本發(fā)明涉及塔式爐空氣分級燃燒技術(shù)的低氮改造領(lǐng)域，尤其涉及塔式爐空氣分級燃燒方式下的低氮燃燒自動控制方法。

背景技術(shù)：

為了適應(yīng)環(huán)保需求，大型火力發(fā)電廠進行了低氮燃燒器改造。改造后主要采用空氣分級燃燒技術(shù)。空氣分級燃燒將燃燒過程分兩階段完成，在不同燃燒階段按照不同的NOx生成機理，抑制NOx產(chǎn)生量。

第一階段在下層主燃燒區(qū)域完成，將80～95％左右燃燒所需的空氣量從下層燃燒器區(qū)域噴口送入，使該區(qū)域的風(fēng)量小于完全燃燒所需風(fēng)量(即缺氧燃燒)，目的在于降低該燃燒區(qū)域的過量空氣系數(shù)(下文簡稱α_下)。一定程度內(nèi)，α_下越小，NOx生成量越少，同時越有可能產(chǎn)生異常燃燒問題。

第二階段在上層燃盡區(qū)域完成，將剩余25％～35％燃燒所需要的空氣量從燃燒器上部噴口SOFA送入，使得爐膛上部燃盡區(qū)域風(fēng)量大于燃燒所需風(fēng)量(即富氧燃燒)，以達到燃料完全燃燒的目的。

較多鍋爐采用上述空氣分級燃燒方式后，雖然能大幅度降低NOx生成量，但是卻同時產(chǎn)生了較多影響鍋爐安全經(jīng)濟的異常問題。如鍋爐不完全燃燒損失增加、主再蒸汽參數(shù)異常、受熱面壁溫異常超限、水冷壁大面積高溫腐蝕、嚴重結(jié)焦、著火穩(wěn)定性下降、某些工況NOx生成量異常偏高等異常。

研究分析表明，當(dāng)α_下異常偏離設(shè)計工況時，會發(fā)生上述異常情況。必須通過相關(guān)自動控制系統(tǒng)，確保機組正常調(diào)節(jié)負荷范圍之內(nèi)，不同工況下，不同煤種下，都能夠控制α_下在合理范圍以內(nèi)。

現(xiàn)有的二次風(fēng)擋板自動控系統(tǒng)中，無專門針對控制α_下的功能。現(xiàn)有二次風(fēng)擋板自動控制系統(tǒng)中，主要有兩種方式：

A、主燃燒區(qū)域的各輔助風(fēng)擋板控制：整體調(diào)節(jié)控制二次風(fēng)箱與爐膛之間差壓。周界風(fēng)控制：根據(jù)對應(yīng)層燃料量進行調(diào)節(jié)控制。

B、主燃燒區(qū)域的各輔助風(fēng)擋板控制：根據(jù)對應(yīng)層燃料量進行調(diào)節(jié)控制。

以上這兩種二次風(fēng)擋板自動控制，無法滿足α_下的正常合理控制要求；特別是當(dāng)煤種發(fā)生變化時。

技術(shù)實現(xiàn)要素：

為了能夠精確控制α_下，使得機組在不同工況、不同煤種下，都能控制α_下在合理范圍以內(nèi)，從而避免產(chǎn)生因α_下異常偏大或者偏小造成的燃燒異常問題，本發(fā)明提供以下技術(shù)方案：

塔式爐空氣分級燃燒方式下的低氮燃燒自動控制方法，包括以下步驟：

S1、建立下層主燃燒區(qū)域過量空氣系數(shù)α_下模型:

S11、計算總一次風(fēng)量：總一次風(fēng)量＝各磨煤機的一次風(fēng)量+各磨煤機的密封風(fēng)量；所述各磨煤機的一次風(fēng)量由一次風(fēng)量自動控制系統(tǒng)控制，其接受該磨給煤量對應(yīng)的函數(shù)指令控制，各磨煤機的一次風(fēng)量＝f(給煤量)，經(jīng)過模擬得到各磨煤機的一次風(fēng)量與給煤量的函數(shù)表達式，當(dāng)磨煤機停運后，即給煤量為0時，保持微量通風(fēng)；所述磨煤機密封風(fēng)由密封風(fēng)機提供，不同工況下基本恒定不變；

S12、計算鍋爐氧量：鍋爐氧量由氧量自動控制系統(tǒng)控制，其接受機組負荷對應(yīng)的函數(shù)指令控制，自動控制鍋爐氧量為設(shè)定值，鍋爐氧量＝f(機組負荷)，經(jīng)過模擬得到鍋爐氧量與機組負荷的函數(shù)表達式；

S13、計算入爐煤發(fā)熱量與修正耗煤量，當(dāng)機組負荷與鍋爐實際耗煤量之間存在偏差時，入爐煤發(fā)熱量自動修正系統(tǒng)(簡稱BTU)將自動計算入爐煤發(fā)熱量；用于BTU系統(tǒng)修正的煤種為機組的常用煤種，簡稱該機組的“修正煤”，修正耗煤量＝f(機組負荷)，通過模擬得到修正耗煤量與機組負荷的函數(shù)表達式；BTU修正系數(shù)為“修正耗煤量”與“實際耗煤量”之商；則入爐煤的發(fā)熱量＝修正煤的發(fā)熱量/BTU修正系數(shù)；

S14、計算鍋爐理論干空氣質(zhì)量V⁰，鍋爐運行時，鍋爐理論干空氣質(zhì)量V⁰為“修正耗煤量”與“理論干空氣質(zhì)量系數(shù)”的乘積；所述理論干空氣質(zhì)量系數(shù)＝f(入爐煤發(fā)熱量)，經(jīng)過模擬得到理論干空氣質(zhì)量系數(shù)與入爐煤發(fā)熱量的函數(shù)表達式；

