吳順，陳水林，王聯(lián)海

(江西贛能股份有限公司豐城二期發(fā)電廠，江西 豐城 331100)

0 引言

某電廠2×700 MW超臨界機組鍋爐是由上海鍋爐廠有限公司設計制造的超臨界參數(shù)變壓運行直流爐，單爐膛、一次再熱、平衡通風、露天布置、固態(tài)排渣、全鋼構架、全懸吊Π形結構。鍋爐主蒸汽和再熱蒸汽壓力、溫度、流量等參數(shù)要求與汽輪機的參數(shù)相匹配，主蒸汽溫度為571 ℃，最大連續(xù)蒸發(fā)量(BMCR)為2 101.8 t/h。鍋爐制粉系統(tǒng)為中速磨煤機正壓冷一次風機直吹式制粉系統(tǒng)，每臺鍋爐配置6臺中速磨煤機。鍋爐風煙系統(tǒng)采用平衡通風的方式，通過匹配送風機與引風機的出力來平衡爐膛的壓力。引風機采用雙級動葉可調(diào)式軸流引風機，每臺鍋爐配置兩臺[1]。

為積極響應國家環(huán)保政策、配套超低排放改造，該電廠于2017年將#5，#6鍋爐原引風機改造為上海鼓風機廠有限公司生產(chǎn)的SAF36-23.7-2型雙級動葉可調(diào)式軸流引風機，#5鍋爐引風機比#6鍋爐引風機設計出力略大[2]。改造后，實際運行中出現(xiàn)以下問題：滿負荷時鍋爐氧量達不到目標值，且相同氧量時#5鍋爐引風機電耗比#6鍋爐引風機電耗大很多；機組在較高負荷段運行時，引風機動葉開度達到60%以上時繼續(xù)增加開度，風機電流增長幅度過大，而鍋爐氧量基本沒有增加。#5機組引風機單級葉片數(shù)為22，#6機組引風機單級葉片數(shù)為20[2-4]。為確認能否使用#6機組轉(zhuǎn)子替代#5機組引風機轉(zhuǎn)子，以達到節(jié)能目的[5]，該電廠對#5機組引風機進行了熱態(tài)試驗，并對#5機組引風機是否進行改造提供決策依據(jù)。

1 試驗內(nèi)容

根據(jù)機組運行情況，風機試驗按100%BMCR、75%BMCR、50%BMCR 3個工況進行[6]，對應機組負荷為680，530，350 MW。在上述3個工況下分別測試引風機運行的風量、風壓、功率及其他相關運行參數(shù)，并記錄鍋爐、脫硫系統(tǒng)的主要運行數(shù)據(jù)[7]。風機設計規(guī)范見表1(表中：TB工況為最大連續(xù)出力工況)。

表2 試驗期間鍋爐主要運行參數(shù)Tab.2 Main parameters of the boiler during the test

2 試驗方法

風機試驗方法和有關計算方法依據(jù)DL/T 469—2004《電站鍋爐風機現(xiàn)場性能試驗》。試驗期間，將鍋爐各項參數(shù)調(diào)整到正常狀態(tài)，并保持機組負荷和鍋爐燃燒穩(wěn)定。風機的測量參數(shù)包括風機風量、風機進出口靜壓及溫度、大氣壓力、風機消耗功率，同時記錄鍋爐相關的運行參數(shù)[8]。

3 引風機試驗數(shù)據(jù)及分析

鍋爐主要運行參數(shù)及引風機熱態(tài)試驗結果見表2。試驗期間B側引風機進口靜壓明顯比A側風機小，停爐后檢查，發(fā)現(xiàn)A側電除塵器內(nèi)積灰嚴重，導致系統(tǒng)阻力比B側大；工況1下分散控制系統(tǒng)(DCS)顯示A，B引風機出口靜壓數(shù)據(jù)異常，檢查后發(fā)現(xiàn)是B引風機出口擋板未全開造成的。#5機組引風機熱態(tài)試驗結果見表3。

3.1 引風機熱態(tài)試驗結果分析

為了便于分析，綜合表2、表3，將引風機熱態(tài)試驗主要結果與性能曲線對應值進行比較，見表4。根據(jù)表4數(shù)據(jù)，將風機工作點繪制在其性能曲線上，如圖1所示[3]。

由表4及圖1可以看出：各負荷下，兩臺引風機運行時刻度盤上指示的動葉片角度與性能曲線上葉片角度偏差不大，均為3°～4°；滿負荷工況下引風機效率較高，達到了80%以上，且各工況引風機實測效率與性能曲線上設計效率的偏差在±2.5%以內(nèi)，風機效率達到風機廠家提供的性能曲線上的設計值。上述結果表明，引風機實際運行達到了其設計性能。

