1 000 MW機(jī)組降低風(fēng)機(jī)電耗率的有效運(yùn)行措施

張樹利

（徐州華潤(rùn)電力有限公司，江蘇 徐州 221142）

1 000 MW機(jī)組降低風(fēng)機(jī)電耗率的有效運(yùn)行措施

張樹利

（徐州華潤(rùn)電力有限公司，江蘇 徐州 221142）

從理論層面對(duì)影響風(fēng)機(jī)電流的因素進(jìn)行分析，針對(duì)可控因素從實(shí)際運(yùn)行方式角度提出1 000 MW機(jī)組降低風(fēng)機(jī)電流的有效運(yùn)行措施，對(duì)低氮燃燒器超超臨界鍋爐有一定的指導(dǎo)意義，也對(duì)其它型式燃燒器的爐型具有參考價(jià)值。

1 000 MW；電耗率；運(yùn)行措施；風(fēng)箱差壓

火力發(fā)電廠既是電能生產(chǎn)企業(yè)，也是電能高耗企業(yè)，對(duì)輔機(jī)進(jìn)行節(jié)能改造和優(yōu)化運(yùn)行是降低廠用電率的有效途徑。發(fā)電企業(yè)中，風(fēng)機(jī)是最龐大、最重要的輔機(jī)設(shè)備，風(fēng)機(jī)的經(jīng)濟(jì)運(yùn)行對(duì)發(fā)電企業(yè)的節(jié)能工作影響很大[1]，風(fēng)機(jī)是否節(jié)能運(yùn)行對(duì)降低廠用電率具有舉足輕重的作用。

1 設(shè)備概況

某公司2×1 000 MW鍋爐為單爐膛、平衡通風(fēng)、固態(tài)排渣、切圓燃燒、全鋼架懸吊結(jié)構(gòu)、露天布置、超超臨界塔式直流爐，采用低 NOX擺動(dòng)式四角切圓燃燒技術(shù)。燃燒系統(tǒng)共設(shè)置12層煤粉噴嘴（每臺(tái)磨煤機(jī)對(duì)應(yīng)2層煤粉燃燒器）、1層緊湊燃燼風(fēng)、6層可水平擺動(dòng)的分離燃燼風(fēng)、12層預(yù)置水平偏角的輔助風(fēng)噴嘴、12層周界風(fēng)、6層燃油二次風(fēng)。燃燒器風(fēng)箱分成獨(dú)立的上、中、下 3組。風(fēng)煙系統(tǒng)、燃燒器系統(tǒng)、制粉系統(tǒng)中的風(fēng)門均為蝶閥?？疹A(yù)器型式為三分倉(cāng)容克式，為了減少空氣預(yù)熱器熱端的漏風(fēng)，該容克式空氣預(yù)熱器設(shè)有漏風(fēng)控制系統(tǒng)。送風(fēng)機(jī)、增壓風(fēng)機(jī)和一次風(fēng)機(jī)為動(dòng)葉可調(diào)軸流式風(fēng)機(jī)，引風(fēng)機(jī)為靜葉可調(diào)軸流式風(fēng)機(jī)，風(fēng)煙系統(tǒng)結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 風(fēng)煙系統(tǒng)結(jié)構(gòu)示意

2 影響風(fēng)機(jī)電流的因素

風(fēng)機(jī)電流I的計(jì)算公式[2]為：

式中：N為風(fēng)機(jī)功率；U為風(fēng)機(jī)電壓；cosφ為電動(dòng)機(jī)功率因數(shù)；ηe為電動(dòng)機(jī)效率。

風(fēng)機(jī)所需功率N的計(jì)算公式為：

式中：Q為風(fēng)機(jī)流量；p為風(fēng)機(jī)的全風(fēng)壓；η為風(fēng)機(jī)效率。

把式（2）代入式（1）即可得風(fēng)機(jī)電流大小的計(jì)算公式：

對(duì)于已投產(chǎn)的風(fēng)機(jī)，結(jié)合式（3）不難看出：電機(jī)效率、電機(jī)功率因數(shù)并非可調(diào)整的量，由于廠用母線電壓也較穩(wěn)定，因此風(fēng)機(jī)電流的大小主要取決于風(fēng)機(jī)全壓、風(fēng)機(jī)流量和風(fēng)機(jī)效率。

