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(jī)組鍋爐是由上海鍋爐廠有限公司設(shè)計(jì)制造的超臨界參數(shù)變壓運(yùn)行直流爐，單爐膛、一次再熱、平衡通風(fēng)、露天布置、固態(tài)排渣、全鋼構(gòu)架、全懸吊Π形結(jié)構(gòu)。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(jī)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(jī)正壓冷一次風(fēng)機(jī)直吹式制粉系統(tǒng)，每臺(tái)鍋爐配置6臺(tái)中速磨煤機(jī)。鍋爐風(fēng)煙系統(tǒng)采用平衡通風(fēng)的方式，通過(guò)匹配送風(fēng)機(jī)與引風(fēng)機(jī)的出力來(lái)平衡爐膛的壓力。引風(fēng)機(jī)采用雙級(jí)動(dòng)葉可調(diào)式軸流引風(fēng)機(jī)，每臺(tái)鍋爐配置兩臺(tái)[1]。

為積極響應(yīng)國(guó)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(fēng)機(jī)改造為上海鼓風(fēng)機(jī)廠有限公司生產(chǎn)的SAF36-23.7-2型雙級(jí)動(dòng)葉可調(diào)式軸流引風(fēng)機(jī)，#5鍋爐引風(fēng)機(jī)比#6鍋爐引風(fēng)機(jī)設(shè)計(jì)出力略大[2]。改造后，實(shí)際運(yùn)行中出現(xiàn)以下問(wèn)題：滿負(fù)荷時(shí)鍋爐氧量達(dá)不到目標(biāo)值，且相同氧量時(shí)#5鍋爐引風(fēng)機(jī)電耗比#6鍋爐引風(fēng)機(jī)電耗大很多；機(jī)組在較高負(fù)荷段運(yùn)行時(shí)，引風(fēng)機(jī)動(dòng)葉開度達(dá)到60%以上時(shí)繼續(xù)增加開度，風(fēng)機(jī)電流增長(zhǎng)幅度過(guò)大，而鍋爐氧量基本沒有增加。#5機(jī)組引風(fēng)機(jī)單級(jí)葉片數(shù)為22，#6機(jī)組引風(fēng)機(jī)單級(jí)葉片數(shù)為20[2-4]。為確認(rèn)能否使用#6機(jī)組轉(zhuǎn)子替代#5機(jī)組引風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子，以達(dá)到節(jié)能目的[5]，該電廠對(duì)#5機(jī)組引風(fēng)機(jī)進(jìn)行了熱態(tài)試驗(yàn)，并對(duì)#5機(jī)組引風(fēng)機(jī)是否進(jìn)行改造提供決策依據(jù)。

1 試驗(yàn)內(nèi)容

根據(jù)機(jī)組運(yùn)行情況，風(fēng)機(jī)試驗(yàn)按100%BMCR、75%BMCR、50%BMCR 3個(gè)工況進(jìn)行[6]，對(duì)應(yīng)機(jī)組負(fù)荷為680，530，350 MW。在上述3個(gè)工況下分別測(cè)試引風(fēng)機(jī)運(yùn)行的風(fēng)量、風(fēng)壓、功率及其他相關(guān)運(yùn)行參數(shù)，并記錄鍋爐、脫硫系統(tǒng)的主要運(yùn)行數(shù)據(jù)[7]。風(fēng)機(jī)設(shè)計(jì)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(yàn)期間鍋爐主要運(yùn)行參數(shù)Tab.2 Main parameters of the boiler during the test

