賈文飛

（內(nèi)蒙古京能康巴什熱電有限公司，內(nèi)蒙古 鄂爾多斯 017010）

1 概述

此次數(shù)據(jù)提供電廠為2*350MW超臨界直流供熱機(jī)組，每臺鍋爐配備2臺汽動引風(fēng)機(jī)，引風(fēng)機(jī)采用變速離心式風(fēng)機(jī)，由上海鼓風(fēng)機(jī)廠有限公司生產(chǎn)。其中2號機(jī)組風(fēng)機(jī)型號為1788AZ/1990引風(fēng)機(jī)D=3542。引風(fēng)機(jī)由小汽輪機(jī)驅(qū)動，小汽輪機(jī)由杭州汽輪機(jī)廠生產(chǎn)，型號為NK50/60。

引風(fēng)機(jī)汽輪機(jī)正常工作汽源采用四段抽汽，備用和啟動用汽源采用輔助蒸汽或再熱冷段蒸汽，引風(fēng)機(jī)汽輪機(jī)的調(diào)試汽源來自輔助蒸汽系統(tǒng)。每臺引風(fēng)機(jī)汽輪機(jī)各自配置1臺凝汽器，引風(fēng)機(jī)汽輪機(jī)排汽凝結(jié)水經(jīng)凝結(jié)水泵升壓后打入主汽輪機(jī)的熱井中，引風(fēng)機(jī)汽輪機(jī)的疏水排入引風(fēng)機(jī)汽輪機(jī)凝汽系統(tǒng)中。引風(fēng)機(jī)汽輪機(jī)設(shè)置獨立的軸封系統(tǒng)，軸封汽來自主機(jī)軸封系統(tǒng)的封汽蒸汽經(jīng)節(jié)流降壓至0.101MPa～0.108MPa后，由封汽管路導(dǎo)入前、后封體，少量蒸汽經(jīng)前、后冒汽管排出，進(jìn)入汽封冷卻器。引風(fēng)機(jī)汽輪機(jī)的控制采用電-液調(diào)節(jié)系統(tǒng)，功能是控制機(jī)組的轉(zhuǎn)速（功率），使其在規(guī)定的范圍內(nèi)運行。調(diào)節(jié)器接收機(jī)組的轉(zhuǎn)速信號及CCS系統(tǒng)的輸出信號，實現(xiàn)對汽輪機(jī)轉(zhuǎn)速的控制。

2 引風(fēng)機(jī)煙道流場優(yōu)化前存在問題

為保證供電成本的有效控制完成降本增效的目標(biāo)，該電廠2016年燃料供給結(jié)構(gòu)發(fā)生變化，低熱值煤、高硫煤、煤泥開始摻燒入廠。由于汽車煤入廠的不穩(wěn)定性，造成了燃料配比的不均衡和發(fā)熱量的下降，燃煤發(fā)熱量的降低造成相同負(fù)荷下總煤量的大幅上漲，也就造成了鍋爐煙氣量的增加。同時，由于2017年05月2號機(jī)組經(jīng)過污染物超低排放改造后，2號機(jī)組吸收塔出入口差壓比1號機(jī)組吸收塔出入口差壓大500Pa左右，2號機(jī)組兩臺引風(fēng)機(jī)運行期間小汽輪機(jī)轉(zhuǎn)速較高，不能滿足機(jī)組運行需求。2019年05月A修期間上海鼓風(fēng)機(jī)廠出具相關(guān)方案，將2號機(jī)組兩臺引風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子葉片加長74mm并做防磨處理。改造后運行過程中，兩臺引風(fēng)機(jī)驅(qū)動端、非驅(qū)動端軸承箱高轉(zhuǎn)速工況下水平振動值達(dá)到10mm/s～12mm/s之間（轉(zhuǎn)速5300rpm～5700rpm較為明顯）。期間對2號機(jī)組兩臺引風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子分別進(jìn)行了動平衡校驗，發(fā)現(xiàn)動平衡相位變化偏差較大，無法利用動平衡的方式解決軸承箱水平振動大問題。并且引風(fēng)機(jī)在高轉(zhuǎn)速工況下，引風(fēng)機(jī)吸入口煙道存在晃動現(xiàn)象。

3 引風(fēng)機(jī)振動大問題原因分析

經(jīng)分析認(rèn)為，煙氣系統(tǒng)內(nèi)部氣流存在不穩(wěn)定區(qū)域，是造成引風(fēng)機(jī)軸承箱水平振動大和引風(fēng)機(jī)進(jìn)出口煙道晃動大主要原因。通過對不同負(fù)荷下除塵器出口和脫硫塔入口流場測試可得出引風(fēng)機(jī)入口的不均勻系數(shù)在0.2以下，引風(fēng)機(jī)出口的不均勻系數(shù)在0.2以上。