2.1 風(fēng)機(jī)全壓的影響

風(fēng)機(jī)在管路系統(tǒng)中工作時(shí)，其產(chǎn)生的全壓等于管路系統(tǒng)的總阻力。風(fēng)機(jī)運(yùn)行穩(wěn)定的必要充分條件為風(fēng)機(jī)產(chǎn)生的能量等于風(fēng)道裝置所需要的能量。其阻力曲線隨風(fēng)道的截面積、長(zhǎng)度、形狀，層風(fēng)門擋板開度，燃燒器噴口截面積，二次風(fēng)門擋板開度等參數(shù)的改變而變化[3]。

如圖2所示，動(dòng)葉可調(diào)軸流式風(fēng)機(jī)的穩(wěn)定工作點(diǎn)在A點(diǎn)，對(duì)于同一流量qA的情況，如果風(fēng)道阻力往工作點(diǎn)B方向變化，則風(fēng)機(jī)壓頭降低，動(dòng)葉關(guān)小，軸功率下降，風(fēng)機(jī)電流降低；如果風(fēng)道阻力往工作點(diǎn)E方向變化，則風(fēng)機(jī)壓頭升高，動(dòng)葉開大，風(fēng)機(jī)電流增大。由上述分析可知：風(fēng)機(jī)穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)，風(fēng)道阻力的大小決定風(fēng)機(jī)能否穩(wěn)定運(yùn)行，也對(duì)風(fēng)機(jī)全壓的大小起到?jīng)Q定作用。在同一流量下，全壓越高，風(fēng)機(jī)電流越大。

圖2 動(dòng)葉可調(diào)軸流式風(fēng)機(jī)性能曲線

風(fēng)道阻力越大則能量損失越大，風(fēng)機(jī)的全壓就越高。風(fēng)煙系統(tǒng)的風(fēng)道中存在的能量損失包括：風(fēng)煙流體在風(fēng)道中的能量損失和鍋爐本體、磨煤機(jī)、脫硝系統(tǒng)、空預(yù)器、除塵器、脫硫系統(tǒng)等設(shè)備中的能量損失。

流體在通道中的能量損失分為以下兩大類：

（1）沿程能量損失。在同樣的條件下，風(fēng)道越長(zhǎng)，損失的能量越大。風(fēng)、煙和風(fēng)粉管路中的沿程損失包括風(fēng)、煙和風(fēng)粉風(fēng)道阻力，對(duì)于已經(jīng)投運(yùn)的機(jī)組，該項(xiàng)損失可優(yōu)化的空間較小。

（2）局部能量損失。風(fēng)煙系統(tǒng)中彎頭、閥門、風(fēng)道截面等突變點(diǎn)越多，局部能量損失越大。其中閥門處的能量損失可在運(yùn)行中通過調(diào)整閥門開度而降低，該損失是本文討論的重點(diǎn)內(nèi)容之一。蝶閥的開度與局部損失系數(shù)ξ的關(guān)系見表1。

表1 蝶閥局部損失系數(shù)表[4]

由上述分析可得出影響風(fēng)機(jī)全壓的因素有：二次風(fēng)門節(jié)流阻力、磨煤機(jī)冷/熱風(fēng)門節(jié)流阻力、磨煤機(jī)通風(fēng)阻力、脫硝系統(tǒng)阻力、空預(yù)器阻力、脫硫系統(tǒng)阻力、風(fēng)道彎頭數(shù)量、風(fēng)道長(zhǎng)度、風(fēng)道內(nèi)壁粗糙程度等。

2.2 風(fēng)機(jī)風(fēng)量的影響

機(jī)組正常運(yùn)行時(shí)，影響送風(fēng)機(jī)、引風(fēng)機(jī)、增壓風(fēng)機(jī)、一次風(fēng)機(jī)風(fēng)量的因素主要包括：