2 試驗(yàn)方法

風(fēng)機(jī)試驗(yàn)方法和有關(guān)計(jì)算方法依據(jù)DL/T 469—2004《電站鍋爐風(fēng)機(jī)現(xiàn)場(chǎng)性能試驗(yàn)》。試驗(yàn)期間，將鍋爐各項(xiàng)參數(shù)調(diào)整到正常狀態(tài)，并保持機(jī)組負(fù)荷和鍋爐燃燒穩(wěn)定。風(fēng)機(jī)的測(cè)量參數(shù)包括風(fēng)機(jī)風(fēng)量、風(fēng)機(jī)進(jìn)出口靜壓及溫度、大氣壓力、風(fēng)機(jī)消耗功率，同時(shí)記錄鍋爐相關(guān)的運(yùn)行參數(shù)[8]。

3 引風(fēng)機(jī)試驗(yàn)數(shù)據(jù)及分析

鍋爐主要運(yùn)行參數(shù)及引風(fēng)機(jī)熱態(tài)試驗(yàn)結(jié)果見表2。試驗(yàn)期間B側(cè)引風(fēng)機(jī)進(jìn)口靜壓明顯比A側(cè)風(fēng)機(jī)小，停爐后檢查，發(fā)現(xiàn)A側(cè)電除塵器內(nèi)積灰嚴(yán)重，導(dǎo)致系統(tǒng)阻力比B側(cè)大；工況1下分散控制系統(tǒng)(DCS)顯示A，B引風(fēng)機(jī)出口靜壓數(shù)據(jù)異常，檢查后發(fā)現(xiàn)是B引風(fēng)機(jī)出口擋板未全開造成的。#5機(jī)組引風(fēng)機(jī)熱態(tài)試驗(yàn)結(jié)果見表3。

3.1 引風(fēng)機(jī)熱態(tài)試驗(yàn)結(jié)果分析

為了便于分析，綜合表2、表3，將引風(fēng)機(jī)熱態(tài)試驗(yàn)主要結(jié)果與性能曲線對(duì)應(yīng)值進(jìn)行比較，見表4。根據(jù)表4數(shù)據(jù)，將風(fēng)機(jī)工作點(diǎn)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(fù)荷下，兩臺(tái)引風(fēng)機(jī)運(yùn)行時(shí)刻度盤上指示的動(dòng)葉片角度與性能曲線上葉片角度偏差不大，均為3°～4°；滿負(fù)荷工況下引風(fēng)機(jī)效率較高，達(dá)到了80%以上，且各工況引風(fēng)機(jī)實(shí)測(cè)效率與性能曲線上設(shè)計(jì)效率的偏差在±2.5%以內(nèi)，風(fēng)機(jī)效率達(dá)到風(fēng)機(jī)廠家提供的性能曲線上的設(shè)計(jì)值。上述結(jié)果表明，引風(fēng)機(jī)實(shí)際運(yùn)行達(dá)到了其設(shè)計(jì)性能。

3.2 引風(fēng)機(jī)實(shí)測(cè)運(yùn)行參數(shù)與設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)比

#5鍋爐引風(fēng)機(jī)熱態(tài)試驗(yàn)中，最大負(fù)荷為680 MW，兩臺(tái)引風(fēng)機(jī)實(shí)測(cè)流量分別為551.2，542.0 m3/s，實(shí)測(cè)壓力分別為8 006.9，8 073.6 Pa，對(duì)應(yīng)工況的鍋爐主蒸汽流量為2 064.0 t/h，而鍋爐BMCR工況的設(shè)計(jì)蒸發(fā)量為2 101.8 t/h。要對(duì)比實(shí)際參數(shù)與設(shè)計(jì)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(shí)際流量與阻力關(guān)系，將680 MW工況下實(shí)際風(fēng)機(jī)參數(shù)換算至BMCR工況下，并與BMCR，TB工況原設(shè)計(jì)參數(shù)進(jìn)行比較，見表5。

表3 #5機(jī)組引風(fēng)機(jī)熱態(tài)試驗(yàn)結(jié)果Tab.3 Thermal test results of No.5 unit induced draft fan

表4 #5機(jī)組引風(fēng)機(jī)性能試驗(yàn)主要結(jié)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(fēng)機(jī)實(shí)測(cè)運(yùn)行點(diǎn)在其性能曲線上的對(duì)應(yīng)值。