S15、計算鍋爐總二次風(fēng)量，鍋爐總二次風(fēng)量為＝鍋爐總風(fēng)量V-總一次風(fēng)量-爐膛漏風(fēng)量；其中鍋爐總風(fēng)量V為鍋爐理論干空氣質(zhì)量V⁰與過量空氣系數(shù)α的乘積，過量空氣系數(shù)α＝f(鍋爐氧量)；總一次風(fēng)量由步驟S11得到；爐膛漏風(fēng)量是指在鍋爐正常運行時，通過不嚴密處漏入爐膛的外界風(fēng)量，其在不同工況下，基本一致；

S16、計算單個二次風(fēng)擋板對應(yīng)的二次風(fēng)量；單個二次風(fēng)擋板對應(yīng)的二次風(fēng)量＝(單個二次風(fēng)擋板對應(yīng)的二次風(fēng)量分配比例)×(鍋爐總二次風(fēng)量)，所述鍋爐總二次風(fēng)量由步驟S15得到；

單個二次風(fēng)擋板對應(yīng)的二次風(fēng)量分配比例＝(單個二次風(fēng)擋板對應(yīng)的二次風(fēng)量分配系數(shù))/(各二次風(fēng)擋板對應(yīng)的二次風(fēng)量分配系數(shù)總和)；

單個二次風(fēng)擋板對應(yīng)的二次風(fēng)量分配系數(shù)＝(單個二次風(fēng)擋板線性的風(fēng)量系數(shù))×(單個二次風(fēng)擋板面積的風(fēng)量系數(shù))×(單個二次風(fēng)擋板高度差的風(fēng)量系數(shù))；

單個二次風(fēng)擋板線性的風(fēng)量系數(shù)＝f(二次風(fēng)擋板開度)，通過對不同二次風(fēng)擋板開度與風(fēng)量的就地測量試驗，經(jīng)模擬可得單個二次風(fēng)擋板線性的風(fēng)量系數(shù)與二次風(fēng)擋板開度的函數(shù)表達式；

單個二次風(fēng)擋板面積的風(fēng)量系數(shù)通過單個二次風(fēng)擋板開度與風(fēng)量的就地測量試驗，計算模擬出單個二次風(fēng)擋板100％開度時，對應(yīng)單個二次風(fēng)擋板不同風(fēng)量的分配系數(shù)，即為單個二次風(fēng)擋板面積的風(fēng)量系數(shù)；

單個二次風(fēng)擋板高度差的風(fēng)量系數(shù)，在低海拔地區(qū)，海拔高度每提高1m，大氣壓力約下降12Pa，按這一數(shù)值計算，若爐膛高度為50m，爐頂標(biāo)高處的在氣壓力就比爐底約低600Pa，由于爐膛負壓沿整個爐膛高度基本呈線性分布，下部負壓大，上部負壓小。這給鍋爐運行帶來一些特殊問題。如在不同高度位置的二次風(fēng)擋板，因高度的變化導(dǎo)致二次風(fēng)擋板進出口壓差的變化，從而引起風(fēng)量的變化。因此根據(jù)各二次風(fēng)擋板實際高度位置及鍋爐實際運行情況，計算模擬出不同高度的單個二次風(fēng)擋板風(fēng)量的分配系數(shù)，簡稱單個二次風(fēng)擋板高度差的風(fēng)量系數(shù)。

S17、計算得到α_下，α_下＝(下層主燃燒區(qū)域的風(fēng)量)/(鍋爐理論干空氣質(zhì)量V⁰)；

所述下層主燃燒區(qū)域的風(fēng)量＝(爐膛漏風(fēng)量)+(總一次風(fēng)量)+(下層主燃燒區(qū)域各二次風(fēng)擋板對應(yīng)的二次風(fēng)量)；

所述爐膛漏風(fēng)量在不同工況下，基本一致；所述總一次風(fēng)量通過步驟S11計算得到；

所述下層主燃燒區(qū)域各二次風(fēng)擋板對應(yīng)的二次風(fēng)量＝(CCOFAⅡ～Ⅰ二次風(fēng)量總和)+(F～A層二次風(fēng)量總和)；其中各層的二次風(fēng)量總和為各層單個二次風(fēng)擋板對應(yīng)的二次風(fēng)量之和；單個二次風(fēng)擋板對應(yīng)二次風(fēng)量由步驟S16計算得到；

S2、針對部分典型燃燒工況，進行α_下的特性試驗，檢測相關(guān)參數(shù)的變化，對鍋爐系統(tǒng)經(jīng)濟性進行定量計算分析研究，對鍋爐系統(tǒng)安全性進行定性分析，從而確定在機組正常運行負荷下的最優(yōu)α_下控制范圍；

S3、構(gòu)架燃燒自動調(diào)整控制系統(tǒng)：

S31、構(gòu)架上層燃盡區(qū)域二次風(fēng)擋板的自動控制方法：

在50％-100％負荷之間時，將上層燃盡區(qū)域二次風(fēng)擋板開度保持全開位置，通過調(diào)整其他下層主燃燒區(qū)域的二次風(fēng)擋板，精確控制α_下的數(shù)值；在50％負荷以下時，爐膛熱負荷逐漸下降，爐膛內(nèi)火焰充滿度較低，下層主燃燒區(qū)域的著火穩(wěn)定性及煤粉燃燒效率逐漸變差，需要適當(dāng)提高α_下，適當(dāng)調(diào)小上層燃盡區(qū)域二次風(fēng)擋板開度；

S32、構(gòu)架下層主燃燒區(qū)域二次風(fēng)擋板自動控制方法：

根據(jù)經(jīng)BTU系數(shù)修正后的給煤量控制下層主燃燒區(qū)域各二次風(fēng)擋板開度，以將α_下控制在S2得出的控制范圍內(nèi)；

S4、通過對α_下進行計算模擬，對各種不同燃燒工況進行驗證比較，對不滿足α_下控制范圍的工況重新進行燃燒自動調(diào)整控制系統(tǒng)的優(yōu)化調(diào)整，通過該方法計算模擬，可方便快捷地對各種不同燃燒工況進行驗證比較、從而彌補上述典型燃燒試驗工況數(shù)量的不足，同時也可以大量簡化燃燒調(diào)整試驗工作量，直接通過計算模擬的形式，預(yù)先判斷試驗工況的合理性。

