王紹民，李德永，閆 姝，史紹平，穆延非

(1.中國華能集團清潔能源技術研究院有限公司 煤基清潔能源技術國家重點實驗室，北京 102209； 2.華能伊敏電廠，內蒙古呼倫貝爾 021114)

為了降低火電廠污染物排放量，《大氣污染防治行動計劃》中明確要求執(zhí)行大氣污染物特別排放限值，即燃煤電廠煙氣在O2體積分數為6%的條件下，粉塵、SO2、NOx的質量濃度分別不超過5 mg/m3、35 mg/m3、50 mg/m3。一般來說，常規(guī)燃煤電廠均需要通過改造來滿足超低排放下的污染物排放要求。改造的技術通常包括采用低氮燃燒、分級燃燒和煙氣再循環(huán)等新型燃燒控制技術，以及采取脫硝、脫硫、除塵等煙氣凈化技術[1]。常規(guī)的脫硝改造方案為增設催化劑層；脫硫改造方案為抬高脫硫塔高度、增加托盤、增加噴淋層及增加塔內除霧器或煙道除霧器；除塵改造通常采用靜電除塵器與濕式除塵器結合的方案。超低排放改造會大幅度增加鍋爐排煙系統(tǒng)的壓降，進而對引風機的安全穩(wěn)定運行產生較大的影響[2]。

某燃煤電廠550 MW機組經超低排放改造后，各項污染物排放指標達到了預期目標，但引風機在機組負荷為497 MW的工況下出現(xiàn)了失速問題，未能達到在鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量(BMCR)工況下穩(wěn)定運行的設計要求。筆者首先介紹超低排放改造情況，然后根據測試數據建立排煙系統(tǒng)壓降預測模型并診斷引風機失速的原因，最后利用數值模擬技術降低煙道壓降，以解決引風機失速問題。

1 機組概況

1.1 鍋爐運行參數

該電廠有1臺550 MW超臨界機組，鍋爐配套2臺動葉可調式軸流引風機，型號為HU27046-22G。機組在超低排放改造前，可以在BMCR工況下穩(wěn)定運行，而且在升負荷過程中，引風機從未出現(xiàn)過失速現(xiàn)象。該電廠鍋爐在不同工況下的運行參數見表1。

表1 鍋爐的運行參數

引風機技術參數見表2，其中：TB工況[3]為風機選型工況。按照我國電站風機的選型，BMCR工況所需的風(煙)量裕度不宜低于10%，溫度裕度宜為10～15 K，全壓裕度不宜低于20%。一般來說，引風機的TB工況點和BMCR工況點均位于引風機失速線的右下方時，引風機可以處于穩(wěn)定運行的狀態(tài)。

表2 引風機技術參數

1.2 超低排放改造內容

該機組于2018年6月完成超低排放改造，在隨后的高負荷試驗中，雖然煙塵、SO2、NOx的排放質量濃度均達到當地排放要求，但機組升負荷至497 MW左右時，引風機出現(xiàn)了失速現(xiàn)象。超低排放改造設計增加的壓降包括以下3個方面：

(1)在原選擇性催化還原(SCR)脫硝裝置的基礎上，增加1層催化劑，壓降增加200 Pa。

(2)保持原脫硫塔塔高及3層噴淋不變的情況下，加裝1塊合金托盤，壓降增加500 Pa。

(3)脫硫塔凈煙道增加2級水平煙道除霧器，壓降增加250 Pa。

圖1為脫硫塔及其進出口煙道。相比于超低排放改造前，改造后由于安裝煙道除霧器，不僅煙道的橫截面積發(fā)生了變化，而且還額外增加了煙道彎頭。

圖1 脫硫塔及其進出口煙道

2 現(xiàn)場測試

為了防止試驗測試過程中引風機再次失速，進而引發(fā)引風機葉片斷裂等嚴重事故，所以現(xiàn)場性能測試只能在低負荷工況下進行，并且試驗過程中保證機組運行穩(wěn)定。

2.1 排煙系統(tǒng)壓降測試

壓力測點位置見圖2，測試包括了脫硝系統(tǒng)、空氣預熱器、低低溫省煤器、除塵器、引風機進出口、塔內除霧器、煙道除霧器、煙囪進口處等關鍵位置的靜壓。煙氣量測試為通過拉網格的方法對引風機進口處的動壓及靜壓進行了測試。按照圖2的壓力測點進行測試，得到關鍵設備的壓降見表3。