將#5鍋爐兩臺(tái)引風(fēng)機(jī)實(shí)測(cè)值計(jì)算平均值后換算至BMCR工況下，風(fēng)機(jī)流量為555.2 m3/s，壓力為8 216 Pa，而BMCR工況的引風(fēng)機(jī)設(shè)計(jì)流量為527.6 m3/s，設(shè)計(jì)壓力為8 943 Pa，實(shí)測(cè)流量與設(shè)計(jì)值相比偏大5.0%，實(shí)測(cè)壓力較設(shè)計(jì)值偏小8.8%。引風(fēng)機(jī)實(shí)測(cè)參數(shù)與TB點(diǎn)的對(duì)應(yīng)設(shè)計(jì)參數(shù)相比，風(fēng)量裕量偏小，為2.0%，而風(fēng)壓裕量偏大，為30.6%。

圖1 #5鍋爐引風(fēng)機(jī)各運(yùn)行工況點(diǎn)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(fēng)機(jī)試驗(yàn)值與設(shè)計(jì)值對(duì)比Tab.5 Comparison of test values and design values of No.5 boiler induced draft fan

3.3 引風(fēng)機(jī)與系統(tǒng)匹配性分析

目前引風(fēng)機(jī)能夠滿足系統(tǒng)出力要求，由圖1可以看出，引風(fēng)機(jī)運(yùn)行曲線位于其性能曲線的中部偏右，其運(yùn)行曲線較設(shè)計(jì)位置偏低。滿負(fù)荷時(shí)的風(fēng)機(jī)效率超過(guò)85%，75%BMCR工況時(shí)約為77%，50%BMCR工況時(shí)為65%左右。引風(fēng)機(jī)壓力裕量偏大，若煙氣系統(tǒng)增加設(shè)備或阻力增大，引風(fēng)機(jī)運(yùn)行位置會(huì)更佳，但由于風(fēng)機(jī)流量裕量偏小，引風(fēng)機(jī)有可能會(huì)出力不足或進(jìn)入運(yùn)行不穩(wěn)定區(qū)域。

4 引風(fēng)機(jī)運(yùn)行現(xiàn)狀及節(jié)能分析

由試驗(yàn)結(jié)果可以看出，引風(fēng)機(jī)流量裕量偏小而壓力裕量偏大，為了解風(fēng)機(jī)實(shí)際運(yùn)行參數(shù)與原設(shè)計(jì)參數(shù)略有差異的原因，同時(shí)為解決引風(fēng)機(jī)電流波動(dòng)問(wèn)題、高負(fù)荷氧量達(dá)不到目標(biāo)值問(wèn)題并為節(jié)能改造提供參考依據(jù)，需對(duì)目前引風(fēng)機(jī)的運(yùn)行及系統(tǒng)狀態(tài)進(jìn)行分析。

4.1 引風(fēng)機(jī)煙氣流量及壓力分析

4.1.1 流量偏差分析

現(xiàn)有引風(fēng)機(jī)設(shè)計(jì)參數(shù)的確定依據(jù)是《#5機(jī)組引、增壓風(fēng)機(jī)合一超凈改造及#6機(jī)組引風(fēng)機(jī)選型校核報(bào)告》，可從煤質(zhì)、氧量、排煙溫度等幾方面分析此次試驗(yàn)風(fēng)機(jī)實(shí)測(cè)流量與設(shè)計(jì)值存在差異的原因。