機(jī)組330MW負(fù)荷下，煙氣的平均流速較低，不同測孔下的流速偏差較大，而造成煙氣流場不穩(wěn)定的原因主要有以下幾個因素。

（1）引風(fēng)機(jī)進(jìn)口上游較近處存在60°的彎頭，使得在風(fēng)機(jī)進(jìn)口截面流場存在較大的不均勻性，煙氣主流將偏向煙道下半部，會對引風(fēng)機(jī)引起強(qiáng)烈的進(jìn)口系統(tǒng)效應(yīng)，同時，彎頭還會引起葉輪進(jìn)口的正向預(yù)旋，在相同流量下會降低引風(fēng)機(jī)全壓[1]。

（2）引風(fēng)機(jī)機(jī)殼出口很近就設(shè)置風(fēng)門，由于引風(fēng)機(jī)機(jī)殼出口通流面積很小、平均流速很高，加之該處流速很不均勻，一方面該風(fēng)門即使全開也會有較大阻力，也會引起引風(fēng)機(jī)出口的系統(tǒng)效應(yīng)[2]。

（3）引風(fēng)機(jī)出口擴(kuò)壓段的擴(kuò)張角偏大，擴(kuò)張角達(dá)到了19°而一般情況下該擴(kuò)張角角度不建議大于15°。（參見孫研主編機(jī)械工業(yè)出版社《通風(fēng)機(jī)選型實用手冊》P78和其他相關(guān)文獻(xiàn)）。

4 相關(guān)技術(shù)性改造

4.1 引風(fēng)機(jī)入口除塵器處煙道流場相關(guān)改造

為保證引風(fēng)機(jī)進(jìn)口段煙道流場得以更平穩(wěn)，優(yōu)化設(shè)計改造實施方案除塵器凈煙氣室后水平煙道90°彎頭對流匯沖處設(shè)置新增一組導(dǎo)流板（新增導(dǎo)流板2），引導(dǎo)水平煙道兩側(cè)煙氣匯流，同時不影響單風(fēng)機(jī)運行時的煙氣流動。煙氣經(jīng)水平煙道對流匯沖后進(jìn)入豎直煙道，將豎直煙道上部與水平煙道的直角連接改為斜角連接，以引導(dǎo)煙氣轉(zhuǎn)向、提高煙氣充滿度。引風(fēng)機(jī)進(jìn)口豎直煙道上部增設(shè)一塊長2200mm的隔板，實現(xiàn)煙氣預(yù)先引導(dǎo)，避免匯流后煙氣在豎直煙道內(nèi)扭轉(zhuǎn)[1]。

4.2 引風(fēng)機(jī)出口段煙道流場優(yōu)化設(shè)計改造

為保證引風(fēng)機(jī)出口煙氣流場的平穩(wěn)性，此次技術(shù)改造將引風(fēng)機(jī)出口風(fēng)門向后移動3400mm，并且由原來的橫向放置變?yōu)榭v向放置，減小氣流對風(fēng)門的沖擊作用，同時提高煙道內(nèi)部氣流速度縱向分布的均勻性。并將原結(jié)構(gòu)的擴(kuò)張段變?yōu)閮啥螖U(kuò)張，在兩段擴(kuò)張段之間布置出口風(fēng)門，一次擴(kuò)張段的擴(kuò)張角由原來的19°變成15°左右。同時，對原結(jié)構(gòu)引風(fēng)機(jī)出口水平煙道轉(zhuǎn)彎處中的原始導(dǎo)流板進(jìn)行重新設(shè)計，將原結(jié)構(gòu)的3塊導(dǎo)流板增加至4塊，并調(diào)整導(dǎo)流板的半徑、弧度，以引導(dǎo)煙氣轉(zhuǎn)彎。

圖1 改造后設(shè)備構(gòu)造圖

5 技術(shù)改造后的試驗結(jié)果

經(jīng)過改造后該電廠對改造后不同負(fù)荷下的流場分布情況重新進(jìn)行了測試，分別是175MW、270MW和350MW，通過實驗可以得出數(shù)據(jù)引風(fēng)機(jī)入口的不均勻系數(shù)在0.2以下，引風(fēng)機(jī)出口的不均勻系數(shù)也降至0.2以下，下面取350MW負(fù)荷數(shù)據(jù)如下。