圖2 排煙系統(tǒng)壓降測試位置

由表3可得：467 MW下，脫硝系統(tǒng)的壓降<760 Pa，低低溫省煤器和除塵器的壓降<745 Pa，脫硝系統(tǒng)、低低溫省煤器、除塵器的壓降均在設計范圍內；而空氣預熱器的壓降>1 000 Pa，其壓降偏大是因為測試段包括了空氣預熱器進出口的煙道，所以可以認為脫硝系統(tǒng)進口至引風機進口之間的關鍵設備及煙道的壓降均處于正常范圍。467 MW下，煙道除霧器的壓降為599 Pa。該煙道除霧器為雙級雙內鉤波紋板除霧器，設計最高壓降為260 Pa[4]；凈煙道(煙道除霧器出口至煙囪進口)的壓降為609 Pa，設計最高壓降為250 Pa。因此，可以認為超低排放改造后的煙道除霧器的壓降和凈煙道彎頭的運行壓降均超過了設計值。

表3 關鍵設備的壓降

2.2 煙氣量測試

在圖2中的引風機進口處，利用皮托管采用拉網格的方法對煙氣量進行測試，測試結果見表4。

表4 鍋排煙系統(tǒng)煙氣量現(xiàn)場測試結果

由于該機組為供暖機組，因此排煙系統(tǒng)煙氣量與機組負荷的關系為非線性關系，而與鍋爐蒸發(fā)量呈線性關系。根據測試數據擬合得到煙氣量與鍋爐蒸發(fā)量的關系為：

qm=1 486.3qV+73.911

(1)

式中：qm為鍋爐主蒸汽質量流量，t/h；qV為煙氣體積流量，m3/h。

根據該煙氣量與鍋爐蒸發(fā)量的關系，計算得到機組BMCR工況下煙氣標準狀況體積流量為2 526×103m3/h。而根據給煤量結合煤質分析和煙氣氧量，計算得到煙氣在標準狀況下的體積流量為2 326×103m3/h[5]，相對誤差為8.5%，可認為該模型的煙氣量與鍋爐蒸發(fā)量的關系是合理的。

3 排煙系統(tǒng)壓降計算模型

3.1 理論基礎

建立模型的目的為根據低負荷的試驗結果來預測高負荷的運行情況，主要涉及煙氣量、關鍵設備壓降和煙囪自生通風力。

(1)煙氣量。煙氣量與鍋爐蒸發(fā)量呈線性關系，可以根據式(1)進行計算。

(2)設備壓降。當氣體流動時，氣流方向改變、截面變化或氣流經過排管等都會產生流動壓降。局部壓降與氣體流動的動壓成比例[6]，具體計算公式為：

(2)

式中：Δp1為壓降，Pa；u為煙氣速度，m/s；ρ為煙氣密度，kg/m3；ζ為局部阻力系數。

計算壓降的關鍵是確定局部阻力系數，根據低負荷試驗得到排煙系統(tǒng)的局部阻力系數，具體見表5。

表5 試驗得到的排煙系統(tǒng)的局部阻力系數

(3)煙囪自生通風力。煙囪自生通風力與煙囪高度、煙氣溫度和環(huán)境溫度有關。

煙囪自生通風力的計算公式[7-8]為：

(3)

式中：Δp2為煙氣自生通風力(煙囪底部煙氣的靜壓與煙囪底部附近的大氣壓力的差)，Pa；C為經驗參數，K/m，取0.032 4 K/m；pa為大氣壓力，Pa，取該地區(qū)的大氣壓力；h為煙囪高度，m，取240 m；To為環(huán)境溫度，K，該電廠夏季、冬季極端溫度分別為30 ℃、-30 ℃；Ti為煙囪內煙氣溫度，K，取327 K。

煙囪自生通風力與環(huán)境溫度的關系見圖3。由圖3可得：夏季環(huán)境溫度越高，煙囪內壓力約高；冬季環(huán)境溫度越低，煙囪內壓力約低。

圖3 煙囪自生通風力與環(huán)境溫度的關系

3.2 模型的驗證

根據所建立的排煙系統(tǒng)壓降計算模型，輸入鍋爐蒸發(fā)量、環(huán)境溫度，即可獲得排煙系統(tǒng)煙氣量和引風機進出口處、塔內除霧器、煙道除霧器、煙囪進口處等位置的壓力。

預測引風機失速時的機組狀態(tài)點(497 MW，1 478 t/h)見圖4。預測的引風機進出口壓差(7 177 Pa)與表6中的失速時的全壓(7 227 Pa)相比，相對誤差為0.69%，可認為該模型的預測結果是準確的。

圖4 引風機失速時機組運行狀態(tài)的預測結果

表6 引風機失速時實際運行數據

3.3 引風機運行狀態(tài)點計算

通過機組運行流量和比功[9]確定引風機的狀態(tài)點。

比功的計算公式為：

(4)