此次試驗(yàn)氧量及引風(fēng)機(jī)入口溫度比引、增壓風(fēng)機(jī)合一超凈改造前的試驗(yàn)值大，這兩項(xiàng)參數(shù)均對(duì)引風(fēng)機(jī)入口煙氣流量影響較大。此次試驗(yàn)期間空氣預(yù)熱器前氧量平均值為3.04%，改造前試驗(yàn)期間空氣預(yù)熱器氧量平均值為2.49%，兩種氧量對(duì)煙氣量的影響偏差為3.09%；此次試驗(yàn)期間引風(fēng)機(jī)入口煙氣溫度平均值為125.3 ℃，改造前為109.0 ℃，兩種溫度對(duì)煙氣量的影響偏差為4.25%。綜合計(jì)算可知，兩次試驗(yàn)的氧量及風(fēng)機(jī)入口煙溫偏差對(duì)煙氣流量的影響為7.5%。此次試驗(yàn)引風(fēng)機(jī)入口流量平均值為546.7 m3/s，改造前為501.8 t/h，兩次試驗(yàn)風(fēng)機(jī)入口煙氣流量偏差8.9%。考慮煤質(zhì)差異因素，兩次試驗(yàn)測(cè)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(yàn)引風(fēng)機(jī)入口煙氣流量比BM-CR設(shè)計(jì)值大是入爐煤質(zhì)、爐膛氧量、風(fēng)機(jī)入口煙氣溫度等因素導(dǎo)致的。

圖2 #5鍋爐引風(fēng)機(jī)各工況運(yùn)行點(diǎn)在 #6鍋爐引風(fēng)機(jī)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(shè)了備用催化劑層，同時(shí)在現(xiàn)有基礎(chǔ)上對(duì)濕法脫硫系統(tǒng)進(jìn)行了提效改造，此次試驗(yàn)在680 MW 負(fù)荷工況同步進(jìn)行了沿程阻力測(cè)試，見表6。

表6 #5鍋爐680 MW工況沿程阻力測(cè)試結(jié)果Tab.6 No.5 boiler resistance test results at 680 MW working condition Pa

由測(cè)量結(jié)果可以看出：脫硝反應(yīng)器靜壓差平均為743 Pa，略小于設(shè)計(jì)阻力(脫硝反應(yīng)器設(shè)計(jì)阻力為1 150 Pa)；空氣預(yù)熱器靜壓差平均為1 539 Pa，略大于設(shè)計(jì)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(shè)計(jì)阻力(脫硫吸收塔設(shè)計(jì)阻力為2 200 Pa)。脫硝反應(yīng)器、靜電除塵器、脫硫吸收塔等阻力值均小于其設(shè)計(jì)阻力值，而空氣預(yù)熱器實(shí)際阻力略大于設(shè)計(jì)值，煙氣系統(tǒng)設(shè)備總阻力值較設(shè)計(jì)阻力值略小，造成引風(fēng)機(jī)壓力裕量偏大。

4.2 引風(fēng)機(jī)節(jié)能改造可行性分析

引風(fēng)機(jī)日常運(yùn)行時(shí)，機(jī)組在較高負(fù)荷段運(yùn)行時(shí)，引風(fēng)機(jī)動(dòng)葉開度達(dá)到60%以上時(shí)繼續(xù)增加開度，風(fēng)機(jī)電流增長(zhǎng)幅度過(guò)快，而氧量基本沒有增加。需要對(duì)使用#6機(jī)組轉(zhuǎn)子替代#5機(jī)組引風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子以達(dá)到節(jié)能目的可行性進(jìn)行分析。

首先探討引風(fēng)機(jī)電流增長(zhǎng)過(guò)快的問(wèn)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(fù)荷段風(fēng)機(jī)功率的增長(zhǎng)速率遠(yuǎn)超低負(fù)荷段時(shí)的功率增長(zhǎng)速率[9]，故出現(xiàn)引風(fēng)機(jī)開度越大電流增速越快的現(xiàn)象。

引風(fēng)機(jī)流量裕量偏小且實(shí)際運(yùn)行效率較高，滿負(fù)荷時(shí)的風(fēng)機(jī)效率超過(guò)85%，75%BMCR工況約為77%，50%BMCR工況為65%左右，引風(fēng)機(jī)節(jié)能空間不大。風(fēng)機(jī)開度尚有較大裕度是因?yàn)轱L(fēng)機(jī)有較大的壓力裕量。

