珠海電廠1號、2號鍋爐為日本三菱重工設計制造的MB-FRR型2 290 t/h亞臨界參數，中間再熱，強制循環，單爐膛，懸吊式燃煤鍋爐。該爐設計燃用神府東勝煤和進口煤，燃燒器四角布置，制粉系統為直吹式，配6臺直接加壓式三菱公司立式MVM25R型磨煤機。
　　2臺鍋爐分別在2000年、2001年投產，投產初期鍋爐結焦現象輕微。從2002年8月份開始，鍋爐結焦較嚴重，結焦主要區域分布在爐膛的出口處，即在2級和3級過熱器的屏底處，有些焦塊在屏底之間搭成橋，水冷壁在爐膛出口處的側墻上也有部分結焦。爐膛上部的大量結焦不但嚴重影響了鍋爐主參數的穩定，使汽溫偏低，排煙溫度升高，而且大量掉焦也危害鍋爐安全運行，尤其是：
　　a) 2002年10月，由于鍋爐結焦，鍋爐的熱效率第一次低于設計值的94.21%（投產以來）, 其中1號、2號爐的熱效率值分別低于設計值的0.46%和0.63%。
　　b) 2002年9月，由于鍋爐結焦， 1號爐掉焦砸傷冷灰斗水冷壁處并導致爆管，管子被掉焦砸傷達五十多處。?

1鍋爐結焦原因分析
　　鍋爐結焦機理是十分復雜的物理化學過程，它和燃煤煤質、鍋爐結構設計及鍋爐燃燒調整等因素有關。爐膛出口結焦的主要原因是鍋爐出口煙溫高于煤灰熔點，一般要求鍋爐爐膛出口煙溫比煤灰熔點低100～150 ℃，才能防止鍋爐爐膛出口結焦。經分析研究，目前1號、2號鍋爐的結焦主要和以下因素有關。
1.1鍋爐爐膛結構設計問題
　　爐膛容積熱負荷、爐膛斷面熱負荷、燃燒器區域熱負荷、爐膛幾何尺寸對鍋爐結焦有直接關系。爐膛容積熱負荷設計值的選取不但影響煤的燃盡，更重要的是影響爐膛出口溫度和爐膛溫度，特別對于灰熔點低的煤種，選取較大的爐膛容積和截面積是必然的，否則爐膛上部及爐膛受熱面將結焦。1號、2號鍋爐設計國產煤在ECR工況時，鍋爐截面熱負荷為3.937 MW/m2，鍋爐容積熱負荷為80 kW/m3，有效輻射熱負荷為131 kW/m2。對比沙角C發電廠660 MW機組的爐膛熱負荷數值：截面熱負荷為5.583 MW/m2，鍋爐容積熱負荷為112 kW/m3，有效輻射熱負荷為224 kW/m2，珠海發電廠1號、2號鍋爐的爐膛熱負荷設計值選取都較低，在一定程度上可避免爐膛結焦。從鍋爐爐膛尺寸看，爐膛寬21.463 m、深18.605 m，比沙角C發電廠的爐膛寬19.558 3 m、深16.432 5 m都大，但是1號、2號鍋爐的頂棚標高61.2 m，汽包標高為61.7 m，而沙角C發電廠的頂棚標高為66.14 m，汽包標高為67.055 m，所以可以看出珠海發電廠爐膛高度明顯低于沙角C發電廠的鍋爐，爐膛呈矮胖型，這對防止水冷壁結焦有利，但是，當煤質波動、煤粉燃盡性變差時，就對防止爐膛出口受熱面結渣很不利。?
　　查閱有關資料得到歐洲電站鍋爐爐膛截面尺寸設計選擇與機組大小的關系，見圖1。

