王軍民， 馬啟磊

(1. 浙江大唐烏沙山發(fā)電有限責(zé)任公司， 浙江寧波 315722；2. 中國大唐集團(tuán)科學(xué)技術(shù)研究院有限公司 華東分公司， 合肥 230001)

大型燃煤電廠污染物是影響大氣質(zhì)量的主要因素之一，為了進(jìn)一步降低污染物排放量，必須對燃煤鍋爐進(jìn)行超低排放改造。目前，我國重點(diǎn)地區(qū)各省市燃煤機(jī)組大氣污染物排放要達(dá)到或優(yōu)于燃?xì)廨啓C(jī)排放限值，即在基準(zhǔn)氧氣體積分?jǐn)?shù)(6%)條件下，煙塵、二氧化硫、氮氧化物排放質(zhì)量濃度分別不超過5 mg/m3、35 mg/m3、50 mg/m3。

我國大型燃煤鍋爐主要采用分級燃燒、濃淡燃燒、煙氣再循環(huán)等燃燒控制技術(shù)，結(jié)合高效的除塵、脫硫、脫硝煙氣凈化技術(shù)，實(shí)現(xiàn)大氣污染物超低排放。選擇性催化還原法(SCR)作為目前最成熟的脫硝技術(shù)之一，已廣泛應(yīng)用于燃煤機(jī)組?，F(xiàn)有SCR脫硝技術(shù)配置主要采用2層催化劑且預(yù)留1層備用層催化劑的方式。為了實(shí)現(xiàn)更高效的煙氣脫硝效率，大多數(shù)污染物超低排放改造方案均采用啟用備用層催化劑脫硝的方法，這勢必會增加SCR脫硝系統(tǒng)煙氣側(cè)阻力。靜電除塵器與濕式除塵器的組合方式保證了粉塵達(dá)到超低排放標(biāo)準(zhǔn)，在脫硫島后增加濕式除塵器使得煙道布置復(fù)雜，煙道阻力也相應(yīng)增加。為提高脫硫效率，噴淋層由原3層增加至4層，并總體抬高了脫硫塔的高度，更是大幅增加了脫硫系統(tǒng)的總體阻力。以上三項(xiàng)改造，均不同程度地增加了爐后尾部煙道阻力，超出了引風(fēng)機(jī)與增壓風(fēng)機(jī)的最大壓升，必須進(jìn)行引風(fēng)機(jī)與增壓風(fēng)機(jī)的增容改造。引風(fēng)機(jī)改造需要提供各工況的風(fēng)量、風(fēng)壓，并保證有適當(dāng)?shù)脑Ａ?，而國?nèi)對超低排放鍋爐煙道阻力增大均為計(jì)算預(yù)估值，導(dǎo)致引風(fēng)機(jī)改造經(jīng)常會出現(xiàn)風(fēng)機(jī)選型偏大或偏小的問題。

某大型燃煤超低排放鍋爐引風(fēng)機(jī)增容改造后出現(xiàn)高負(fù)荷風(fēng)機(jī)失速，夏季無法帶滿負(fù)荷，只能長期限負(fù)荷運(yùn)行。對此，通過對比幾次引風(fēng)機(jī)失速的運(yùn)行參數(shù)，以及對引風(fēng)機(jī)開展各工況的現(xiàn)場性能試驗(yàn)，全面分析了引風(fēng)機(jī)增容改造后失速的原因，并提出了風(fēng)機(jī)改造的建議。

1 設(shè)備概述

該廠鍋爐選用超臨界本生直流鍋爐，型號為HG-1890/25.4-YM4，一次中間再熱、滑壓運(yùn)行、固態(tài)排渣、單爐膛、平衡通風(fēng)、Π形布置、全鋼構(gòu)架懸吊結(jié)構(gòu)、露天布置，配內(nèi)置式再循環(huán)泵啟動(dòng)系統(tǒng)，其主要技術(shù)參數(shù)見表1(BMCR工況為鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量工況；THA工況為熱耗率驗(yàn)收工況)。

表1 鍋爐主要技術(shù)參數(shù)

