经济安全性都较差。

B、工况2、3、4安全性基本一致，其中工况3的经济性最好，工况2次之。

C、工况5的耗氨量最低，但是锅炉热效率最低，且燃烧稳定性略差，经济性安全性都较差。

综合对比机组安全经济性后，在591MW负荷时，α_下为0.869～0.889范围内较合适。

(3)、确定α_下的合理控制范围

通过上文高、低负荷的燃烧调整试验所得，在890MW负荷时，α_下为0.838～0.858范围内较合适；在591MW负荷时，α_下为0.869～0.889范围内较合适。以此类推，在机组正常运行负荷500MW～1000MW之间，α_下的合理控制范围如图3所示。

S3、构架燃烧自动调整控制系统：

S31、构架上层燃尽区域二次风挡板的自动控制方法：

在50％-100％负荷之间时，将上层燃尽区域二次风挡板开度保持全开位置，通过调整其他下层主燃烧区域的二次风挡板，精确控制α_下的数值；在50％负荷以下时，炉膛热负荷逐渐下降，炉膛内火焰充满度较低，下层主燃烧区域的着火稳定性及煤粉燃烧效率逐渐变差，需要适当提高α_下，适当调小上层燃尽区域二次风挡板开度；

S32、构架下层主燃烧区域二次风挡板自动控制方法：

根据经BTU系数修正后的给煤量控制下层主燃烧区域各二次风挡板开度，以将α_下控制在S2得出的控制范围内；具体方法为：

S321、以旋流燃烧器的二次风挡板控制系统为基础控制系统；

二次风挡板自动控制系统有两种典型的不同方式，分别为直流燃烧器、旋流燃烧器的二次风挡板控制系统，两种二次风挡板的控制系统不同之处主要在于辅助风的自动控制方式；直流燃烧器的辅助风控制合适的二次风箱与炉膛之间差压，旋流燃烧器的辅助风自动跟踪相对应磨给煤量变化而变化。

通过α_下的计算模型模拟可得出，当各磨的给煤量稳定时，开大各A～F层二次风挡板，α_下会增加；当各磨的给煤量增加时，维持各A～F层二次风挡板开度保持不变，α_下会减小。因此各A～F层二次风挡板可以随着相对应磨煤机的给煤量变化而变化，从而保证α_下在可控范围之内。

直流燃烧器的二次风挡板控制方式与α_下的控制理念不一致，无法实现α_下的精确控制，而旋流燃烧器的二次风挡板控制方式与α_下的控制理念基本一致，因此采用旋流燃烧器二次风挡板的自动控制方式，但是必须经过适当改进，方可适用。

S322、在旋流燃烧器的二次风挡板控制系统的基础上构架辅助功能模块，当锅炉MFT保护动作后，二次风挡板自动强开至100％；机组运行时，为了冷却各二次风挡板，在自动控制状态下，各二次风挡板的最小开度不得小于15％；