　　珠海發電廠機組容量為700 MW，設計燃燒煤種為易結焦煙煤，在圖1曲線上對應的爐膛截面積為430 m2，而電廠實際鍋爐爐膛截面積約為400 m2，可見爐膛橫斷面尺寸設計選擇仍然趨向于小值，這無疑會增加鍋爐對煤質的敏感性，從而增加了實際運行中結焦的可能性。
1.2煤質問題
　　燃用煤種的煤質對電廠鍋爐的結焦有著根本的影響，結焦的內因受灰質的組成成分和熔化溫度影響。煤灰對于高溫受熱面沾污結焦的傾向,可用灰熔點溫度及灰的主要成分來判斷煤灰的結渣指標。通常可用灰成分中的鈣酸比、硅鋁比、鐵鈣比及硅值來判斷其結焦傾向，用Na2O的質量分數可以判斷其沾污性。表1為珠海發電廠2002年10月鍋爐試驗期間燃用煤的灰熔化溫度和灰的結焦指標。一般可把煤灰分為煙煤型灰和褐煤型灰兩種,這兩種灰并不是按煤的分類劃分，而是按煤灰中的的比值來區分的。當比值大于1的煤灰稱為煙煤型灰；當比值小于1且w（CaO）+w（MgO）＞20%的煤灰稱為褐煤型灰。分析表1可判斷：珠海發電廠燃用煤灰屬煙煤型灰。?
　　2002年10月份燃用煤（校核煤）的灰熔點介于設計國產煤和設計進口煤之間，一般地，當開始軟化溫度t2＞1 350 ℃時，爐內結焦可能性小；當t2＜1 350 ℃時，爐內有可能產生結焦。但是，單用灰熔點來判別煤灰的結渣性不準確，可能會有不同程度的偏差，所以還須用其它指標來評價。通過煤灰組分質量分數的計算，并依據煤灰常規結渣判別準則，就可基本判斷珠海電廠燃煤的結渣性。表2數據顯示，國產設計煤結渣性較強，進口設計煤結渣性較弱，10月份燃燒校核煤的沾污性中等，基本上屬于易結焦煤。根據以前的記錄資料， 1號、2號爐所選燃用煤種的灰軟化溫度t2約為1 170～1 260 ℃。

1.3運行狀態問題
1.3.1運行氧量問題
　　鍋爐運行氧量即爐內的氧化或還原性氣氛，它對鍋爐的結焦有非常大的影響，如果鍋爐運行氧量偏低，爐內還原性氣氛較強，煤的灰熔點就會下降，鍋爐就容易結焦。這是因為灰熔點隨著鐵量的增加而下降，鐵對灰熔點的影響還與爐內氣體性質有關，在爐內氧化性氣氛中，鐵可能以Fe2O3形態存在，這時隨著含鐵量的增加，其熔點的降低比較緩慢；在爐內還原性氣氛中（氧量不足），Fe2O3會還原成FeO，灰熔點隨之迅速降低，而且FeO最容易與灰渣中的SiO2形成熔點很低的2FeO·SiO2，其灰熔點僅為1 065 ℃。
　　根據鍋爐廠家日本三菱公司提供的控制曲線，在機組滿負荷或接近額定負荷時，鍋爐控制氧量（省煤器出口處）為3.3%。從2002年6月份開始，引風機開度接近80%時，由于出力受限制及空氣預熱器局部堵塞等原因，造成鍋爐運行氧量均低于此值，只有1.5%～2.0%，特別是1號爐，空氣預熱器入口的有些區域的氧量只有百分之零點幾，那么在爐膛出口處肯定存在還原性氣氛很強的區域，使得煤灰的結焦性很強。
1.3.2爐膛出口煙溫問題
　　1號爐、2號爐有時存在主汽溫和再熱汽溫偏低現象，通常只能投運六層燃燒器的上五層進行燃燒。燃燒器擺角長時間處于向上擺位置，加上本來爐膛高度并不高，很容易使得爐膛出口煙溫偏高，再加上燃燒器各噴口的配風方式是三菱公司按設計煤種事先把控制曲線設定在控制系統中，主要控制依據是跟隨負荷、風箱與爐膛的差壓兩個參數。當煤質有波動時，運行人員沒辦法根據實際情況進行調整，造成鍋爐燃燒配風方式不是處于優化狀態，特別是上層噴嘴煤粉顆粒燃盡性差，有一部分大顆粒煤粉在爐膛出口處尚未燃盡，導致鍋爐爐膛出口煙溫偏高，結焦嚴重，由于爐膛截面大，熱負荷較小；當煤質變劣時，煤粉的燃盡性能適應能力不強。從2002年10月份鍋爐效率試驗測量所得數據可知：鍋爐燃燒器擺角為25°，爐膛出口煙溫約為1 130～1 220 ℃, 實際上, 對流過熱器底部處煙溫要遠高于測量值。按照一般經驗，爐膛出口煙溫要比煤灰熔點t2低100～150 ℃，才能保證不結焦，按目前運行情況看，爐膛出口煙溫超出此值，所以很容易在管子表面形成結焦。?
1.3.3主蒸汽流量偏大與運行狀態問題
　　目前機組在帶相同負荷時所需的蒸汽流量比機組性能驗收時要高很多。相同負荷下，主蒸汽流量偏大，就意味著給水流量也要增大，所需的風、煤也要增大，那么風機的出力就顯得吃緊。典型工況下主參數的比較見表2。
    從表2可以看出，在2002年10月份的試驗中，機組接近額定負荷時的主蒸汽流量接近性能驗收試驗時MCR工況下的蒸汽流量，相應的煤量、引風機電流、引風機開度等都遠大于性能驗收試驗時的數值。引風機裕度不足，運行氧量較低，而運行氧量偏低會使爐膛出口處造成還原性氣氛，使煤灰熔點溫度下降，造成鍋爐爐膛容易結焦。?
 