（1）一次風(fēng)量。每臺(tái)磨煤機(jī)的風(fēng)量必須滿足煤粉正常輸送、為煤粉著火初期提供合適的氧量以及燃燒器安全運(yùn)行的要求[5]。在確保磨煤機(jī)內(nèi)部攜帶足夠煤粉和干燥風(fēng)量，如一次風(fēng)率較高時(shí)，可對(duì)磨煤機(jī)通風(fēng)量進(jìn)行優(yōu)化。

（2）二次風(fēng)量。二次風(fēng)量的大小由鍋爐燃燒需要的氧量、空預(yù)器漏風(fēng)量和二次風(fēng)道外漏量決定。氧量設(shè)定值偏小或偏大都不利于機(jī)組經(jīng)濟(jì)性,在同一負(fù)荷下,存在1個(gè)使各項(xiàng)損失之和達(dá)到最小的氧量值，即最優(yōu)氧量[6]。為進(jìn)一步降低二次風(fēng)量，還應(yīng)設(shè)法減少二次風(fēng)在空預(yù)器中的漏風(fēng)量和二次風(fēng)外漏點(diǎn)。

（3）煙氣量。除降低空預(yù)器的漏風(fēng)量外，還應(yīng)降低爐膛漏風(fēng)量，以降低引風(fēng)機(jī)電耗。

2.3 其它因素的影響

風(fēng)機(jī)電流除受風(fēng)機(jī)全壓和風(fēng)量影響外，還受風(fēng)機(jī)效率、電機(jī)效率、電機(jī)工作電壓、電機(jī)功率因數(shù)等影響。

3 對(duì)策及成效

對(duì)風(fēng)機(jī)電流的影響因素分析及對(duì)風(fēng)機(jī)全壓和風(fēng)量進(jìn)行研究和試驗(yàn)，有助于制定降低風(fēng)機(jī)電耗率的有效運(yùn)行措施。

3.1 降低風(fēng)機(jī)全壓的措施

（1）降低送風(fēng)機(jī)出口壓力。由圖1可知，鍋爐二次風(fēng)沿途經(jīng)過空預(yù)器前風(fēng)道、空預(yù)器、空預(yù)器后風(fēng)道后，進(jìn)入鍋爐兩側(cè)的大風(fēng)箱，再經(jīng)過各類輔助風(fēng)門調(diào)節(jié)后進(jìn)入爐膛組織燃燒。風(fēng)箱與爐膛的二次風(fēng)門系統(tǒng)如圖3所示，機(jī)組在正常運(yùn)行時(shí)，二次風(fēng)門開度為25%～35%，風(fēng)箱差壓一般控制在1.5～2.3 kPa。風(fēng)箱差壓是利用二次風(fēng)門進(jìn)行節(jié)流控制的結(jié)果，可使二次風(fēng)系統(tǒng)阻力增大、送風(fēng)機(jī)出口壓力升高、風(fēng)機(jī)動(dòng)葉開度增大、風(fēng)機(jī)電流升高；空預(yù)器二次風(fēng)側(cè)和煙氣側(cè)差壓增大，漏入煙氣側(cè)的二次風(fēng)量增加。可見，二次風(fēng)能量損失較大的原因是局部能量損失、空預(yù)器漏風(fēng)損失及沿程能量損失。因此，有必要研究降低風(fēng)箱差壓的可行性。

圖3 風(fēng)箱與爐膛間的二次風(fēng)門系統(tǒng)示意

體積流量公式為：

式中：qv為體積流量；A為流通截面積；v為截面內(nèi)流體的平均速度。

由式（4）可知，如果所有二次風(fēng)門不節(jié)流和體積流量不變（即鍋爐二次風(fēng)量不變），由于流經(jīng)的總面積不變（二次風(fēng)噴口截面積），則各二次風(fēng)噴口處的流速v也不變，即：如果將各二次風(fēng)門的開度同步開大，則二次風(fēng)噴口處的風(fēng)速變化不大。所以，在保持總風(fēng)量不變的情況下，同步開大二次風(fēng)門開度，對(duì)二次風(fēng)噴口處的風(fēng)量和風(fēng)速影響較小。

