任仰成，郭建軍

（1.山西魯能發(fā)電有限公司，山西 河曲 036500；

2.國家能源集團(tuán)國神公司技術(shù)研究院，陜西 西安 710061）

1 某發(fā)電廠所用鍋爐運(yùn)行情況

某發(fā)電廠2×600 MW機(jī)組采用哈爾濱鍋爐廠有限責(zé)任公司設(shè)計制造的亞臨界參數(shù)、控制循環(huán)、四角切向燃燒方式、一次中間再熱、單爐膛平衡通風(fēng)、固態(tài)排渣、緊身封閉、全鋼構(gòu)架的Π型汽包鍋爐，型號為HG-2070/17.5-YM9。鍋爐為單爐膛四角布置的擺動式低氮燃燒器切圓燃燒方式。采用正壓直吹式制粉系統(tǒng)，每臺機(jī)組配備6臺MPS型磨煤機(jī)，5運(yùn)1備。鍋爐主要設(shè)計參數(shù)見表1，引風(fēng)機(jī)及配套設(shè)備電機(jī)參數(shù)見表2。

府谷電廠1、2號鍋爐機(jī)組在實(shí)際運(yùn)行過程中，由于煙氣系統(tǒng)空氣預(yù)熱器、電袋復(fù)合除塵器、煙氣換熱器GGH（Gas Gas Heater） 等設(shè)備阻塞，發(fā)生過多起引風(fēng)機(jī)失速現(xiàn)象?？諝忸A(yù)熱器煙氣側(cè)的設(shè)計阻力值為1133 Pa，而運(yùn)行期間空氣預(yù)熱器煙氣側(cè)實(shí)測進(jìn)、出口平均差壓為1534 Pa，高于設(shè)計值。電袋復(fù)合除塵器的設(shè)計阻力值為1100 Pa，運(yùn)行期間除塵器兩側(cè)進(jìn)、出口平均差壓為1128 Pa，略高于設(shè)計值。脫硫系統(tǒng)設(shè)計阻力值為1500 Pa，運(yùn)行期間吸收塔進(jìn)、出口的差壓為1050 Pa，低于設(shè)計值。GGH系統(tǒng)：設(shè)計阻力值為1000 Pa，運(yùn)行期間GGH原煙氣和凈煙氣側(cè)差壓之和為881 Pa，低于設(shè)計阻力值。

表1 鍋爐主要設(shè)計參數(shù)

鍋爐在600 MW負(fù)荷運(yùn)行期間入爐煤工業(yè)分析和設(shè)計煤種見表3。

從表3可以看出：600 MW負(fù)荷運(yùn)行期間煤質(zhì)的全水和灰分高于設(shè)計煤種，而揮發(fā)分、硫分和低位發(fā)熱量均低于設(shè)計煤種。整體而言，實(shí)際運(yùn)行期間煤種比設(shè)計煤種差。

表2 引風(fēng)機(jī)及配套電機(jī)設(shè)備參數(shù)表

表3 600 MW負(fù)荷運(yùn)行期間入爐煤工業(yè)分析和設(shè)計煤種匯總表

2 引風(fēng)機(jī)運(yùn)行分析

2.1 引風(fēng)機(jī)運(yùn)行試驗(yàn)分析

根據(jù)鍋爐機(jī)組的運(yùn)行情況，試驗(yàn)時機(jī)組負(fù)荷分別為600 MW、450 MW和310 MW。為了便于了解引風(fēng)機(jī)的運(yùn)行狀況，將1號機(jī)組引風(fēng)機(jī)試驗(yàn)結(jié)果與性能曲線上對應(yīng)值的比較列于表4。

由表4數(shù)據(jù)可以看出以下情況。

葉片角度：在高中低負(fù)荷工況下，引風(fēng)機(jī)就地葉片角度與性能曲線上對應(yīng)的葉片角度相比，A側(cè)角度偏大，最大偏大2°；B側(cè)角度偏小，最大偏小3°。風(fēng)機(jī)兩側(cè)葉片角度偏差均未超過3%，偏差在合理的誤差范圍內(nèi)，說明風(fēng)機(jī)就地葉片對位較為準(zhǔn)確。

表4 1號機(jī)組引風(fēng)機(jī)熱態(tài)試驗(yàn)結(jié)果與性能曲線值比較表

風(fēng)機(jī)效率：在高中低負(fù)荷工況下，A、B兩側(cè)引風(fēng)機(jī)實(shí)測效率在68%～88%之間，與性能曲線上對應(yīng)效率值偏差不大，最大偏差為2.6%，說明引風(fēng)機(jī)實(shí)際運(yùn)行已達(dá)到設(shè)計性能。