進一步的，步驟S2中選取兩個典型的高負荷及低負荷燃燒工況，通過變α_下的特性試驗，確定α_下對鍋爐熱效率、耗氨質(zhì)量的影響以對鍋爐系統(tǒng)經(jīng)濟性進行定量計算分析研究；同時，通過變α_下的特性試驗，確定α_下對水冷壁高溫腐蝕可能性、燃燒穩(wěn)定性風(fēng)險的影響以對鍋爐系統(tǒng)安全性進行定性分析研究；并綜合鍋爐系統(tǒng)經(jīng)濟性與安全性確定不同機組負荷情況下的最優(yōu)α_下控制范圍。其中：

(1)、鍋爐熱效率的計算方法為：

a)鍋爐熱效率計算以燃料低位發(fā)熱量Q_net，ar為基礎(chǔ)計算；

b)排煙熱損失：q₂＝100％×Q₂/Q_net，ar

c)可燃氣體未完全燃燒熱損失：q₃＝100％×3.2×10^-4×CO×α

d)飛灰含碳量下文簡稱為C_fh；爐渣含碳量下文簡稱為C_lz；其中下標(biāo)含義：

lz為爐渣，fh為飛灰；灰渣比例：飛灰90％；爐渣10％；固體未完全燃燒

熱損失：

e)散熱損失q₅；

f)灰、渣物理熱損失q₆；

g)鍋爐熱效率：η＝100-q₂-q₃-q₄-q₅-q₆

其中在變α_下的特性試驗中，α_下的變化不對散熱損失、灰渣物理熱損失造成影響，因此不計入計算比較中；α_下的變化對排煙溫度、C_lz影響不明顯，且影響排煙溫度及C_lz的因素較復(fù)雜多變，因此排煙損失及爐渣含碳量損失也不計入計算比較中。

按照每噸標(biāo)準(zhǔn)煤(其收到基低位發(fā)熱量Q_net，ar＝29306kJ·kg^—1)正常價格為500元計算，鍋爐熱效率變化引起經(jīng)濟性變化的計算方法如下所示：

a)標(biāo)準(zhǔn)耗煤量＝(實際耗煤量)×(入爐煤的發(fā)熱量)/29306；

b)標(biāo)準(zhǔn)耗煤量差值＝(鍋爐熱效率差值)×(標(biāo)準(zhǔn)耗煤量)；

(2)、耗氨質(zhì)量的計算方法：

在該兩個典型工況下，通過變α_下的特性試驗，檢查鍋爐出口NO_x濃度的變化影響，從而確定耗氨質(zhì)量的變化影響。按照每kg氨的價格為3元，計算其經(jīng)濟性變化。其耗氨質(zhì)量計算方法如下(備注：國家環(huán)保要求，燃煤鍋爐煙氣中NO_x排放濃度控制在50mg/m³以下；實際運行時，按照40mg/m³控制)。

a)鍋爐煙氣質(zhì)量(t/h)為“鍋爐總風(fēng)量”與“總煤量”之和，簡稱V_y；

(3)、水冷壁高溫腐蝕可能性分析：當(dāng)α_下逐漸下降時，在水冷壁附近的還原性可燃氣體(CO+H₂)濃度逐漸升高，水冷壁高溫腐蝕的可能性逐漸增加。為了減小水冷壁高溫腐蝕可能性，在保證α_下在合理范圍之內(nèi)時，盡量提高α_下，α_下越高，水冷壁高溫腐蝕可能性越小，水冷壁安全性能越高。同時如果鍋爐排放煙氣中CO濃度異常偏高時，也可證明在水冷壁附近的CO濃度可能相對較高，高溫腐蝕可能性較大。

(4)、燃燒穩(wěn)定性風(fēng)險分析：

當(dāng)α_下逐漸下降時，下層主燃燒區(qū)域溫度逐漸下降，燃燒效果變差，燃燒穩(wěn)定性能下降。

進一步的，所述步驟S32構(gòu)架下層主燃燒區(qū)域二次風(fēng)擋板自動控制方法的具體方法為：

S321、以旋流燃燒器的二次風(fēng)擋板控制系統(tǒng)為基礎(chǔ)控制系統(tǒng)；

S322、在旋流燃燒器的二次風(fēng)擋板控制系統(tǒng)的基礎(chǔ)上構(gòu)架輔助功能模塊，當(dāng)鍋爐MFT保護動作后，二次風(fēng)擋板自動強開至100％；機組運行時，為了冷卻各二次風(fēng)擋板，在自動控制狀態(tài)下，各二次風(fēng)擋板的最小開度不得小于15％；

S323、構(gòu)架A-F層上、下、周二次風(fēng)擋板的自動控制方法：

通過計算模擬得到A-F層上、下、周二次風(fēng)擋板開度與各層磨的修正耗煤量之間的函數(shù)表達式；

S324、構(gòu)架A-F層中二次風(fēng)擋板的自動控制方法：

中二次風(fēng)擋板作用與上、周、下二次風(fēng)擋板作用不一致，因此單獨通過計算模擬得到A-F層中二次風(fēng)擋板開度與各層磨的修正耗煤量之間的函數(shù)表達式。

現(xiàn)有技術(shù)中如果需要精確模擬α_下，需引入大量的相關(guān)運行參數(shù)，如各磨煤機的給煤量、一次風(fēng)量、機組負荷、各二次風(fēng)擋板開度、鍋爐總風(fēng)量、氧量等等。這些參數(shù)隨著鍋爐工況不斷變化，且某些參數(shù)的測量值與實際值具有一定偏差，如使用這些參數(shù)進行計算模擬，勢必影響其準(zhǔn)確性。

本發(fā)明的α_下的計算模型中，只需要引入各磨煤機的給煤量、機組負荷即可計算α_下的數(shù)值，其他相關(guān)參數(shù)均可以通過相關(guān)燃燒自動控制、鍋爐燃燒特性、實際試驗測量進行計算模擬，本發(fā)明的α_下計算模型引入的基礎(chǔ)參數(shù)少而精準(zhǔn)，計算結(jié)果快速準(zhǔn)確。