表1 改造后350MW負(fù)荷工況除塵器出口流場分布測試匯總結(jié)果

表2 改造后脫硫塔進(jìn)口流場分布測試主要匯總結(jié)果

引風(fēng)機(jī)在經(jīng)過上述改造后，煙道的流場均勻性得到極大改善，經(jīng)過投運后的驗收情況如下。2號機(jī)組1號引風(fēng)機(jī)小機(jī)轉(zhuǎn)數(shù)在5496r/min時，引風(fēng)機(jī)前、后軸承振速測點3最大為6.84mm/s和6.7mm/s，2號引風(fēng)機(jī)小機(jī)轉(zhuǎn)數(shù)在5500r/min時，引風(fēng)機(jī)前、后軸承振速測點3最大為7.38mm/s和6.11mm/s。2號機(jī)組1號引風(fēng)機(jī)小機(jī)轉(zhuǎn)數(shù)在5800r/min時，引風(fēng)機(jī)前、后軸承振速測點3最大為8.34mm/s和8.07mm/s，2號引風(fēng)機(jī)小機(jī)轉(zhuǎn)數(shù)在5800r/min時，引風(fēng)機(jī)前、后軸承振速測點3最大為4.84mm/s和4.01mm/s，1號引風(fēng)機(jī)前、后軸承振速測點3超出報警值，在規(guī)定值范圍內(nèi)，2號引風(fēng)機(jī)運行參數(shù)良好，整體數(shù)據(jù)可以看到振動值均有大幅度的下降。

6 結(jié)論與建議

（1）改造前后的除塵器出口流場不均勻指數(shù)基本保持在0.2左右，流場分布趨勢較一致。試驗方認(rèn)為在流場改造起始位置煙氣分布較為一致的前提下比較系統(tǒng)改造前后的煙氣流場改善情況較為合理。

（2）三個工況的脫硫塔進(jìn)口煙道水平截面流場分布不均勻系數(shù)在由改造前的0.20以上下降至0.20以下。同時截面深度方向（前后墻）的煙速偏差有所降低。相比改造前，煙道中心近B側(cè)的煙速有所下降，煙道寬度方向中間區(qū)域高于兩側(cè)的對稱分布狀態(tài)。

（3）三個工況的脫硫塔出口煙道水平截面流場分布不均勻系數(shù)在0.20以上。試驗方認(rèn)為脫硫塔出口煙道的煙氣流速均勻性較差，可能導(dǎo)致該段煙道阻力偏大，仍有降阻空間。

（4）改造后，不同工況下（350MW、270MW、175MW負(fù)荷），兩側(cè)引風(fēng)機(jī)進(jìn)口煙氣量分別為：A側(cè)343.9/262.4/181.1m3/s，B側(cè)347.1/257.5/182.8m3/s。兩側(cè)引風(fēng)機(jī)有效功率分別為：A側(cè)2347/1215/545kW，B側(cè)2375/1210/546kW。日常運行期間，兩側(cè)引風(fēng)機(jī)的工作狀態(tài)無明顯偏差。

（5）由改造前風(fēng)機(jī)工況點擬合曲線與改造后工況點對比可見，相同煙氣量運行條件下，不同負(fù)荷的引風(fēng)機(jī)全壓升均有較大程度的下降，由此推測改造后的引風(fēng)機(jī)能耗亦有所下降。

（6）目前煙氣系統(tǒng)的阻力降低主要是由于除塵器出口至脫硫塔出口段的阻力降低所致，結(jié)合現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)與DCS參數(shù)可知，脫硫塔阻力降低為主要因素，引風(fēng)機(jī)進(jìn)出口煙道阻力降低為次要因素。

（7）本次檢修，脫硫塔降阻效果良好，350MW負(fù)荷工況下，阻力下降約800Pa。350MW負(fù)荷工況下，改造后引風(fēng)機(jī)進(jìn)出口煙道阻力相比改造前阻力降低300Pa以上（相同煙氣量），達(dá)到本次數(shù)值模擬改造的預(yù)期效果。

（8）不同負(fù)荷負(fù)荷工況（350MW、270MW、175MW）時，在相同引風(fēng)機(jī)全壓升、引風(fēng)機(jī)進(jìn)口煙氣流量條件下，改造后的風(fēng)機(jī)有效功率均低于改造前，偏差值分別為4.6%，3.7%，2.3%，該值可近似認(rèn)為引風(fēng)機(jī)改造后的效率提升（相比改造前效率）。