將#5機(jī)組引風(fēng)機(jī)試驗(yàn)各工況運(yùn)行點(diǎn)繪制于#6機(jī)組引風(fēng)機(jī)性能曲線，如圖2所示[4]。從圖2可以看到，滿負(fù)荷工況運(yùn)行點(diǎn)位于BMCR設(shè)計(jì)點(diǎn)偏右，風(fēng)機(jī)流量已無(wú)裕量，各工況運(yùn)行點(diǎn)在性能曲線上的效率為85%，78%，70%，與#5鍋爐風(fēng)機(jī)上的效率基本一致，故如果將#5鍋爐引風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子更換為#6機(jī)組引風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子，無(wú)節(jié)能空間且增加了風(fēng)機(jī)出力不足的風(fēng)險(xiǎn)[10]。

5 結(jié)論與建議

(1)兩臺(tái)引風(fēng)機(jī)運(yùn)行時(shí)刻度盤上指示的動(dòng)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(fēng)機(jī)就地刻度盤上的葉片角度指示與其性能曲線上的設(shè)計(jì)值基本吻合；滿負(fù)荷工況下引風(fēng)機(jī)效率較高達(dá)到了80%以上，且各工況下引風(fēng)機(jī)實(shí)測(cè)效率與性能曲線上設(shè)計(jì)效率偏差在±2.5%以內(nèi)，風(fēng)機(jī)效率達(dá)到了風(fēng)機(jī)廠家提供的性能曲線上的設(shè)計(jì)值。引風(fēng)機(jī)實(shí)際運(yùn)行達(dá)到其設(shè)計(jì)性能。

(2)將兩臺(tái)引風(fēng)機(jī)實(shí)測(cè)平均值換算至BMCR工況下，風(fēng)機(jī)流量為555.2 m3/s，風(fēng)機(jī)壓力為8 216 Pa。引風(fēng)機(jī)實(shí)測(cè)參數(shù)與TB點(diǎn)的對(duì)應(yīng)設(shè)計(jì)參數(shù)相比，風(fēng)機(jī)風(fēng)量裕量偏小而壓力裕量偏大。

(3)目前引風(fēng)機(jī)基本滿足系統(tǒng)出力要求，引風(fēng)機(jī)運(yùn)行曲線較設(shè)計(jì)位置偏低。滿負(fù)荷時(shí)的風(fēng)機(jī)效率超過(guò)85%，75%BMCR工況時(shí)的風(fēng)機(jī)效率約為77%，50%BMCR工況時(shí)的風(fēng)機(jī)效率在65%左右，引風(fēng)機(jī)經(jīng)濟(jì)性一般。引風(fēng)機(jī)壓力裕量偏大，若煙氣系統(tǒng)增加設(shè)備或阻力增大，引風(fēng)機(jī)運(yùn)行位置會(huì)更佳，但由于風(fēng)機(jī)流量裕量偏小，引風(fēng)機(jī)有可能會(huì)出力稍不足或進(jìn)入運(yùn)行不穩(wěn)定區(qū)域。

(4)如果將#5機(jī)組引風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子更換為#6機(jī)組引風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子，并無(wú)節(jié)能空間且增加了風(fēng)機(jī)出力不足的風(fēng)險(xiǎn)，因此不建議減少#5鍋爐引風(fēng)機(jī)葉片數(shù)。

(5)由于排煙溫度、爐膛氧量對(duì)鍋爐煙氣流量的影響，造成引風(fēng)機(jī)能耗增加，目前只能通過(guò)降低爐膛氧量(改變一次、二次風(fēng)配比)、提高空氣預(yù)熱器換熱效率等方式來(lái)降低鍋爐煙氣流量，進(jìn)而降低引風(fēng)機(jī)出力，達(dá)到節(jié)能的目的。