其次，通過典型工況燃燒調(diào)整試驗，確定了α_下的合理控制范圍，能夠避免機組在低氮改造后出現(xiàn)鍋爐不完全燃燒損失增加、主再蒸汽參數(shù)異常、受熱面壁溫異常超限、水冷壁大面積高溫腐蝕、嚴重結(jié)焦、著火穩(wěn)定性下降、某些工況NOx生成量異常偏高等異常問題，并可對各種不同的燃燒工況方便快捷的進行模擬驗證，同時也可以大量簡化燃燒調(diào)整試驗工作量。

附圖說明

圖1、負荷890MW變α_下時NO_x濃度及(q₃+q_4fh)變化趨勢圖。

圖2、負荷591MW變α_下時NO_x濃度及(q₃+q_4fh)變化趨勢圖。

圖3、不同負荷下α_下的合理控制范圍。

具體實施方式

本實施例以某電廠1000MW、并以經(jīng)過低氮燃燒器改造的塔式爐為例，進行空氣分級燃燒方式下的低氮燃燒自動控制方法的闡述。

燃燒器風(fēng)箱分成獨立的4組，最上面1組風(fēng)箱為SOFA風(fēng)箱，實際位于上層燃盡區(qū)域；

燃燒器風(fēng)箱下面有3組燃燒器組，實際位于下層主燃燒區(qū)域，每組燃燒器層高度為6450mm，在主燃燒器風(fēng)箱頂部設(shè)置有一層緊湊燃盡風(fēng)(下文簡稱CCOFA)，燃燒器頂部CCOFA與SOFA中心線之間間距8386mm。

該鍋爐有6臺中速磨煤機，每臺磨煤機對應(yīng)提供2層煤粉噴嘴所需的煤粉，由上至下分別為F、E、D、C、B、A磨。磨煤機出口的4根煤粉管道在燃燒器前通過一個1分2的分配器，分成8根煤粉管道，進入4個角燃燒器的2層煤粉噴嘴中；形成12層煤粉噴嘴，分別送至3組燃燒器組。

每相鄰2層煤粉噴嘴的上方布置了1個組合噴嘴，為預(yù)置水平偏角的輔助風(fēng)噴嘴；該噴嘴預(yù)置了水平方向偏角，從而在爐膛中央形成富燃料區(qū)，在水冷壁附近則形成富空氣區(qū)，可降低NO_x的生成，減弱水冷壁高溫腐蝕及結(jié)焦的可能性。

在煤粉噴嘴四周布置有周界風(fēng)，該二次風(fēng)噴口可以維持一次風(fēng)剛性，冷卻煤粉噴嘴，補充煤粉初期著火風(fēng)量，調(diào)節(jié)煤粉著火點。

在每相鄰2層煤粉噴嘴之間布置有1層燃油輔助風(fēng)噴嘴；在燃煤的時候，該噴口可以作為輔助風(fēng)噴口，適當(dāng)補充煤粉后期著火風(fēng)量。

每相鄰2層煤粉噴嘴的下方布置了1個噴嘴，為底層輔助風(fēng)噴嘴；該噴口起到托起煤粉燃燒及補充煤粉后期著火風(fēng)量作用。

其主要組件，由上至下分別為：

上層燃盡區(qū)域：共6層分離燃盡風(fēng)，由上至下分別為SOFA_Ⅵ、SOFA_Ⅴ、SOFA_Ⅳ、SOFA_Ⅲ、SOFA_Ⅱ、SOFA_Ⅰ

中層燃燒區(qū)域：共2層緊湊燃盡風(fēng)，分別為CCOFA_Ⅱ、CCOFA_Ⅰ

下層主燃燒區(qū)域：F磨對應(yīng)的預(yù)置水平偏角的輔助風(fēng)噴嘴(下文簡稱F_上)

F磨對應(yīng)的上部的煤粉噴嘴及其周界風(fēng)

F磨對應(yīng)的燃油輔助風(fēng)噴嘴(下文簡稱F_中)

F磨對應(yīng)的下部的煤粉噴嘴及其周界風(fēng)，該下部周界風(fēng)擋板與上部周界風(fēng)擋板公用一個執(zhí)行控制機構(gòu)(上部及下部周界風(fēng)，在下文簡稱F_周)

F磨對應(yīng)的底層二次風(fēng)噴嘴(下文簡稱F_下)

由上至下，從E磨至B磨的各層二次風(fēng)擋板，與F層類似，不一一敘述；

A磨對應(yīng)的預(yù)置水平偏角的輔助風(fēng)噴嘴(下文簡稱A_上)

A磨對應(yīng)的上部的煤粉噴嘴及其周界風(fēng)(下文簡稱A_周)

A磨對應(yīng)的燃油輔助風(fēng)噴嘴(下文簡稱A_中)

A磨對應(yīng)的下部的煤粉噴嘴及其周界風(fēng)(下文簡稱A_周)

A磨對應(yīng)的底層二次風(fēng)噴嘴(下文簡稱A_下)

經(jīng)過低氮改造后，在原分離燃盡風(fēng)上方增加一段新的分離燃盡風(fēng)，新的分離燃盡風(fēng)由3層噴口組成，由上至下分別為SOFA_Ⅸ、SOFA_Ⅷ、SOFA_Ⅶ。該電廠的塔式爐在低氮燃燒器改造后，某些工況下，存在部分典型的空氣分級燃燒異常問題。

在空氣分級燃燒方式中，燃燒異常的根本原因在于α_下與正常合理值發(fā)生偏離。當(dāng)α_下在一定的合理范圍之內(nèi)，上述各項異常是可控的。因此必須根據(jù)鍋爐本身實際燃燒特性及空氣分級燃燒機理，確定α_下的合理范圍，并通過確實有效的方法進行精確控制。詳細步驟如下：