2.2 引風(fēng)機(jī)運(yùn)行實(shí)測參數(shù)與設(shè)計參數(shù)比較

機(jī)組最大負(fù)荷為601.1 MW，對應(yīng)工況的鍋爐蒸發(fā)量為1872.5 t/h，而鍋爐BMCR工況的設(shè)計蒸發(fā)量為2070.0 t/h。

為了對比設(shè)計參數(shù)，本節(jié)將實(shí)測601.1MW工況的風(fēng)量、風(fēng)壓，依據(jù)蒸汽量及系統(tǒng)阻力特性換算到BMCR工況（設(shè)計密度下，對應(yīng)鍋爐蒸發(fā)量為2070.0 t/h）并與原有設(shè)計值進(jìn)行比較，結(jié)果見表5。

表5 引風(fēng)機(jī)熱態(tài)試驗(yàn)的試驗(yàn)值與其設(shè)計值比較表

將實(shí)測值換算至BMCR工況下，風(fēng)機(jī)流量為479.2 m3/s，風(fēng)機(jī)全壓為8413.5 Pa。而BMCR工況的引風(fēng)機(jī)設(shè)計流量為560 m3/s，設(shè)計壓力為8868 Pa。將兩者進(jìn)行比較，實(shí)測風(fēng)量比設(shè)計值偏小16.9%，風(fēng)量偏差較大；實(shí)測壓力比設(shè)計值偏小5.4%，在允許誤差范圍內(nèi)。

引風(fēng)機(jī)實(shí)測參數(shù)與TB點(diǎn)的對應(yīng)設(shè)計參數(shù)比較，風(fēng)量裕量為31.6%，風(fēng)壓裕量為20.7%。目前風(fēng)機(jī)風(fēng)量裕量偏大，風(fēng)壓裕量在允許誤差范圍內(nèi)。

造成風(fēng)機(jī)風(fēng)量與設(shè)計值偏差較大的原因有以下兩點(diǎn)。

a）引風(fēng)機(jī)選型設(shè)計時BMCR工況風(fēng)機(jī)入口溫度為125℃，而運(yùn)行實(shí)測的滿負(fù)荷工況下兩側(cè)引風(fēng)機(jī)平均入口溫度僅為102℃，溫度偏低23℃。這樣流經(jīng)引風(fēng)機(jī)煙氣的實(shí)際密度會高于設(shè)計密度，在質(zhì)量流量變化不大的情況下會造成引風(fēng)機(jī)體積流量比設(shè)計值偏小。

b）試驗(yàn)期間滿負(fù)荷工況下，省煤器出口氧量僅為2.0%左右，略低于機(jī)組運(yùn)行正常控制水平，這也會造成風(fēng)機(jī)的體積流量偏小。

2.3 煙氣系統(tǒng)各段沿程阻力測量

為了分析1號機(jī)組風(fēng)煙系統(tǒng)的阻力狀況，試驗(yàn)在滿負(fù)荷600 MW工況下，測量了風(fēng)煙系統(tǒng)主要設(shè)備的阻力，整理的結(jié)果見表6。

由表6可知，600 MW試驗(yàn)期間，脫硝運(yùn)行狀況良好，但是空預(yù)器和電袋除塵器出現(xiàn)了一定程度的堵塞，空預(yù)器阻力高于設(shè)計值（1133 Pa）400 Pa左右，而電袋除塵器阻力略高于設(shè)計值（1100 Pa）。脫硫系統(tǒng)中，脫硫塔和GGH設(shè)備目前運(yùn)行狀況正常，脫硫塔和GGH設(shè)備運(yùn)行阻力都低于設(shè)計值。

建議對空預(yù)器、電袋除塵器和GGH換熱器等設(shè)備進(jìn)行檢查，并定期清洗，保證設(shè)備正常運(yùn)行。

表6 1號機(jī)組600 MW負(fù)荷試驗(yàn)期間風(fēng)煙系統(tǒng)各設(shè)備沿程阻力

2.4 引風(fēng)機(jī)與系統(tǒng)匹配性分析

由表4、表5可知，在試驗(yàn)3個負(fù)荷工況下，引風(fēng)機(jī)運(yùn)行在性能曲線的左上部區(qū)域，風(fēng)機(jī)風(fēng)量比設(shè)計運(yùn)行點(diǎn)偏小很多，管網(wǎng)阻力曲線較為靠近失速區(qū)，且隨著負(fù)荷的增加，其失速安全裕量逐漸降低，風(fēng)機(jī)與管網(wǎng)系統(tǒng)匹配性較差。