3.2 引風機實測運行參數(shù)與設計參數(shù)對比

#5鍋爐引風機熱態(tài)試驗中，最大負荷為680 MW，兩臺引風機實測流量分別為551.2，542.0 m3/s，實測壓力分別為8 006.9，8 073.6 Pa，對應工況的鍋爐主蒸汽流量為2 064.0 t/h，而鍋爐BMCR工況的設計蒸發(fā)量為2 101.8 t/h。要對比實際參數(shù)與設計參數(shù)，就要將參數(shù)換算至同一工況和同一介質(zhì)密度[5,9]。根據(jù)#5鍋爐煙氣系統(tǒng)的實際流量與阻力關系，將680 MW工況下實際風機參數(shù)換算至BMCR工況下，并與BMCR，TB工況原設計參數(shù)進行比較，見表5。

表3 #5機組引風機熱態(tài)試驗結果Tab.3 Thermal test results of No.5 unit induced draft fan

表4 #5機組引風機性能試驗主要結果與性能曲線值比較Tab.4 Comparison of main results and performance curve values of No.5 unit induced draft fan in performance test

注：①風機實測運行點在其性能曲線上的對應值。

將#5鍋爐兩臺引風機實測值計算平均值后換算至BMCR工況下，風機流量為555.2 m3/s，壓力為8 216 Pa，而BMCR工況的引風機設計流量為527.6 m3/s，設計壓力為8 943 Pa，實測流量與設計值相比偏大5.0%，實測壓力較設計值偏小8.8%。引風機實測參數(shù)與TB點的對應設計參數(shù)相比，風量裕量偏小，為2.0%，而風壓裕量偏大，為30.6%。

圖1 #5鍋爐引風機各運行工況點在其性能曲線上的分布Fig.1 Distribution of operating conditions of No.5 boiler induced draft fans on the performance curve

表5 #5鍋爐引風機試驗值與設計值對比Tab.5 Comparison of test values and design values of No.5 boiler induced draft fan

3.3 引風機與系統(tǒng)匹配性分析

目前引風機能夠滿足系統(tǒng)出力要求，由圖1可以看出，引風機運行曲線位于其性能曲線的中部偏右，其運行曲線較設計位置偏低。滿負荷時的風機效率超過85%，75%BMCR工況時約為77%，50%BMCR工況時為65%左右。引風機壓力裕量偏大，若煙氣系統(tǒng)增加設備或阻力增大，引風機運行位置會更佳，但由于風機流量裕量偏小，引風機有可能會出力不足或進入運行不穩(wěn)定區(qū)域。

4 引風機運行現(xiàn)狀及節(jié)能分析

由試驗結果可以看出，引風機流量裕量偏小而壓力裕量偏大，為了解風機實際運行參數(shù)與原設計參數(shù)略有差異的原因，同時為解決引風機電流波動問題、高負荷氧量達不到目標值問題并為節(jié)能改造提供參考依據(jù)，需對目前引風機的運行及系統(tǒng)狀態(tài)進行分析。

4.1 引風機煙氣流量及壓力分析

4.1.1 流量偏差分析

現(xiàn)有引風機設計參數(shù)的確定依據(jù)是《#5機組引、增壓風機合一超凈改造及#6機組引風機選型校核報告》，可從煤質(zhì)、氧量、排煙溫度等幾方面分析此次試驗風機實測流量與設計值存在差異的原因。

此次試驗氧量及引風機入口溫度比引、增壓風機合一超凈改造前的試驗值大，這兩項參數(shù)均對引風機入口煙氣流量影響較大。此次試驗期間空氣預熱器前氧量平均值為3.04%，改造前試驗期間空氣預熱器氧量平均值為2.49%，兩種氧量對煙氣量的影響偏差為3.09%；此次試驗期間引風機入口煙氣溫度平均值為125.3 ℃，改造前為109.0 ℃，兩種溫度對煙氣量的影響偏差為4.25%。綜合計算可知，兩次試驗的氧量及風機入口煙溫偏差對煙氣流量的影響為7.5%。此次試驗引風機入口流量平均值為546.7 m3/s，改造前為501.8 t/h，兩次試驗風機入口煙氣流量偏差8.9%。考慮煤質(zhì)差異因素，兩次試驗測得煙氣流量的偏差在合理范圍內(nèi)。綜合上文分析可以判斷，此次試驗引風機入口煙氣流量比BM-CR設計值大是入爐煤質(zhì)、爐膛氧量、風機入口煙氣溫度等因素導致的。