S323、构架A-F层上、下、周二次风挡板的自动控制方法：

各辅助风挡板的开度接受来自对应磨修正耗煤量的相关函数指令控制，即各A～F层二次风挡板随着相对应磨的修正耗煤量变化而变化。

根据α_下的计算模型中各二次风挡板特性，构架了A～F层上、周、下二次风挡板的自动控制，详见下表：

表16 A～F层上、周、下二次风挡板开度与对应磨的修正耗煤量的控制函数表

通过计算模拟得到A-F层上、下、周二次风挡板开度与各层磨的修正耗煤量之间的函数表达式；

A层上、周、下二次风挡板开度函数为：f(A磨修正耗煤量)；其数学表达式为：

y＝f(x)＝1.06×x-10

B层上、周、下二次风挡板开度函数为：f(B磨修正耗煤量)；其数学表达式为：

y＝f(x)＝1.06×x-9

C层上、周、下二次风挡板开度函数为：f(C磨修正耗煤量)；其数学表达式为：

y＝f(x)＝1.06×x-8

D层上、周、下二次风挡板开度函数为：f(D磨修正耗煤量)；其数学表达式为：

y＝f(x)＝1.06×x-7

E层上、周、下二次风挡板开度函数为：f(E磨修正耗煤量)；其数学表达式为：

y＝f(x)＝1.06×x-6

F层上、周、下二次风挡板开度函数为：f(F磨修正耗煤量)；其数学表达式为：

y＝f(x)＝1.06×x-5

S324、构架A-F层中二次风挡板的自动控制方法：

中二次风挡板作用与上、周、下二次风挡板作用不一致，所以根据α_下计算模型中的挡板特性，构架了A～F层中二次风挡板的自动控制，详见下表：

表17 A～F层中二次风挡板开度与对应磨的修正耗煤量自动控制函数表

F层中二次风挡板开度与各层磨的修正耗煤量之间的函数表达式为：

A层中二次风挡板开度函数为：f(A磨修正耗煤量)；其数学表达式为：

y＝f(x)＝1.06×x-25

B层中二次风挡板开度函数为：f(B磨修正耗煤量)；其数学表达式为：

y＝f(x)＝1.06×x-24

C层中二次风挡板开度函数为：f(C磨修正耗煤量)；其数学表达式为：

y＝f(x)＝1.06×x-23

D层中二次风挡板开度函数为：f(D磨修正耗煤量)；其数学表达式为：

y＝f(x)＝1.06×x-22

E层中二次风挡板开度函数为：f(E磨修正耗煤量)；其数学表达式为：

y＝f(x)＝1.06×x-21

F层中二次风挡板开度函数为：f(F磨修正耗煤量)；其数学表达式为：

y＝f(x)＝1.06×x-20

S4、通过对α_下进行计算模拟，对各种不同燃烧工况进行验证比较，对不满足α_下控制范围的工况重新进行燃烧自动调整控制系统的优化调整，通过该方法计算模拟，可方便快捷地对各种不同燃烧工况进行验证比较、从而弥补上述典型燃烧试验工况数量的不足，同时也可以大量简化燃烧调整试验工作量，直接通过计算模拟的形式，预先判断试验工况的合理性。

根据α_下的计算模型对各个燃烧工况进行模拟验证，检查各工况下α_下是否在合理控制范围之内。详见下表，其中机组负荷、各磨的给煤量为该α_下的计算模型的引入量，燃煤热值及α_下为该计算模型的输出量。

表18 500～1000MW之间负荷的各个燃烧工况中α_下的具体数值

在上表中，根据α_下的计算模型对不同燃烧工况中α_下的具体数值进行验证。验证结果如下：

1)在工况1～16中，为燃煤热值为17225kJ/kg时各个可能出现的典型燃烧工况。通过上表可以看出，在不同负荷、不同磨煤机组合运行方式、不同煤量时α_下的数值都在规定控制范围之内。

2)在工况17～29中，为燃煤热值为19225kJ/kg时各个可能出现的典型燃烧工况。通过上表可以看出，同比工况1～16，α_下的数值基本一致。

3)在工况30～39中，为燃煤热值为21225kJ/kg时各个可能出现的典型燃烧工况。通过上表可以看出，同比工况1～16，α_下的数值基本一致。

4)在工况40～50中，为燃煤热值为15225kJ/kg时各个可能出现的典型燃烧工况。通过上表可以看出，同比工况1～16，α_下的数值基本一致。

从上述验证结果可以发现，当燃煤热值、负荷、煤量、磨煤机组合运行方式等等发生改变时，该优化后的燃烧自动控制系统都能够将α_下控制在合适范围之内，圆满解决了因α_下异常变化而引起的各项异常问题。

以上述依据本发明理想实施例为启示，通过上述的说明内容，相关工作人员完全可以在不偏离本项发明技术思想的范围内，进行多样的变更以及修改。本项发明的技术性范围并不局限于说明书上的内容，必须要根据权利要求范围来确定其技术性范围。