3 引風(fēng)機(jī)失速原因分析

3.1 引風(fēng)機(jī)失速情況初步分析

電廠一期鍋爐機(jī)組在2014年—2018年8月實(shí)際運(yùn)行期間，多次發(fā)生搶風(fēng)失速現(xiàn)象。其中，1號機(jī)組引風(fēng)機(jī)發(fā)生過8次搶風(fēng)失速，2號機(jī)組發(fā)生過3次搶風(fēng)失速，結(jié)合近期的4次風(fēng)機(jī)失速工況，估算出風(fēng)機(jī)失速時的運(yùn)行點(diǎn)，據(jù)此來對風(fēng)機(jī)的實(shí)際運(yùn)行點(diǎn)進(jìn)行分析，并判定風(fēng)機(jī)的實(shí)際失速裕度與理論失速裕度有無偏差。

在600 MW試驗(yàn)的基礎(chǔ)上估算出4次歷史失速工況風(fēng)機(jī)的運(yùn)行工況點(diǎn)，然后通過分析幾次風(fēng)機(jī)失速點(diǎn)的規(guī)律尋找風(fēng)機(jī)的實(shí)際失速線。估算4次風(fēng)機(jī)運(yùn)行失速點(diǎn)的依據(jù)是風(fēng)機(jī)風(fēng)量根據(jù)流量與主蒸汽壓力的關(guān)系進(jìn)行換算，而風(fēng)機(jī)進(jìn)口靜壓根據(jù)表盤數(shù)據(jù)差值進(jìn)行換算，風(fēng)機(jī)全壓根據(jù)表盤進(jìn)、出口差壓的差值進(jìn)行換算，并根據(jù)進(jìn)口壓力的變化對密度進(jìn)行了修正。

由此可見，引風(fēng)機(jī)的實(shí)際失速線較理論失速線有一定程度的下移。以實(shí)際失速線為基準(zhǔn)，經(jīng)過計算可知，在600 MW工況下，引風(fēng)機(jī)的實(shí)際失速裕度為1.41＞1.3，僅剛剛滿足國家標(biāo)準(zhǔn)的要求，失速裕度并不充裕，換熱設(shè)備稍有堵塞，引風(fēng)機(jī)失速裕度便會小于國家標(biāo)準(zhǔn)，引發(fā)失速隱患。

3.2 引風(fēng)機(jī)失速原因分析

經(jīng)過前面的分析可知，現(xiàn)有引風(fēng)機(jī)在高負(fù)荷運(yùn)行時很容易發(fā)生失速現(xiàn)象，主要原因如下。

a） 引風(fēng)機(jī)實(shí)際運(yùn)行的風(fēng)量遠(yuǎn)低于設(shè)計風(fēng)量，風(fēng)機(jī)選型參數(shù)與目前實(shí)際運(yùn)行參數(shù)差別較大。現(xiàn)有引風(fēng)機(jī)原來的選型溫度為134.9℃，而目前2臺引風(fēng)機(jī)入口的平均溫度為101.8℃。可見原有風(fēng)機(jī)選型溫度較目前風(fēng)機(jī)實(shí)際進(jìn)口溫度偏高超過30℃，且引風(fēng)機(jī)滿負(fù)荷實(shí)際運(yùn)行的風(fēng)量較設(shè)計選型風(fēng)量偏低近200 m3/s，因而風(fēng)機(jī)與管網(wǎng)系統(tǒng)匹配性差，風(fēng)機(jī)的實(shí)際運(yùn)行點(diǎn)靠近失速區(qū)。

b）煙氣系統(tǒng)的設(shè)備運(yùn)行時存在堵塞，導(dǎo)致風(fēng)機(jī)的運(yùn)行點(diǎn)向高壓頭方向移動，這也會降低風(fēng)機(jī)的失速裕度（在流量變化不大的前提下）。影響風(fēng)機(jī)運(yùn)行風(fēng)壓的因素主要是風(fēng)煙系統(tǒng)和脫硫系統(tǒng)的環(huán)保設(shè)備運(yùn)行狀況，容易產(chǎn)生堵塞的設(shè)備主要有空預(yù)器、電袋除塵器和GGH換熱器等。

c）引風(fēng)機(jī)的實(shí)際失速線較理論失速線下移明顯，導(dǎo)致實(shí)際失速線向運(yùn)行工況點(diǎn)靠近，使得引風(fēng)機(jī)工況點(diǎn)的實(shí)際失速裕度降低。