圖2 #5鍋爐引風機各工況運行點在 #6鍋爐引風機性能曲線上的位置Fig.2 Location of No.5 boiler induced draft fan operating points on the performance curve of No.6 boiler induced draft fan

4.1.2 壓力偏差分析

#5鍋爐超低排放改造是在脫硝系統(tǒng)增設了備用催化劑層，同時在現(xiàn)有基礎上對濕法脫硫系統(tǒng)進行了提效改造，此次試驗在680 MW 負荷工況同步進行了沿程阻力測試，見表6。

表6 #5鍋爐680 MW工況沿程阻力測試結果Tab.6 No.5 boiler resistance test results at 680 MW working condition Pa

由測量結果可以看出：脫硝反應器靜壓差平均為743 Pa，略小于設計阻力(脫硝反應器設計阻力為1 150 Pa)；空氣預熱器靜壓差平均為1 539 Pa，略大于設計阻力(1 200 Pa)；除塵器靜壓差平均值為224 Pa；脫硫吸收塔靜壓差為1 800 Pa，略小于其設計阻力(脫硫吸收塔設計阻力為2 200 Pa)。脫硝反應器、靜電除塵器、脫硫吸收塔等阻力值均小于其設計阻力值，而空氣預熱器實際阻力略大于設計值，煙氣系統(tǒng)設備總阻力值較設計阻力值略小，造成引風機壓力裕量偏大。

4.2 引風機節(jié)能改造可行性分析

引風機日常運行時，機組在較高負荷段運行時，引風機動葉開度達到60%以上時繼續(xù)增加開度，風機電流增長幅度過快，而氧量基本沒有增加。需要對使用#6機組轉(zhuǎn)子替代#5機組引風機轉(zhuǎn)子以達到節(jié)能目的可行性進行分析。

首先探討引風機電流增長過快的問題。根據(jù)煙氣管道阻力特性，煙氣系統(tǒng)壓力與流量的平方成正比，高負荷段風機功率的增長速率遠超低負荷段時的功率增長速率[9]，故出現(xiàn)引風機開度越大電流增速越快的現(xiàn)象。

引風機流量裕量偏小且實際運行效率較高，滿負荷時的風機效率超過85%，75%BMCR工況約為77%，50%BMCR工況為65%左右，引風機節(jié)能空間不大。風機開度尚有較大裕度是因為風機有較大的壓力裕量。

將#5機組引風機試驗各工況運行點繪制于#6機組引風機性能曲線，如圖2所示[4]。從圖2可以看到，滿負荷工況運行點位于BMCR設計點偏右，風機流量已無裕量，各工況運行點在性能曲線上的效率為85%，78%，70%，與#5鍋爐風機上的效率基本一致，故如果將#5鍋爐引風機轉(zhuǎn)子更換為#6機組引風機轉(zhuǎn)子，無節(jié)能空間且增加了風機出力不足的風險[10]。

5 結論與建議

(1)兩臺引風機運行時刻度盤上指示的動葉片角度與性能曲線上葉片角度偏差均在3°～4°，偏差不大。引風機就地刻度盤上的葉片角度指示與其性能曲線上的設計值基本吻合；滿負荷工況下引風機效率較高達到了80%以上，且各工況下引風機實測效率與性能曲線上設計效率偏差在±2.5%以內(nèi)，風機效率達到了風機廠家提供的性能曲線上的設計值。引風機實際運行達到其設計性能。

(2)將兩臺引風機實測平均值換算至BMCR工況下，風機流量為555.2 m3/s，風機壓力為8 216 Pa。引風機實測參數(shù)與TB點的對應設計參數(shù)相比，風機風量裕量偏小而壓力裕量偏大。

(3)目前引風機基本滿足系統(tǒng)出力要求，引風機運行曲線較設計位置偏低。滿負荷時的風機效率超過85%，75%BMCR工況時的風機效率約為77%，50%BMCR工況時的風機效率在65%左右，引風機經(jīng)濟性一般。引風機壓力裕量偏大，若煙氣系統(tǒng)增加設備或阻力增大，引風機運行位置會更佳，但由于風機流量裕量偏小，引風機有可能會出力稍不足或進入運行不穩(wěn)定區(qū)域。

(4)如果將#5機組引風機轉(zhuǎn)子更換為#6機組引風機轉(zhuǎn)子，并無節(jié)能空間且增加了風機出力不足的風險，因此不建議減少#5鍋爐引風機葉片數(shù)。

(5)由于排煙溫度、爐膛氧量對鍋爐煙氣流量的影響，造成引風機能耗增加，目前只能通過降低爐膛氧量(改變一次、二次風配比)、提高空氣預熱器換熱效率等方式來降低鍋爐煙氣流量，進而降低引風機出力，達到節(jié)能的目的。