在降低風(fēng)箱差壓前要充分考慮以下關(guān)系安全運(yùn)行的關(guān)鍵問題：低負(fù)荷階段（風(fēng)箱差壓較?。t膛冒正壓時(shí)，進(jìn)入爐膛的風(fēng)量是否會(huì)太低以及爐膛中的火焰是否會(huì)倒回風(fēng)箱。

表2為某日6號(hào)爐爐膛負(fù)壓擾動(dòng)前后的部分參數(shù)，可以看出：當(dāng)爐膛為負(fù)壓時(shí)，總風(fēng)量增加、送風(fēng)機(jī)出口壓力降低、動(dòng)葉開度關(guān)小、風(fēng)機(jī)電流降低，風(fēng)箱差壓也降低至零甚至更低（已超出壓力變送器量程），但一定高于爐膛內(nèi)的壓力，所以爐膛內(nèi)的熱風(fēng)不會(huì)倒流至風(fēng)道中，且總風(fēng)量不會(huì)降低。當(dāng)爐膛出現(xiàn)正壓時(shí)，總風(fēng)量基本沒變、送風(fēng)機(jī)出口壓力升高（風(fēng)機(jī)全壓升高）、動(dòng)葉開度開大、風(fēng)機(jī)電流升高，風(fēng)箱與爐膛內(nèi)部的壓力差為235 Pa，風(fēng)箱中的風(fēng)仍能在該差壓下順利進(jìn)入爐膛，所以爐膛內(nèi)的熱風(fēng)不會(huì)倒流至風(fēng)道中，且總風(fēng)量不會(huì)降低。

分析爐膛負(fù)壓的波動(dòng)情況對(duì)總風(fēng)量的影響，進(jìn)行降低風(fēng)箱差壓的試驗(yàn)和停爐后檢查燃燒器噴口，對(duì)風(fēng)箱差壓控制曲線（手動(dòng)控制目標(biāo)）進(jìn)行優(yōu)化后的測(cè)試結(jié)果如表3所示。

表2 爐膛負(fù)壓擾動(dòng)前后部分參數(shù)對(duì)比

表3 優(yōu)化前后的風(fēng)箱差壓

（2）降低一次風(fēng)母管壓力。機(jī)組正常運(yùn)行時(shí)，一次風(fēng)母管壓力一直偏高，磨煤機(jī)組熱風(fēng)門開度較小（運(yùn)行磨煤機(jī)組的熱風(fēng)門平均開度不到40%），導(dǎo)致熱風(fēng)調(diào)門處局部損失增加。在保證不影響磨煤機(jī)出力的情況下，對(duì)一次風(fēng)母管壓力曲線進(jìn)行優(yōu)化，測(cè)試結(jié)果如表4所示。

表4 優(yōu)化前后的一次風(fēng)母管壓力

（3）降低磨煤機(jī)通風(fēng)阻力。在磨煤機(jī)運(yùn)行過程中，加強(qiáng)對(duì)磨煤機(jī)電流、進(jìn)出口差壓、出口溫度、出口風(fēng)粉管壓力等參數(shù)的監(jiān)視。

（4）降低空預(yù)器阻力。空預(yù)器阻力的降低，對(duì)降低送風(fēng)機(jī)、引風(fēng)機(jī)和一次風(fēng)機(jī)的通道阻力都有積極意義。具體操作中可根據(jù)空預(yù)器煙氣側(cè)進(jìn)出口差壓，及時(shí)調(diào)整空預(yù)器吹灰頻次和蒸汽參數(shù)，并充分利用配風(fēng)的調(diào)節(jié)手段降低NOX的生成量，切忌一味靠增大噴氨量來滿足環(huán)保要求，防止空預(yù)器堵塞。此外，還可利用停機(jī)機(jī)會(huì)及時(shí)對(duì)空預(yù)器進(jìn)行沖洗，以徹底清除蓄熱元件上附著的硫酸氫銨和灰粒。

（5）降低SCR（選擇性催化還原法脫硝）區(qū)域的阻力。SCR區(qū)域的阻力大小直接影響引風(fēng)機(jī)的通道阻力，進(jìn)而影響引風(fēng)機(jī)的電耗。將SCR吹灰納入定期工作內(nèi)容，嚴(yán)格按照SCR吹灰蒸汽參數(shù)要求進(jìn)行吹灰。

