1、240 t/h燃燒石油焦循環流化床喘振現象
    蘇丹吉利4期2×55 MW石油焦電站工程采用循環流化床(CFB)技術，全燒石油焦，鍋爐由東方鍋爐工業集團公司設計制造，主蒸汽流量240 Uh，系單汽包自然循環、半露天布置循環流化床鍋爐，采用單爐膛、絕熱式旋風分離器、永冷式滾筒出渣機、全鋼結構爐架。鍋爐采用平衡通風，從一次風機出來的空氣分成兩路送入爐膛：第一路，經一次風窄氣預熱器加熱后的熱風進入爐膛底部的水冷風室，通過布置在布風板上的風帽使床料流化，并形成向上通過爐膛的氣固兩相流；第二路，熱風經給料增壓風機后，用于爐前給料裝置。
    二次風機供風也分為兩路；第一路經空預器加熱后的二次風直接經爐膛下部前后墻的二次風箱分二層送入爐膛；第二路，一部分未經預熱的冷二次風作為給料皮帶的密封用風。
煙氣及其攜帶的同體粒子離開爐膛，通過布置在水冷壁后墻上的分離器進口煙道迸入旋風分離器，在分離器里絕大部分物料顆粒從煙氣流中分離出來，另一部分煙氣流則通過旋風分離器中心筒引出，由分離器出口煙道引至尾部豎井煙道，從前包墻上部的煙窗進入并向下流動，沖刷布置其中的水平對流受熱面管組，將熱量傳遞給受熱面，而后煙氣流經管式空氣預熱器進入除塵器，最后，由引風機抽進煙囪，排入大氣。
    富通新能源銷售生物質鍋爐，生物質鍋爐主要燃燒木屑顆粒機壓制的生物質顆粒燃料。
    2009年2月對鍋爐進行冷態試驗時發現：鍋爐在空床時（無循環物料），啟動一次風機，鍋爐本體不會產生振動。當鍋爐爐膛微正壓時，發現鍋爐后墻29 m范圍處存在振動，振動方向：從鍋爐內部向外來回振動，振動幅度：3～6 mm，振動頻率約為60 Hz:在鍋爐運行時，當爐膛處于微負壓，發現鍋爐后墻的振動發生轉移，僅在鍋爐的前墻29 m范圍處存在振動，振動方向：從鍋爐內部向外來回振動，振動幅度：3～6 rnm，振動頻率約為：60Hz。
    以往的研究發現鍋爐在周期性振動的交變應力作用下，極易產生大面積的疲勞損傷，并發生水冷壁爆管，這在國內已有先例，所以，應重視呼吸式交變振動對鍋爐的影響。
    初步試驗和調查分析后，認為產生振動激振源因素為：
    (1)以河沙作為流化床料難以均勻流化，容易產生溝流即產生脈動，可能足振動激振源，投入石油焦后其床科的粒徑分布有變化，床料更易流化。
    (2)布風板設計阻力較小，對一次風風壓脈動的過濾能力差，可能是振動激振源。
    (3)鍋爐前后墻水冷壁剛性較差，抗脈動能力弱．
    (4)需要監測、調整鍋爐爐頂拉桿的扭矩，保證鍋爐受力均勻，增加抗衡振動的能力。
    (5)一次風風機選型偏大，工作可能不穩定區，風壓可能產生脈動，可能是激振源。
   (6)增壓風機有可能將風壓脈動放大。
   為此，逐一對上述問題進行了試驗和調整。
2、爐膛喘振的分析和解決
2.1風機引起的鍋爐振動分析和解決
    通過對鍋爐機組運行大量的調查發現風機脈動是引起鍋爐振動的原因之一。
    由于風機葉片的結構原因，一次風機內氣流壓力在低負荷下的脈動較大，一般爐膛采取增加剮性的設計措施，來抗衡這種振動：實際鍋爐爐膛發生振動時，是由其爐膛內部靜壓的變化（以下稱壓力脈動）導致的，正常情況下其振動不大。若出現了異常振動，可能的原因是：爐內壓力脈動高于正常值：爐膛結構強度低于正常值。
    壓力周期脈動時，其脈動幅值就大；壓力脈動頻率不規則時，其脈動幅值就小，離心風機在小流量和小開度運行時，風機出口壓力脈動高，眾所周知，電力行業標準DL/T468-2004《電站鍋爐風機選型和使用導則》7.3條中規定“離心風機應避免調節門開度在30%以下長期運行”，