2解決鍋爐結焦對策
　　必須采用綜合治理的辦法來解決鍋爐結焦的問題，對1號、2號爐可分短期和長期對策。?
2.1短期對策
　　a) 對鍋爐進行優化燃燒試驗，認真詳細測量爐膛出口溫度。針對現有的燃用煤種，對鍋爐進行優化燃燒試驗，用水冷抽氣熱電偶對爐膛出口煙溫進行多點測量，保證鍋爐設計熱效率及鍋爐主參數在額定值范圍內的情況下，使燃燒器擺角恢復到正常水平，盡可能降低爐膛出口煙溫。
　　b) 提高鍋爐運行氧量，避免爐內出現還原性氣氛。加強爐內吹灰工作，特別是重點區域要增加吹灰次數，如果運行氧量還偏低，必要時適當降低負荷。由于結焦的主要區域在爐膛出口處，此處容易堵塞煙道，增加煙氣阻力，引風機出力更顯不足，所以要防止結焦與還原性氣氛惡性循環的趨勢。機組檢修時，對空氣預熱器進行重點清洗，降低風煙道的阻力, 提高風機的出力。
　　c) 對汽輪機系統進行節能診斷試驗，查清汽輪機疏水、抽汽系統是否有泄漏現象，提高凝汽器的真空度，使得在相同負荷下主蒸汽流量可以恢復到設計水平，以此降低鍋爐投煤量，相對提高風機的出力裕度。
2.2長期對策
　　a) 對鍋爐進行優化燃燒調整試驗，對爐膛出口煙溫（或高溫受熱面管壁溫度）進行在線監視，在保證主參數合格的前提下，建立在線的優化運行指導系統；通過合理調配各一次風和二次風的運行風門開度以及運行氧量，保證主參數合格和爐膛出口煙溫低于燃煤灰熔點的同時來保證蒸汽質量，從而防止爐膛出口結焦；通過對爐膛出口煙溫、過熱汽溫、鍋爐負荷、燃燒氧量、爐膛排煙溫度等各種運行參數的在線監測，也可以評價鍋爐爐膛出口是否會產生結焦，從而防止在燃用不同煤種時鍋爐爐膛結焦，并能獲得最大的鍋爐效率。
　　b) 通過合適的配煤技術，使配煤的燃燒性能、結焦性能與原燃用煤種基本一致，盡量降低其結焦性和粘結性指標。采用燃燒器組中一層或兩層燃燒器來燃燒有利于抑制結渣的煤種，具體的分層燃燒比例可通過鍋爐運行優化系統進行在線優化而獲得。?

3結論
　　鍋爐的結焦機理是十分復雜的物理化學過程，與煤質、鍋爐結構及鍋爐燃燒調整等因素有密切關系，通過具體分析鍋爐結焦原因并采取有效對策，可以抑制鍋爐結焦，改善鍋爐運行工況，提高鍋爐效率。