（6）降低脫硫系統(tǒng)阻力。密切監(jiān)視脫硫漿液池液位和密度、除霧器差壓等參數(shù)，降低引風(fēng)機(jī)的通道阻力，以降低引風(fēng)機(jī)的電耗。

3.2 降低風(fēng)機(jī)流量的措施

（1）降低磨煤機(jī)通風(fēng)量。在保證磨煤機(jī)組差壓不升高、電流不增大、出口溫度不降低、出口壓力不低于2 500 Pa的前提下，每臺(tái)磨煤機(jī)組均進(jìn)行了最小通風(fēng)量試驗(yàn)，得出不同磨煤機(jī)組、不同煤量對(duì)應(yīng)的最小通風(fēng)量，具體見表5。煤的發(fā)熱量較低或可磨系數(shù)較低會(huì)導(dǎo)致煤耗增加，需要較大的一次風(fēng)機(jī)裕量[7]，因此除了運(yùn)行優(yōu)化外，還應(yīng)選擇優(yōu)質(zhì)燃煤。

（2）優(yōu)化爐膛氧量。試驗(yàn)期間，對(duì)飛灰含碳量進(jìn)行測(cè)量，發(fā)現(xiàn)氧量?jī)?yōu)化后含碳量并未增大。因此優(yōu)化爐膛氧量，優(yōu)化前后的氧量見表6。

表5 優(yōu)化前后的磨煤機(jī)通風(fēng)量

表6 優(yōu)化前后的爐膛氧量

（3）減小空預(yù)器漏風(fēng)。在降低一次風(fēng)機(jī)和送風(fēng)機(jī)全壓的同時(shí)，也降低了一次風(fēng)、二次風(fēng)與煙氣側(cè)的差壓，降低空預(yù)器漏風(fēng)量。另外，防止空預(yù)器堵灰也是降低空氣側(cè)與煙氣側(cè)差壓的有效辦法。調(diào)整空預(yù)器扇形板密封自動(dòng)跟蹤時(shí)間，由原來的24 h調(diào)整為12 h，正常運(yùn)行中要密切監(jiān)視空預(yù)器密封裝置的運(yùn)行情況，有密封板故障報(bào)警時(shí)及時(shí)處理。

3.3 節(jié)能效果

（1）送風(fēng)機(jī)及一次風(fēng)機(jī)出口壓力的降低可有效降低空預(yù)器漏風(fēng)率。

過量空氣系數(shù)計(jì)算公式[8]：

漏風(fēng)率AL和過量空氣系數(shù)的換算關(guān)系式[9]：

式中：α″，α′分別為煙道進(jìn)、出口煙氣過量空氣系數(shù)。

某1 000 MW機(jī)組在滿負(fù)荷期間進(jìn)行一次風(fēng)壓、二次風(fēng)壓與空預(yù)器漏風(fēng)關(guān)系試驗(yàn)。試驗(yàn)前，51號(hào)空預(yù)器煙氣側(cè)進(jìn)/出口氧量為2.54%/5.68%，由公式（5）可計(jì)算得出對(duì)應(yīng)的進(jìn)/出口過量空氣系數(shù)α為1.137%/1.371%；52號(hào)空預(yù)器煙氣側(cè)進(jìn)/出口氧量為2.74%/4.8%，對(duì)應(yīng)的進(jìn)/出口過量空氣系數(shù)為1.15%/1.296%。將一次風(fēng)壓由13.9 kPa降低至10.6 kPa，二次風(fēng)壓由2.2 kPa降低至1.3 kPa。30 min后 51號(hào)空預(yù)器煙氣側(cè)進(jìn)/出口氧量為2.61%/3.5%，對(duì)應(yīng)的進(jìn)/出口過量空氣系數(shù)為1.142%/1.2%；52號(hào)空預(yù)器煙氣側(cè)進(jìn)/出口氧量為2.83%/3.3%，對(duì)應(yīng)的進(jìn)/出口過量空氣系數(shù)為1.156%/1.186%。