鍋爐配置了1套SCR脫硝裝置(2層催化劑)，2臺雙室5電場靜電除塵器，1套石灰石-石膏濕法脫硫裝置，以及2臺AN35e6(V19+4°)型靜葉可調(diào)軸流式引風(fēng)機(jī)和1臺ANN4494/2120B型動(dòng)葉可調(diào)軸流式增壓風(fēng)機(jī)，其設(shè)計(jì)性能參數(shù)見表2、表3(TB工況為風(fēng)機(jī)能力考核點(diǎn)工況)。

表2 原引風(fēng)機(jī)設(shè)計(jì)性能參數(shù)

表3 原增壓風(fēng)機(jī)設(shè)計(jì)性能參數(shù)

2 引風(fēng)機(jī)改造方案

2015年鍋爐開展超低排放改造：SCR脫硝系統(tǒng)增加1層催化劑，改為3層催化劑，煙道設(shè)計(jì)阻力增加不超過150 Pa；脫硫系統(tǒng)擴(kuò)容改造，抬高吸收塔高度，增加1層噴淋層，煙道設(shè)計(jì)阻力增加不超過400 Pa；在脫硫塔出口增加1套濕式除塵器，煙道設(shè)計(jì)阻力增加不超過550 Pa。鍋爐超低排放改造后，煙道設(shè)計(jì)總阻力增加約1 100 Pa，原煙道總阻力為5 727 Pa，改造后煙道計(jì)算總阻力約為6 827 Pa(以上數(shù)據(jù)均為THA工況)。引風(fēng)機(jī)選型改造前，在THA工況下，測量引風(fēng)機(jī)煙氣體積流量為409.3 m3/s。

綜合考慮引風(fēng)機(jī)改造經(jīng)濟(jì)性，采取原引風(fēng)機(jī)及增壓風(fēng)機(jī)合并改造方案，拆除增壓風(fēng)機(jī)。根據(jù)鍋爐超低排放改造后的煙道阻力計(jì)算值及煙氣流量的測量值，引風(fēng)機(jī)改為HU26646-22G型雙級動(dòng)葉可調(diào)軸流式風(fēng)機(jī)。改造后引風(fēng)機(jī)設(shè)計(jì)性能參數(shù)見表4。改造后各工況下引風(fēng)機(jī)的失速裕度均大于1.3，滿足風(fēng)機(jī)選型要求[1]。

表4 改造后引風(fēng)機(jī)設(shè)計(jì)性能參數(shù)

3 改造后引風(fēng)機(jī)失速

引風(fēng)機(jī)改造后在接近滿負(fù)荷工況下，相繼發(fā)生引風(fēng)機(jī)失速現(xiàn)象(第1次為A引風(fēng)機(jī)失速，發(fā)生在2015年4月28日；第2次為B引風(fēng)機(jī)失速，發(fā)生在2015年4月30日；第3次為B引風(fēng)機(jī)失速，發(fā)生在2015年7月24日)，失速前詳細(xì)參數(shù)見表5。引風(fēng)機(jī)前兩次失速的參數(shù)變化趨勢見圖1、圖2。

表5 引風(fēng)機(jī)失速前參數(shù)

圖1 第1次引風(fēng)機(jī)失速參數(shù)變化趨勢

圖2 第2次引風(fēng)機(jī)失速參數(shù)變化趨勢

前兩次失速前，風(fēng)機(jī)運(yùn)行工況接近，機(jī)組負(fù)荷在590 MW左右，動(dòng)葉開度均在75%左右，風(fēng)機(jī)靜壓升約為6 500 Pa，運(yùn)行電流約為340 A。

4 失速原因分析

通過檢查風(fēng)機(jī)葉片安裝質(zhì)量、調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)安裝精度、進(jìn)出口風(fēng)門開關(guān)靈活性、煙道堵灰情況，排除了上述各因素造成風(fēng)機(jī)失速的可能性。