S1、建立下層主燃燒區(qū)域過量空氣系數(shù)α_下模型:

S11、計算總一次風(fēng)量：總一次風(fēng)量＝各磨煤機的一次風(fēng)量+各磨煤機的密封風(fēng)量；所述各磨煤機的一次風(fēng)量由一次風(fēng)量自動控制系統(tǒng)控制，其接受該磨給煤量對應(yīng)的函數(shù)指令控制，各磨煤機的一次風(fēng)量＝f(給煤量)，詳細如下：

表1磨煤機給煤量與一次風(fēng)量的自動控制函數(shù)表

經(jīng)過模擬得到各磨煤機的一次風(fēng)量與給煤量的函數(shù)表達式為：y＝f(x)＝0.65×x+90.8，其中x≥10；當(dāng)磨煤機停運后，即給煤量為0時，保持微量通風(fēng)，該通風(fēng)量為5t/h；所述磨煤機密封風(fēng)由密封風(fēng)機提供，不同工況下基本恒定不變，就地實測基本在40t/h左右；

S12、計算鍋爐氧量：鍋爐氧量由氧量自動控制系統(tǒng)控制，其接受機組負荷對應(yīng)的函數(shù)指令控制，自動控制鍋爐氧量為設(shè)定值，鍋爐氧量＝f(機組負荷)，詳細如下：

表2鍋爐氧量與機組負荷的自動控制函數(shù)表

經(jīng)過模擬得到鍋爐氧量與機組負荷的函數(shù)表達式為：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、計算入爐煤發(fā)熱量與修正耗煤量，當(dāng)機組負荷與鍋爐實際耗煤量之間存在偏差時，入爐煤發(fā)熱量自動修正系統(tǒng)(簡稱BTU)將自動計算入爐煤發(fā)熱量；用于BTU系統(tǒng)修正的煤種為機組的常用煤種，簡稱該機組的“修正煤”，修正耗煤量＝f(機組負荷)，詳細如下：

表3機組負荷與修正煤耗煤量的函數(shù)表

通過模擬得到修正耗煤量與機組負荷的函數(shù)表達式為：

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

BTU修正系數(shù)為“修正耗煤量”與“實際耗煤量”之商；則入爐煤的發(fā)熱量＝修正煤的發(fā)熱量/BTU修正系數(shù)；

S14、計算鍋爐理論干空氣質(zhì)量V⁰，鍋爐運行時，鍋爐理論干空氣質(zhì)量V⁰為“修正耗煤量”與“理論干空氣質(zhì)量系數(shù)”的乘積；所述理論干空氣質(zhì)量系數(shù)＝f(入爐煤發(fā)熱量)；

該1000MW塔式爐一般摻燒兩種煤種，根據(jù)理論干空氣質(zhì)量的計算公式及表煤質(zhì)數(shù)據(jù)，摻燒1噸“某褐煤”時，其理論干空氣質(zhì)量為5.3788噸；摻燒1噸“某煙煤”時，其理論干空氣質(zhì)量為7.3404噸。

1噸“修正煤”的發(fā)熱量與1.2921噸“某褐煤”發(fā)熱量一致，所需理論干空氣質(zhì)量為6.9512噸；1噸“修正煤”的發(fā)熱量與0.9175噸“某煙煤”發(fā)熱量一致，所需理論干空氣質(zhì)量為6.7356噸。因此當(dāng)兩者不同煤種摻燒時，隨著摻燒比例的改變，所需理論空氣質(zhì)量也發(fā)生相應(yīng)改變，如下所示：

表4理論干空氣量系數(shù)與入爐煤發(fā)熱量耗的函數(shù)表

經(jīng)過模擬得到理論干空氣質(zhì)量系數(shù)與入爐煤發(fā)熱量的函數(shù)表達式為：

y＝f(x)＝-0.00003×x+7.4792；

S15、計算鍋爐總二次風(fēng)量，鍋爐總二次風(fēng)量為＝鍋爐總風(fēng)量V-總一次風(fēng)量-爐膛漏風(fēng)量；

其中鍋爐總風(fēng)量V為鍋爐理論干空氣質(zhì)量V⁰與過量空氣系數(shù)α的乘積，過量空氣系數(shù)α＝f(鍋爐氧量)，其數(shù)學(xué)表達式為y＝f(x)＝1+x/(21-x)；

總一次風(fēng)量由步驟S11得到；爐膛漏風(fēng)量是指在鍋爐正常運行時，通過不嚴密處漏入爐膛的外界風(fēng)量，其在不同工況下，基本一致，通過就地實際測量及校核，一般為72t/h左右；

S16、計算單個二次風(fēng)擋板對應(yīng)的二次風(fēng)量；單個二次風(fēng)擋板對應(yīng)的二次風(fēng)量＝(單個二次風(fēng)擋板對應(yīng)的二次風(fēng)量分配比例)×(鍋爐總二次風(fēng)量)，所述鍋爐總二次風(fēng)量由步驟S15得到；

單個二次風(fēng)擋板對應(yīng)的二次風(fēng)量分配比例＝(單個二次風(fēng)擋板對應(yīng)的二次風(fēng)量分配系數(shù))/(各二次風(fēng)擋板對應(yīng)的二次風(fēng)量分配系數(shù)總和)；

單個二次風(fēng)擋板對應(yīng)的二次風(fēng)量分配系數(shù)＝(單個二次風(fēng)擋板線性的風(fēng)量系數(shù))×(單個二次風(fēng)擋板面積的風(fēng)量系數(shù))×(單個二次風(fēng)擋板高度差的風(fēng)量系數(shù))；

單個二次風(fēng)擋板線性的風(fēng)量系數(shù)＝f(二次風(fēng)擋板開度)，通過對不同二次風(fēng)擋板開度與風(fēng)量的就地測量試驗，經(jīng)模擬可得單個二次風(fēng)擋板線性的風(fēng)量系數(shù)與二次風(fēng)擋板開度的函數(shù)表達式；詳見下表：