式中：Y為比功，J/kg；ρin為引風機進口氣體密度，kg/m3；pin、pout分別為引風機進口、出口氣體的靜壓，Pa；Kp為壓縮性修正系數。

壓縮性修正系數的計算公式為：

(5)

式中：κ為煙氣的比熱容比，取1.395(假設風機壓縮過程為等熵壓縮)。

將4種運行狀態(tài)計算結果標注在引風機的狀態(tài)曲線上，得到圖5。由圖5可得：改造前的引風機運行狀態(tài)曲線，與理論失速線的距離最遠；超低排放改造設計方案引風機運行狀態(tài)曲線，相應地向理論失速線靠近；而改造后引風機運行狀態(tài)曲線與理論失速線的距離相應地減小，但仍有一定的距離，引風機仍然發(fā)生了失速現(xiàn)象，因此可以認為引風機的實際運行失速線向右下方發(fā)生了偏移[10-11]。

圖5 引風機運行狀態(tài)點與理論失速線的位置

經過分析，得到引風機失速的原因為：(1)煙道除霧器和凈煙道彎頭的實際壓降，相對于設計值增加了491 Pa；(2)相對于理論失速線，引風機的實際運行失速線向右下方發(fā)生了偏移。

4 引風機失速問題解決對策

引風機失速可以通過改造引風機以提高其出力，保證足夠的失速安全裕量來解決，也可以通過優(yōu)化煙道結構降低壓降的方案來解決[12]。為了降低電廠能耗，該電廠采用優(yōu)化煙道結構的方案。

利用數值模擬技術對不同運行狀態(tài)的脫硫塔進行模擬，模擬機組運行負荷為550 MW，設置煙氣進口為質量流量邊界；脫硫托盤、塔內除霧器、煙道除霧器采用多孔介質模型；忽略噴淋層的管道結構，采用面噴淋離散相模型(DPM)代替噴淋層；設置煙氣出口為壓力邊界。將模擬結果與試驗數據進行對比，托盤、塔內除霧器、煙道除霧器、脫硫塔塔體等位置的壓降相對誤差均小于5%，可以認為模擬結果準確可信。

脫硫系統(tǒng)煙道的優(yōu)化設計方案為：(1)抬高塔頂，將煙道除霧器拆除，更換為塔內除霧器；(2)將凈煙道彎頭恢復至改造前狀態(tài)。

改造前、改造后、優(yōu)化后煙道壓降模擬結果見圖6。

圖6 脫硫系統(tǒng)壓降模擬結果

不同狀態(tài)下脫硫系統(tǒng)關鍵位置的壓降見圖7。由圖7可得：優(yōu)化后整個系統(tǒng)壓降為2 007 Pa，與超低排放改造后的壓降(2 558 Pa)相比，降低了551 Pa。根據優(yōu)化后的機組實際運行情況來看，引風機失速問題得到了較好的解決，且滿足排放要求。優(yōu)化后降低了脫硫塔凈煙道的阻力，所以優(yōu)化后引風機的運行狀態(tài)曲線相應地遠離了理論失速線。

圖7 脫硫系統(tǒng)關鍵位置的壓降

5 結語

針對某550 MW機組超低排放改造后引風機失速的問題。根據現(xiàn)場測試數據，建立排煙系統(tǒng)壓降預測模型，并利用數值模擬技術對脫硫系統(tǒng)的煙道進行優(yōu)化設計后，得到的結論為：

(1)現(xiàn)場測試結果顯示，該機組脫硝系統(tǒng)的壓降<760 Pa，低低溫省煤器和除塵器的壓降<745 Pa，空氣預熱器的壓降為1 668 Pa。鍋爐煙道脫硝系統(tǒng)進口至引風機進口之間的關鍵設備壓降均處于正常范圍，導致引風機失速問題的位置為脫硫系統(tǒng)段。

(2)根據低負荷工況下的測試數據，建立排煙系統(tǒng)壓降預測模型。煙氣量與鍋爐蒸發(fā)量呈線性關系；排煙系統(tǒng)的壓降受關鍵設備壓降、煙囪自生通風力和煙氣量的影響。

(3)額外增加的煙道彎頭、變徑部位及煙道除霧器，使脫硫系統(tǒng)實際運行壓降比設計值增加了491 Pa；引風機的實際運行失速線相對于理論失速線向右下方發(fā)生了偏移。

(4)脫硫系統(tǒng)煙道的優(yōu)化設計方案為：將煙道除霧器更換為塔內除霧器，并將凈煙道彎頭恢復至改造前狀態(tài)。相比于改造后的運行狀態(tài)，該方案能夠將脫硫系統(tǒng)壓降降低551 Pa。從優(yōu)化后機組運行情況來看，煙道降阻方案不僅能很好地解決引風機失速的問題，而且滿足超低排放下污染物排放的要求。