引風(fēng)機(jī)改造后，保留了原引風(fēng)機(jī)進(jìn)氣膨脹節(jié)及進(jìn)氣箱，引風(fēng)機(jī)入口煙道結(jié)構(gòu)未做改造。2臺引風(fēng)機(jī)并列布置，采用引風(fēng)機(jī)入口煙道加裝聯(lián)絡(luò)擋板(正常運(yùn)行擋板全開)的形式，若經(jīng)過聯(lián)絡(luò)煙道的煙氣量過大，必然影響聯(lián)絡(luò)煙氣匯入側(cè)引風(fēng)機(jī)入口煙氣速度場的均勻性。實(shí)測電除塵器出口各煙道流量偏差均不超過5%，引風(fēng)機(jī)入口速度場影響較小。試驗(yàn)數(shù)據(jù)見表6。

表6 引風(fēng)機(jī)現(xiàn)場性能試驗(yàn)數(shù)據(jù)

為了進(jìn)一步排除聯(lián)絡(luò)擋板常開對引風(fēng)機(jī)并列運(yùn)行的影響，在聯(lián)絡(luò)擋板關(guān)閉狀態(tài)試驗(yàn)引風(fēng)機(jī)負(fù)載能力。當(dāng)機(jī)組負(fù)荷升至588 MW時(shí)，發(fā)生了第3次引風(fēng)機(jī)失速，失速參數(shù)變化趨勢見圖3。對比前3次失速，聯(lián)絡(luò)擋板關(guān)閉后，A引風(fēng)機(jī)失速前靜壓升較之前2次搶風(fēng)升高約200 Pa，B引風(fēng)機(jī)靜壓升無明顯變化，2臺引風(fēng)機(jī)動(dòng)葉開度增大了約6%，運(yùn)行電流也相應(yīng)增大15～20 A。引風(fēng)機(jī)入口聯(lián)絡(luò)擋板關(guān)閉后，提高了引風(fēng)機(jī)入口煙氣速度場的均勻性，有利于提高引風(fēng)機(jī)的運(yùn)行穩(wěn)定性。但是，高負(fù)荷再次發(fā)生失速，說明引風(fēng)機(jī)入口煙氣速度場不均不是導(dǎo)致引風(fēng)機(jī)失速的根本原因。

圖3 第3次引風(fēng)機(jī)失速參數(shù)變化趨勢

(1) 引風(fēng)機(jī)選型不合理，穩(wěn)定裕量偏小，導(dǎo)致高負(fù)荷失速。

引風(fēng)機(jī)改造后的設(shè)計(jì)性能參數(shù)見表4，其選型裕量與GB 50660—2011 《大中型火力發(fā)電廠設(shè)計(jì)規(guī)范》規(guī)定的裕量對比情況見表7。由表7可知：引風(fēng)機(jī)改造選型的設(shè)計(jì)參數(shù)裕量均不滿足國家標(biāo)準(zhǔn)。

表7 引風(fēng)機(jī)選型裕量對比 %

引風(fēng)機(jī)設(shè)計(jì)全壓升裕量略低于國家標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定裕量，風(fēng)機(jī)運(yùn)行工況點(diǎn)靠近失速線，不利于風(fēng)機(jī)的穩(wěn)定性。

雖然引風(fēng)機(jī)設(shè)計(jì)體積流量裕量為8%，不滿足國家標(biāo)準(zhǔn)的要求，但是風(fēng)機(jī)失速時(shí)，引風(fēng)機(jī)運(yùn)行電流僅為額定電流的58%，體積流量裕量仍然較大。

引風(fēng)機(jī)改造前后設(shè)計(jì)參數(shù)對比見表8。

表8 引風(fēng)機(jī)改造前后設(shè)計(jì)參數(shù)對比

在BMCR工況下，改造后的引風(fēng)機(jī)較原引風(fēng)機(jī)設(shè)計(jì)體積流量增大了10.2%。由于鍋爐超低排放改造，實(shí)際入爐煤熱值及水分與設(shè)計(jì)煤種偏差較小，且鍋爐運(yùn)行氧量及煙道各段漏風(fēng)均在設(shè)計(jì)值范圍內(nèi)，實(shí)際煙氣量與理論煙氣量不會存在過大的偏差。因此，改造后引風(fēng)機(jī)實(shí)際體積流量裕量可達(dá)到約19%，明顯高出GB 50660—2011規(guī)定值。