將51號(hào)和52號(hào)空預(yù)器進(jìn)出口的過量空氣系數(shù)代入公式（6）可算出51號(hào)空預(yù)器試驗(yàn)前后空預(yù)器漏風(fēng)率由18.4%降低至4.9%，52號(hào)空預(yù)器試驗(yàn)前后空預(yù)器漏風(fēng)率由11.4%降低至2.85%，可見降低一次、二次風(fēng)壓力也有利于降低空預(yù)器的漏風(fēng)率，試驗(yàn)數(shù)據(jù)如表7所示。

表7 空預(yù)器漏風(fēng)率試驗(yàn)數(shù)據(jù)

（2）有效降低六大風(fēng)機(jī)電流。

二次風(fēng)箱差壓、一次風(fēng)機(jī)母管壓力、磨煤機(jī)通風(fēng)量、氧量?jī)?yōu)化前后運(yùn)行工況的對(duì)比試驗(yàn)表明，上述降低風(fēng)機(jī)電流措施的效果明顯，詳見表8。

從表8不難看出：風(fēng)機(jī)電流較優(yōu)化前明顯降低，5號(hào)機(jī)組2臺(tái)送風(fēng)機(jī)電流降低108 A，2臺(tái)引風(fēng)機(jī)電流降低52 A，2臺(tái)一次風(fēng)機(jī)電流降低38 A，風(fēng)機(jī)電流共降低198 A，單臺(tái)機(jī)組每年的節(jié)電量約為1 423.2118萬(wàn)kWh。

2013年8月，通過邏輯優(yōu)化和風(fēng)機(jī)、磨煤機(jī)組運(yùn)行參數(shù)調(diào)整，該公司各風(fēng)機(jī)廠用電率占比明顯降低。對(duì)比2013年和2012年的同期（以9月份為例）參數(shù)，2012年的風(fēng)機(jī)廠用電率為2.1%，2013年下降至1.84%，效果明顯。各風(fēng)機(jī)廠用電率的同比數(shù)據(jù)如表9所示。

表8 試驗(yàn)前后部分參數(shù)對(duì)比

表9 5號(hào)爐風(fēng)機(jī)的廠用電率（以9月份為例）

3.4 其它方法

風(fēng)機(jī)節(jié)能措施還包括：優(yōu)化啟停機(jī)、低負(fù)荷期間的風(fēng)機(jī)運(yùn)行方式、提高風(fēng)機(jī)效率的引風(fēng)機(jī)和增壓風(fēng)機(jī)合并改造、風(fēng)機(jī)變頻改造等。

4 結(jié)語(yǔ)

通過對(duì)風(fēng)機(jī)全壓、流量對(duì)風(fēng)機(jī)電流的影響分析，某公司采取降低風(fēng)機(jī)電耗措施，使?fàn)t側(cè)的風(fēng)機(jī)電耗率大幅度降低。由此可見，無(wú)需對(duì)風(fēng)機(jī)及系統(tǒng)進(jìn)行技改，僅通過運(yùn)行調(diào)整手段就能取得明顯節(jié)能效果。所以，在機(jī)組正常運(yùn)行中要緊盯風(fēng)機(jī)及磨煤機(jī)組參數(shù)變化，及時(shí)進(jìn)行調(diào)整，以保證風(fēng)機(jī)節(jié)能運(yùn)行。

[1]刑希東.燃煤電站鍋爐一次風(fēng)機(jī)電流大原因分析[J].風(fēng)機(jī)技術(shù)，2011（2）:62-66.

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（本文編輯：徐 晗）

On the Effective Operation Measures for Reducing Fan Power Consumption Rate of 1 000 MW Units

ZHANG Shuli
（China Resources Power（Xuzhou）Co.，Ltd.，Xuzhou Jiangsu 221142，China）

The elements that affect fan current are analyzed theoretically.In the light of controllable factors, effective operation measures for reducing fan power consumption rate of 1 000 MW units are proposed in terms of practical operation mode，which can not only be applied to ultra-supercritical boilers with low NOXburners but also to boilers with other types of burners.

1 000 MW；power consumption rate；operation measures；bellow differential pressure

TK223.26

B

1007-1881（2015）02-0040-05

2014-07-21

張樹利（1984），男，工程師，從事發(fā)電廠鍋爐運(yùn)行工作。