表5擋板線性的風(fēng)量系數(shù)與二次風(fēng)擋板開度的特性表

因此，單個二次風(fēng)擋板線性的風(fēng)量系數(shù)＝f(二次風(fēng)擋板開度)的表達式可以模擬為：

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

單個二次風(fēng)擋板面積的風(fēng)量系數(shù)通過單個二次風(fēng)擋板開度與風(fēng)量的就地測量試驗，計算模擬出單個二次風(fēng)擋板100％開度時，對應(yīng)單個二次風(fēng)擋板不同風(fēng)量的分配系數(shù)，即為單個二次風(fēng)擋板面積的風(fēng)量系數(shù)；詳見下表：

表6各二次風(fēng)擋板面積的風(fēng)量系數(shù)

單個二次風(fēng)擋板高度差的風(fēng)量系數(shù)，在低海拔地區(qū)，海拔高度每提高1m，大氣壓力約下降12Pa，按這一數(shù)值計算，若爐膛高度為50m，爐頂標(biāo)高處的在氣壓力就比爐底約低600Pa，由于爐膛負壓沿整個爐膛高度基本呈線性分布，下部負壓大，上部負壓小。這給鍋爐運行帶來一些特殊問題。如在不同高度位置的二次風(fēng)擋板，因高度的變化導(dǎo)致二次風(fēng)擋板進出口壓差的變化，從而引起風(fēng)量的變化。因此根據(jù)各二次風(fēng)擋板實際高度位置及鍋爐實際運行情況，計算模擬出不同高度的單個二次風(fēng)擋板風(fēng)量的分配系數(shù)，簡稱單個二次風(fēng)擋板高度差的風(fēng)量系數(shù)，詳見下表：

表7各二次風(fēng)擋板高度差的風(fēng)量系數(shù)

S17、計算得到α_下，α_下＝(下層主燃燒區(qū)域的風(fēng)量)/(鍋爐理論干空氣質(zhì)量V⁰)；

所述下層主燃燒區(qū)域的風(fēng)量＝(爐膛漏風(fēng)量)+(總一次風(fēng)量)+(下層主燃燒區(qū)域各二次風(fēng)擋板對應(yīng)的二次風(fēng)量)；

所述爐膛漏風(fēng)量在不同工況下，基本一致；所述總一次風(fēng)量通過步驟S11計算得到；

所述下層主燃燒區(qū)域各二次風(fēng)擋板對應(yīng)的二次風(fēng)量＝(CCOFAⅡ～Ⅰ二次風(fēng)量總和)+(F～A層二次風(fēng)量總和)；其中各層的二次風(fēng)量總和為各層單個二次風(fēng)擋板對應(yīng)的二次風(fēng)量之和；單個二次風(fēng)擋板對應(yīng)二次風(fēng)量由步驟S16計算得到；

S2、針對部分典型燃燒工況，進行α_下的特性試驗，檢測相關(guān)參數(shù)的變化，對鍋爐系統(tǒng)經(jīng)濟性進行定量計算分析研究，對鍋爐系統(tǒng)安全性進行定性分析，從而確定在機組正常運行負荷下的最優(yōu)α_下控制范圍；

(1)、高負荷典型工況燃燒調(diào)整試驗：

1)、高負荷典型工況說明：890MW調(diào)整前工況是一例典型的高負荷工況，因此選取該工況進行變α_下的燃燒調(diào)整試驗。將該調(diào)整前的異常工況作為工況1。

2)、變α_下的工況說明

在該變α_下的燃燒調(diào)整試驗中，保持SOFA、CCOFA為100％開度，通過調(diào)節(jié)A～F層對應(yīng)的二次風(fēng)擋板(備注：為方便記錄分析，保持A～F層二次風(fēng)同類型擋板開度一致)。詳見下表：

表8負荷890MW變α_下的各工況時二次風(fēng)擋板開度/％

3)、變α_下的工況相關(guān)參數(shù)對比

當(dāng)通過調(diào)整二次風(fēng)擋板來改變α_下時，鍋爐系統(tǒng)各相關(guān)參數(shù)發(fā)生改變，詳見下表：

表9負荷890MW變α_下的各工況相關(guān)參數(shù)

在該燃燒工況下，當(dāng)α_下逐漸增加時，其NO_x的濃度及(q₃+q_4fh)的變化趨勢如圖1所示，從圖1可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)α_下上升到一定程度后，(q₃+q_4fh)下降幅度變小，而NO_x濃度的上升幅度變大。

4)、變α_下的各工況經(jīng)濟性比較

對變α_下下的各工況經(jīng)濟性進行量化比較，詳見下表：

表10負荷890MW變α_下的各工況經(jīng)濟性比較

5)、變α_下的各工況安全性評估比較

對變α_下的各工況安全性進行定性比較，詳見下表：

表11負荷890MW變α_下的各工況安全性評估比較

6)、變α_下的各工況綜合性分析比較

A、工況1的耗氨量雖然最小，但是鍋爐熱效率最低，經(jīng)濟安全性都較差。

B、工況2比工況3的經(jīng)濟性略低，安全性基本一致。

C、工況4的鍋爐熱效率雖然較高，但是耗氨量偏多，經(jīng)濟性較差。

D、工況5的鍋爐熱效率最高，但是耗氨量最大，導(dǎo)致經(jīng)濟性安全性都較差。

E、工況3的安全、經(jīng)濟性都較好；但是當(dāng)該工況下的α_下逐漸上升時，煙氣中的NO_x上升較快，這種現(xiàn)象與圖1“NO_x排放濃度與α_下的變化關(guān)系趨勢圖”中的變化趨勢基本一致；但是鍋爐熱效率提升較緩，導(dǎo)致經(jīng)濟性迅速變差。