引風(fēng)機(jī)設(shè)計(jì)體積流量選擇偏大，在同樣的全壓升下，實(shí)際運(yùn)行流量小于設(shè)計(jì)值，造成風(fēng)機(jī)在該全壓升下體積流量偏低，實(shí)際運(yùn)行工況點(diǎn)左移，見圖4(B點(diǎn))，風(fēng)機(jī)安全裕量降低，增加了進(jìn)入失速區(qū)的風(fēng)險(xiǎn)。引風(fēng)機(jī)安全裕量變化見圖4。由圖4可以看出：在煙道阻力特性選擇正確的前提下，設(shè)計(jì)煙氣量與實(shí)際煙氣量偏差越大，將使風(fēng)機(jī)型號尺寸過大，風(fēng)機(jī)安全裕量減小，失速風(fēng)險(xiǎn)增大[1-3]。

圖4 引風(fēng)機(jī)安全裕量示意圖

改造選型時(shí)，引風(fēng)機(jī)全壓升選擇偏小，而煙氣流量選擇明顯過大，致使風(fēng)機(jī)實(shí)際運(yùn)行工況點(diǎn)位于設(shè)計(jì)工況點(diǎn)左方，穩(wěn)定裕量明顯不足是導(dǎo)致引風(fēng)機(jī)失速的主要原因。

(2) 引風(fēng)機(jī)實(shí)際性能達(dá)不到設(shè)計(jì)要求。

雖然引風(fēng)機(jī)選型參數(shù)不滿足GB 50660—2011要求，但是引風(fēng)機(jī)失速前工況點(diǎn)均在風(fēng)機(jī)設(shè)計(jì)穩(wěn)定工作區(qū)內(nèi)，且遠(yuǎn)離理論失速線。為了比較煙氣系統(tǒng)的設(shè)計(jì)阻力與實(shí)際阻力，進(jìn)一步查明風(fēng)機(jī)失速原因，開展了引風(fēng)機(jī)現(xiàn)場性能試驗(yàn)，試驗(yàn)數(shù)據(jù)見表9。

表9 引風(fēng)機(jī)試驗(yàn)工況與設(shè)計(jì)工況對比

由于引風(fēng)機(jī)失速，考慮到機(jī)組安全，高負(fù)荷選取570 MW工況開展試驗(yàn)。以570 MW工況試驗(yàn)數(shù)據(jù)為基礎(chǔ)，根據(jù)煙道阻力特性曲線及機(jī)組負(fù)荷與風(fēng)量變化關(guān)系推算機(jī)組在THA工況的相關(guān)數(shù)據(jù)(見表9)。引風(fēng)機(jī)運(yùn)行參數(shù)超出THA工況設(shè)計(jì)值，但是并未達(dá)到風(fēng)機(jī)BMCR工況設(shè)計(jì)值，而且遠(yuǎn)離TB工況設(shè)計(jì)值，引風(fēng)機(jī)的穩(wěn)定裕量理論上能滿足風(fēng)機(jī)長期安全穩(wěn)定運(yùn)行[4-6]。

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果及推算數(shù)據(jù)，繪制煙道阻力特性曲線及實(shí)際阻力特性曲線(見圖5)。以A引風(fēng)機(jī)為例，圖5中A、B、C、D點(diǎn)分別對應(yīng)試驗(yàn)工況570 MW、500 MW、450 MW、350 MW，E點(diǎn)為推算600 MW時(shí)風(fēng)機(jī)運(yùn)行工況點(diǎn)，煙氣體積流量約為430 m3/s，全壓升約為7 250 Pa。由圖5可以看出：高負(fù)荷工況實(shí)測煙氣體積流量與設(shè)計(jì)值大體相當(dāng)，煙道實(shí)際阻力特性曲線位于設(shè)計(jì)阻力特性曲線下方，風(fēng)機(jī)運(yùn)行有足夠的安全裕量；350 MW工況實(shí)測煙氣體積流量大于設(shè)計(jì)值，但該工況點(diǎn)全壓升小，運(yùn)行工況點(diǎn)無失速風(fēng)險(xiǎn)。引風(fēng)機(jī)在各工況下均有足夠的安全裕量，不應(yīng)該發(fā)生失速。