4 環(huán)保改造后現(xiàn)有引風(fēng)機(jī)運(yùn)行狀況評估

4.1 機(jī)組環(huán)保技術(shù)改造后阻力變化情況

電廠計劃對1號機(jī)組進(jìn)行一系列環(huán)保改造，這將會對風(fēng)煙系統(tǒng)和脫硫系統(tǒng)的阻力特性產(chǎn)生一定的影響，具體改造方案如下。

a）脫硝提效改造：對現(xiàn)有脫硝系統(tǒng)進(jìn)行提效改造，預(yù)計新增阻力300 Pa。

b）電袋除塵器升級改造：對電袋除塵器進(jìn)行升級改造，本次升級改造設(shè)備阻力無變化。

c）脫硫增容改造：在吸收塔內(nèi)增設(shè)高效除霧器，預(yù)計新增阻力200 Pa。

因此，本次改造風(fēng)煙系統(tǒng)和脫硫系統(tǒng)阻力增加共計500 Pa，同時會影響引風(fēng)機(jī)進(jìn)口煙氣壓力，但不會影響引風(fēng)機(jī)進(jìn)口煙氣溫度。

將機(jī)組環(huán)保改造后其他工況系統(tǒng)增加阻力按各負(fù)荷風(fēng)量進(jìn)行換算，據(jù)此得到機(jī)組環(huán)保改造后不同工況下風(fēng)機(jī)運(yùn)行預(yù)估參數(shù)，詳情見表7。

表7 機(jī)組環(huán)保改造后風(fēng)機(jī)運(yùn)行參數(shù)預(yù)估表

4.2 環(huán)保改造后現(xiàn)有引風(fēng)機(jī)系統(tǒng)運(yùn)行分析

為了分析環(huán)保改造后現(xiàn)有引風(fēng)機(jī)運(yùn)行的安全穩(wěn)定性，將環(huán)保改造后600 MW、450 MW和310 MW各試驗(yàn)工況的風(fēng)機(jī)實(shí)際失速裕度的計算結(jié)果列于表8中。

由表8可知，機(jī)組環(huán)保改造后，在600 MW工況下，引風(fēng)機(jī)的實(shí)際失速裕度小于1.3，不滿足《電站鍋爐風(fēng)機(jī)選型和使用導(dǎo)則》DL/T 468—2004的要求。由此可見，環(huán)保改造后，在600 MW工況下，引風(fēng)機(jī)的實(shí)際安全裕量過小，風(fēng)機(jī)運(yùn)行時幾乎必然會失速。

綜上所述，機(jī)組環(huán)保技術(shù)改造后，現(xiàn)有引風(fēng)機(jī)運(yùn)行工況點(diǎn)失速裕度過小，引風(fēng)機(jī)存在很大的失速風(fēng)險，建議對引風(fēng)機(jī)及煙道系統(tǒng)進(jìn)行改造，提高機(jī)組運(yùn)行安全性。

表8 環(huán)保改造后引風(fēng)機(jī)的實(shí)際失速裕度計算表

5 結(jié)論與建議

a）造成風(fēng)機(jī)失速的主要原因：一是由于風(fēng)機(jī)運(yùn)行風(fēng)量遠(yuǎn)小于其設(shè)計風(fēng)量，導(dǎo)致風(fēng)機(jī)運(yùn)行工況點(diǎn)左移；二是由于引風(fēng)機(jī)實(shí)際失速線與理論失速線存在偏差，實(shí)際失速線向下有所偏移。

b）環(huán)保改造后，現(xiàn)有引風(fēng)機(jī)在600 MW及以上工況失速裕度過小，存在很大的失速風(fēng)險，因此建議近期在引風(fēng)機(jī)出入口增設(shè)導(dǎo)流板，使引風(fēng)機(jī)運(yùn)行遠(yuǎn)遠(yuǎn)偏離失速區(qū)域。

c）由于引風(fēng)機(jī)出口煙道阻力偏差，當(dāng)鍋爐機(jī)組增加出力時，對1號鍋爐而言A引風(fēng)機(jī)動葉開度調(diào)節(jié)超前于B引風(fēng)機(jī)；對2號鍋爐而言B引風(fēng)機(jī)動葉開度調(diào)節(jié)超前于A引風(fēng)機(jī)。

d）解決失速問題時，應(yīng)在進(jìn)行引風(fēng)機(jī)改造的同時優(yōu)化其出入口煙道特性。