    根據現場的情況，增加一個一次風、二次風冷風聯絡管和控制風門，將一次風的一部分冷風通過這個旁路與二次風系統連接，運行時，打開旁路，可以增加一次風總流量，使一次風風機的運行流量增加后，可以避開30%以下的不穩定流量區，一次風的風壓波動將大幅減小。
    通過熱態運行觀察：鍋爐在100%負荷下，一次風機的開度38%，鍋爐在60%負荷下，當一次風機的開度在25%時，出現風機本體振動，為此要避開該點在27%開度下運行，風機本體振動在其要求范圍內。
    因此認為：增加一、二次風的聯絡門對一次風的風壓波動，對減少鍋爐喘振的現象是有效的。
2.2床料流化不良引起鍋爐的周期脈動的分析和解決
    對流化床鍋爐而言，在布風阻力較小時，又采用難以流化的床料，通常會產生床料的穿孔，形成溝流現象，溝流將形成不穩定的流化現象，產生震蕩，這樣也會形成床料流化的周期性振動，
    合理的布風板阻力是穩定流化的基礎條件，布風板阻力大，將消耗大量的一次風能量，但布風板阻力小，將產生氣流不均勻，造成流化不良，產生壓力脈動，成為一種激振源，在熱態時容易結焦。
    冷態試驗發現：鍋爐在2萬風量的情況下，爐內的床料有輕微鼓泡，在6萬風量的情況下，床料的流化順序從左至右，但爐膛內靠前墻的床料不流化。初步判斷，布風板阻力太小，造成床料流化不均，甚至出現溝流現象，
    現場試驗表明，兩臺鍋爐布風板空板實際阻力太小，沒有達到設計的要求(原設計的參數，冷態：3.2 kPa，熱態：4.8 kPa)。
  #1爐布風板阻力：2.2 kPa（冷態），風量124lKNm3/h;#2爐布風板阻力：1.7 kPa（冷態）．風量124kNm3/h．
    根據試驗的結果和以往的經驗，認為高的布風板阻力是對付河沙難以流化的有力手段。檢查發現本鍋爐采用兩種風帽：鐘罩風帽和7字型定向風帽，這里又存在阻力匹配的問題需，要統一考慮，
    經研究，決定在風帽的入口，用∮l6的不銹鋼圓柱（耐高溫，抗氧化）進行有限堵塞，減少入口面積，增加風帽阻力．即在靠鍋爐前墻的兩排風帽、兩側和后墻的一排風帽在風帽入口只安裝一條不銹鋼棍，增加風帽阻力，布風板中間其余的風帽，在風帽入口安裝兩條不銹鋼棍。改造后，鍋爐的布風板阻力，冷態：由原來的1.7 kPa調整為現在的2.8 kPa．風量124kNm3/h，發現流化變好，鍋爐的溝流現象大大減少，同時鍋爐在冷態的喘振幅度從3—6 mm減小到1～3 mm。
    同時將增壓風機的壓頭由13 kPa增加到15 kPa。觀察其對鍋爐振動基本無影響．
2.3剮性梁連接銷間隙調整
    調整連接銷釘間隙：原來1.5 mm．現在0.5 mm，同時增加剛性梁的校正桿，但對鍋爐振動來講效果不明顯．
    現場檢查發現，鍋爐剛性梁較小，橫截面偏小，抗彎彈性模量較小，調整比較困難．通過計算，對鍋爐剛性梁強度較弱的部位(標高7.9 m、17.6 m、34 m)進行現場加固．
    鍋爐熱態情況下在26～29 m標高處的喘振最大幅度為2 mm左右．
    這種情況下，經與鍋爐廠商榷，在鍋爐標高10.5m、18m、29.57 m處，四個角加裝角接連接板。取得了滿意的效果，鍋爐的呼吸振動從根本上消除，得到了業主的認同．
3、結論
    CMEC承包的蘇丹吉里項目的240 t/h燃燒石油焦流化床采用河沙作為床料，由于河沙的密度較大，容易在密相區底部沉積，影響流化而產生溝流，容易出現周期性的振動。另外，風機選型偏大，易產生壓力脈動，鍋爐局部剛性粱強度較弱等問題。造成了鍋爐出現呼吸式喘振，通過增加一二次風道之間的聯絡風門和增加布風板的阻力，及增加鍋爐爐墻的強度、加裝角型連接板等措施，消除了鍋爐的呼吸式振動，同時也說明了鍋爐振動的因素較多，解決要從多方面考慮。