圖5 引風(fēng)機(jī)性能特性曲線及實(shí)際阻力特性曲線

引風(fēng)機(jī)失速前煙氣流量均略低于THA工況煙氣流量，引風(fēng)機(jī)運(yùn)行工況點(diǎn)在設(shè)計(jì)THA工況點(diǎn)的左下方(見圖4中A點(diǎn))，風(fēng)機(jī)流量和全壓升均在風(fēng)機(jī)設(shè)計(jì)的性能曲線安全運(yùn)行范圍內(nèi)，且風(fēng)機(jī)運(yùn)行工況點(diǎn)離風(fēng)機(jī)失速線有足夠的安全距離。理論上該工況點(diǎn)風(fēng)機(jī)運(yùn)行是安全可靠的，不會出現(xiàn)失速。但是仍然發(fā)生引風(fēng)機(jī)失速，且失速工況點(diǎn)位置基本一致，說明風(fēng)機(jī)運(yùn)行工況點(diǎn)已接近或進(jìn)入風(fēng)機(jī)運(yùn)行不穩(wěn)定區(qū)域。此結(jié)論說明引風(fēng)機(jī)性能曲線與實(shí)際風(fēng)機(jī)性能明顯不符，風(fēng)機(jī)實(shí)際失速線在理論失速線下方(圖4虛線)，風(fēng)機(jī)實(shí)際安全裕量明顯小于理論安全裕量，這是發(fā)生引風(fēng)機(jī)失速的根本原因。

5 結(jié)語

(1) 該引風(fēng)機(jī)失速分析排除了風(fēng)機(jī)安裝不合格、煙道堵塞、葉片調(diào)節(jié)不一致及進(jìn)出口風(fēng)門卡澀等因素。風(fēng)機(jī)失速不是設(shè)備故障或系統(tǒng)阻力異常增大所導(dǎo)致的。

(2) 風(fēng)機(jī)實(shí)際性能不合格是造成該引風(fēng)機(jī)失速的根本原因。機(jī)組負(fù)荷接近THA工況時(shí)，風(fēng)機(jī)已接近實(shí)際失速線或進(jìn)入不穩(wěn)定工作區(qū)，煙氣系統(tǒng)任一輕微擾動(dòng)都將導(dǎo)致風(fēng)機(jī)失速。

(3) 引風(fēng)機(jī)改造選型時(shí)壓力裕量過小，風(fēng)機(jī)抗干擾能力較差；未設(shè)置溫度裕量，引風(fēng)機(jī)對鍋爐排煙溫度變化適應(yīng)能力較差。

(4) 實(shí)際運(yùn)行中煙氣流量明顯小于設(shè)計(jì)流量，風(fēng)機(jī)實(shí)際運(yùn)行工況點(diǎn)水平左移靠近理論失速線，風(fēng)機(jī)運(yùn)行穩(wěn)定性下降。

(5) 因兩側(cè)煙道阻力特性存在偏差，引風(fēng)機(jī)入口煙氣速度場均勻性降低，易對風(fēng)機(jī)穩(wěn)定運(yùn)行造成干擾；單側(cè)煙道發(fā)生塌灰或空氣預(yù)熱器堵塞等異常時(shí)，煙道阻力增加，該側(cè)風(fēng)機(jī)將通過聯(lián)絡(luò)通道從另一側(cè)煙道抽吸煙氣，兩側(cè)風(fēng)機(jī)進(jìn)風(fēng)量發(fā)生快速變化。建議2臺風(fēng)機(jī)并列運(yùn)行時(shí)關(guān)閉中間聯(lián)絡(luò)擋板。

(6) 引風(fēng)機(jī)改造選型時(shí)，應(yīng)按GB 50660—2011準(zhǔn)確選取煙氣量和全壓升等參數(shù)，并保留足夠安全裕量。