綜合對比機組安全經(jīng)濟性后，在890MW負荷時，α_下為0.838～0.858范圍內(nèi)較合適。

(2)、低負荷典型工況燃燒調(diào)整試驗

1)、低負荷典型工況說明

591MW調(diào)整前工況是一例典型的低負荷工況，因此選取該工況進行變α_下的燃燒調(diào)整試驗。將該調(diào)整前的異常工況作為工況1。

2)、變α_下的工況說明

在該變α_下的燃燒調(diào)整試驗中，保持SOFA、CCOFA為100％開度，通過調(diào)節(jié)A～F層對應(yīng)的二次風(fēng)擋板。詳見下表：

表12負荷591MW變α_下的各工況時二次風(fēng)擋板開度/％

3)、變α_下的工況相關(guān)參數(shù)對比

當(dāng)通過調(diào)整二次風(fēng)擋板來改變α_下時，鍋爐系統(tǒng)各相關(guān)參數(shù)發(fā)生改變，詳見下表：

表13負荷591MW變α_下的各工況相關(guān)參數(shù)

在該燃燒工況下，當(dāng)α_下逐漸減小時，其NO_x的濃度及(q₃+q_4fh)的變化趨勢如圖2所示，從圖2可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)α_下下降到一定程度后，NO_x濃度的下降幅度變小，而(q₃+q_4fh)上升幅度變大。

4)、變α_下的各工況經(jīng)濟性比較

對變α_下的各工況經(jīng)濟性進行量化比較，詳見下表：

表14負荷591MW變α_下的各工況經(jīng)濟性比較

5)、變α_下的各工況安全性評估比較

對變α_下的各工況安全性進行定性比較，詳見下表。備注：在工況5中，電廠“火焰監(jiān)視探頭系統(tǒng)”檢測的火焰模擬信號有所晃動，因此未再次降低α_下進行燃燒調(diào)整試驗。

表15負荷591MW變α_下的各工況安全性評估比較

6)、變α_下的各工況綜合性分析比較

A、工況1的鍋爐熱效率雖然最高，但是耗氨量最大，經(jīng)濟安全性都較差。

B、工況2、3、4安全性基本一致，其中工況3的經(jīng)濟性最好，工況2次之。

C、工況5的耗氨量最低，但是鍋爐熱效率最低，且燃燒穩(wěn)定性略差，經(jīng)濟性安全性都較差。

綜合對比機組安全經(jīng)濟性后，在591MW負荷時，α_下為0.869～0.889范圍內(nèi)較合適。

(3)、確定α_下的合理控制范圍

通過上文高、低負荷的燃燒調(diào)整試驗所得，在890MW負荷時，α_下為0.838～0.858范圍內(nèi)較合適；在591MW負荷時，α_下為0.869～0.889范圍內(nèi)較合適。以此類推，在機組正常運行負荷500MW～1000MW之間，α_下的合理控制范圍如圖3所示。

S3、構(gòu)架燃燒自動調(diào)整控制系統(tǒng)：

S31、構(gòu)架上層燃盡區(qū)域二次風(fēng)擋板的自動控制方法：

在50％-100％負荷之間時，將上層燃盡區(qū)域二次風(fēng)擋板開度保持全開位置，通過調(diào)整其他下層主燃燒區(qū)域的二次風(fēng)擋板，精確控制α_下的數(shù)值；在50％負荷以下時，爐膛熱負荷逐漸下降，爐膛內(nèi)火焰充滿度較低，下層主燃燒區(qū)域的著火穩(wěn)定性及煤粉燃燒效率逐漸變差，需要適當(dāng)提高α_下，適當(dāng)調(diào)小上層燃盡區(qū)域二次風(fēng)擋板開度；

S32、構(gòu)架下層主燃燒區(qū)域二次風(fēng)擋板自動控制方法：

根據(jù)經(jīng)BTU系數(shù)修正后的給煤量控制下層主燃燒區(qū)域各二次風(fēng)擋板開度，以將α_下控制在S2得出的控制范圍內(nèi)；具體方法為：

S321、以旋流燃燒器的二次風(fēng)擋板控制系統(tǒng)為基礎(chǔ)控制系統(tǒng)；

二次風(fēng)擋板自動控制系統(tǒng)有兩種典型的不同方式，分別為直流燃燒器、旋流燃燒器的二次風(fēng)擋板控制系統(tǒng)，兩種二次風(fēng)擋板的控制系統(tǒng)不同之處主要在于輔助風(fēng)的自動控制方式；直流燃燒器的輔助風(fēng)控制合適的二次風(fēng)箱與爐膛之間差壓，旋流燃燒器的輔助風(fēng)自動跟蹤相對應(yīng)磨給煤量變化而變化。

通過α_下的計算模型模擬可得出，當(dāng)各磨的給煤量穩(wěn)定時，開大各A～F層二次風(fēng)擋板，α_下會增加；當(dāng)各磨的給煤量增加時，維持各A～F層二次風(fēng)擋板開度保持不變，α_下會減小。因此各A～F層二次風(fēng)擋板可以隨著相對應(yīng)磨煤機的給煤量變化而變化，從而保證α_下在可控范圍之內(nèi)。

直流燃燒器的二次風(fēng)擋板控制方式與α_下的控制理念不一致，無法實現(xiàn)α_下的精確控制，而旋流燃燒器的二次風(fēng)擋板控制方式與α_下的控制理念基本一致，因此采用旋流燃燒器二次風(fēng)擋板的自動控制方式，但是必須經(jīng)過適當(dāng)改進，方可適用。

S322、在旋流燃燒器的二次風(fēng)擋板控制系統(tǒng)的基礎(chǔ)上構(gòu)架輔助功能模塊，當(dāng)鍋爐MFT保護動作后，二次風(fēng)擋板自動強開至100％；機組運行時，為了冷卻各二次風(fēng)擋板，在自動控制狀態(tài)下，各二次風(fēng)擋板的最小開度不得小于15％；

S323、構(gòu)架A-F層上、下、周二次風(fēng)擋板的自動控制方法：

各輔助風(fēng)擋板的開度接受來自對應(yīng)磨修正耗煤量的相關(guān)函數(shù)指令控制，即各A～F層二次風(fēng)擋板隨著相對應(yīng)磨的修正耗煤量變化而變化。

根據(jù)α_下的計算模型中各二次風(fēng)擋板特性，構(gòu)架了A～F層上、周、下二次風(fēng)擋板的自動控制，詳見下表：

表16 A～F層上、周、下二次風(fēng)擋板開度與對應(yīng)磨的修正耗煤量的控制函數(shù)表

通過計算模擬得到A-F層上、下、周二次風(fēng)擋板開度與各層磨的修正耗煤量之間的函數(shù)表達式；

A層上、周、下二次風(fēng)擋板開度函數(shù)為：f(A磨修正耗煤量)；其數(shù)學(xué)表達式為：

y＝f(x)＝1.06×x-10

B層上、周、下二次風(fēng)擋板開度函數(shù)為：f(B磨修正耗煤量)；其數(shù)學(xué)表達式為：

y＝f(x)＝1.06×x-9

C層上、周、下二次風(fēng)擋板開度函數(shù)為：f(C磨修正耗煤量)；其數(shù)學(xué)表達式為：

y＝f(x)＝1.06×x-8

D層上、周、下二次風(fēng)擋板開度函數(shù)為：f(D磨修正耗煤量)；其數(shù)學(xué)表達式為：

y＝f(x)＝1.06×x-7

E層上、周、下二次風(fēng)擋板開度函數(shù)為：f(E磨修正耗煤量)；其數(shù)學(xué)表達式為：

y＝f(x)＝1.06×x-6

F層上、周、下二次風(fēng)擋板開度函數(shù)為：f(F磨修正耗煤量)；其數(shù)學(xué)表達式為：

y＝f(x)＝1.06×x-5

S324、構(gòu)架A-F層中二次風(fēng)擋板的自動控制方法：

中二次風(fēng)擋板作用與上、周、下二次風(fēng)擋板作用不一致，所以根據(jù)α_下計算模型中的擋板特性，構(gòu)架了A～F層中二次風(fēng)擋板的自動控制，詳見下表：

表17 A～F層中二次風(fēng)擋板開度與對應(yīng)磨的修正耗煤量自動控制函數(shù)表

F層中二次風(fēng)擋板開度與各層磨的修正耗煤量之間的函數(shù)表達式為：

A層中二次風(fēng)擋板開度函數(shù)為：f(A磨修正耗煤量)；其數(shù)學(xué)表達式為：

y＝f(x)＝1.06×x-25

B層中二次風(fēng)擋板開度函數(shù)為：f(B磨修正耗煤量)；其數(shù)學(xué)表達式為：

y＝f(x)＝1.06×x-24

C層中二次風(fēng)擋板開度函數(shù)為：f(C磨修正耗煤量)；其數(shù)學(xué)表達式為：

y＝f(x)＝1.06×x-23

D層中二次風(fēng)擋板開度函數(shù)為：f(D磨修正耗煤量)；其數(shù)學(xué)表達式為：

y＝f(x)＝1.06×x-22

E層中二次風(fēng)擋板開度函數(shù)為：f(E磨修正耗煤量)；其數(shù)學(xué)表達式為：

y＝f(x)＝1.06×x-21

F層中二次風(fēng)擋板開度函數(shù)為：f(F磨修正耗煤量)；其數(shù)學(xué)表達式為：

y＝f(x)＝1.06×x-20

S4、通過對α_下進行計算模擬，對各種不同燃燒工況進行驗證比較，對不滿足α_下控制范圍的工況重新進行燃燒自動調(diào)整控制系統(tǒng)的優(yōu)化調(diào)整，通過該方法計算模擬，可方便快捷地對各種不同燃燒工況進行驗證比較、從而彌補上述典型燃燒試驗工況數(shù)量的不足，同時也可以大量簡化燃燒調(diào)整試驗工作量，直接通過計算模擬的形式，預(yù)先判斷試驗工況的合理性。

根據(jù)α_下的計算模型對各個燃燒工況進行模擬驗證，檢查各工況下α_下是否在合理控制范圍之內(nèi)。詳見下表，其中機組負荷、各磨的給煤量為該α_下的計算模型的引入量，燃煤熱值及α_下為該計算模型的輸出量。

表18 500～1000MW之間負荷的各個燃燒工況中α_下的具體數(shù)值

在上表中，根據(jù)α_下的計算模型對不同燃燒工況中α_下的具體數(shù)值進行驗證。驗證結(jié)果如下：

1)在工況1～16中，為燃煤熱值為17225kJ/kg時各個可能出現(xiàn)的典型燃燒工況。通過上表可以看出，在不同負荷、不同磨煤機組合運行方式、不同煤量時α_下的數(shù)值都在規(guī)定控制范圍之內(nèi)。

2)在工況17～29中，為燃煤熱值為19225kJ/kg時各個可能出現(xiàn)的典型燃燒工況。通過上表可以看出，同比工況1～16，α_下的數(shù)值基本一致。

3)在工況30～39中，為燃煤熱值為21225kJ/kg時各個可能出現(xiàn)的典型燃燒工況。通過上表可以看出，同比工況1～16，α_下的數(shù)值基本一致。

4)在工況40～50中，為燃煤熱值為15225kJ/kg時各個可能出現(xiàn)的典型燃燒工況。通過上表可以看出，同比工況1～16，α_下的數(shù)值基本一致。

從上述驗證結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)燃煤熱值、負荷、煤量、磨煤機組合運行方式等等發(fā)生改變時，該優(yōu)化后的燃燒自動控制系統(tǒng)都能夠?qū)ⅵ?sub>下控制在合適范圍之內(nèi)，圓滿解決了因α_下異常變化而引起的各項異常問題。

以上述依據(jù)本發(fā)明理想實施例為啟示，通過上述的說明內(nèi)容，相關(guān)工作人員完全可以在不偏離本項發(fā)明技術(shù)思想的范圍內(nèi)，進行多樣的變更以及修改。本項發(fā)明的技術(shù)性范圍并不局限于說明書上的內(nèi)容，必須要根據(jù)權(quán)利要求范圍來確定其技術(shù)性范圍。