1000 MW 機組引風機高負荷失速分析及措施

萬立明，張 軍

（1.廣東粵電靖海發(fā)電有限公司，廣東揭陽 515223；2.成都電力機械廠，四川成都 610000）

0 引言

為滿足國家三部委《煤電節(jié)能減排升級與改造行動計劃（2014—2020 年）》《全面實施燃煤電廠超低排放和節(jié)能改造工作方案》和廣東省發(fā)改委《廣東省煤電節(jié)能減排升級與改造行動計劃（2015—2020 年）》的要求，廣東某電廠機組開展超低排放改造項目工作，其中3#，4#1000 MW 機組的煙氣NOX、SO2、煙塵的排放濃度分別控制在50 mg/Nm3，35 mg/Nm3和5 mg/Nm3以內。改造方案包括脫硝改造，除塵改造，脫硫改造，GGH（煙氣—煙氣換熱器）改造，引風機、脫硫增壓風機改造。引風機、脫硫增壓風機改造項目將各機組原來2 臺靜葉可調軸流式引風機和2 臺動葉可調軸流式增壓風機拆除，新裝2 臺雙級動葉可調軸流式引風機，進行增引合引改造；GGH 改造工程則將原回轉式GGH 改造為無煙氣泄漏的管式MGGH（中間熱媒體煙氣換熱器），在空預器出口與電除塵入口之間6 個煙道均設置一級MGGH 換熱器，煙氣冷卻后進入靜電除塵器實現(xiàn)低溫除塵，至引風機入口設計煙氣溫度可降到90 ℃，系統(tǒng)示意見圖1。超低排放改造后機組于2017 年4 月投入運行。

機組為東方鍋爐股份有限公司制造的超超臨界本生直流爐，采用前后墻對沖燃燒、爐膛平衡通風系統(tǒng)，超排改造新安裝的兩臺雙級動葉可調式軸流風機型號為HU27448-222G，低高壓葉型（第一級為低壓葉型，第二級為高壓葉型），其變工況運行時經濟性好、調節(jié)特性好，是超超臨界機組超排改造引風機的主流選型。

由于該引風機受軸流風機具有駝峰形狀的性能曲線、運行環(huán)境惡劣以及系統(tǒng)阻力變化的影響，特別是在機組高負荷期間，客觀上有失速發(fā)生的可能性[1]。即風機在運行時產生的全壓（比壓能）升高到其特性曲線的頂點后，若風煙系統(tǒng)阻力再增大，運行工況點落入理論失速線，此時風機出力將會突然下降，從而發(fā)生失速[2]。引風機失速時由于壓力和流量劇烈下降和波動，直接影響爐膛負壓、機組出力和運行安全；由于葉片激振、振動突升則影響風機轉子有關部件的安全[3]，因此機組高負荷期間應避免引風機發(fā)生失速。

1 引風機失速情況和問題

經統(tǒng)計，#3 機組超低排放改造完成后，在2017 年底之前引風機均未出現(xiàn)失速現(xiàn)象，但2018 年以來#3A 引風機發(fā)生4 次高負荷失速，另#4 機組A，B 引風機也各發(fā)生1 次失速。失速時典型歷史曲線見圖2，2018 年3 月13 日，10:28，#3A 引風機在近滿負荷工況，電流逐漸升高后突降、出口壓力突降、入口導葉快速全開，風機失速，經及時調整后恢復正常運行。

圖2 #3A 引風機失速歷史趨勢曲線截圖

某試驗單位在《引風機運行情況分析》中，根據引風機運行參數(shù)和引風機特性曲線，并參考系統(tǒng)的煙氣流量，認為當前引風機運行效率在高、中、低負荷工況下均處于正常水平；而在高負荷工況時其取煙氣密度約為0.83 kg/m3的條件下，計算壓頭裕量僅約為800 Pa，低于設計的10%，不滿足《火力發(fā)電廠設計技術規(guī)程》的要求；若煤質波動較大，或者氧量波動較大，引風機中、高負荷失速風險極大。并且該試驗單位認為這一分析適用于2 臺機組。

針對上述關于引風機設計壓頭裕量偏小的初步結論，筆者組織對引風機失速前的工況、性能試驗情況、煙氣系統(tǒng)參數(shù)以及系統(tǒng)阻力變化等因素進行全面分析，找到失速的準確原因并提出有效的解決措施。

2 引風機選型參數(shù)與性能試驗對比分析

1000 MW 機組超低排放改造引風機選型主要參數(shù)及2017 年9 月初，#3爐A 引風機性能試驗（某電科院《#3 機組超低排放改造引風機性能試驗報告》）數(shù)據對比見表1。

根據表1 試驗及計算數(shù)據表明，2017 年9 月，#3A 引風機1000 MW 工況、最大出力工況風機全壓升均小于B-MCR 設計參數(shù)，且有一定的裕量，如按TB 工況與實際最大出力工況比較計算，此時實際壓頭裕量達20.7%，符合20%的設計要求[4]；滿負荷試驗數(shù)據中，風機入口溫度偏高，其余與BMCR 設計參數(shù)基本吻合，風機運行效率高。因此，風機的選型合理。

3 引風機高負荷失速分析

3.1 失速前工況

風機失速前工況參數(shù)匯總見表2。2018 年6 月14 日，8:33:26，#4A 引風機失速起因為爐膛掉大渣，引起風煙系統(tǒng)波動。從失速前工況看，#4 機組A，B 引風機運行比較平衡，各發(fā)生1 次失速具有隨機性；#3 機組B 引風機未發(fā)生失速，而A 引風機發(fā)生4 次失速，具有典型性。分析應以#3A 引風機為主。從數(shù)據看出，#3 爐高負荷期間A，B 空預器煙氣側壓差較大，系長期運行逐漸增大，超排改造后高負荷期間空預器壓差變化情況如表3所示?？疹A器壓差增大的原因包括：蓄熱元件存在損壞情況，受煤質、脫硝噴氨及環(huán)境溫度等因素影響發(fā)生堵塞。

同時，#3，4 機組引風機入口煙氣溫度均高于設計參數(shù)90℃，特別是#3 機組長期高于110 ℃，其主要原因是空預器因元件損壞、堵塞等，導致排煙溫度高于130 ℃設計值，一級MGGH換熱器前排管組受煙氣沖刷泄漏后隔離了部分管組，同時考慮到電除塵煙氣溫度低容易發(fā)生灰斗堵灰以及內部腐蝕等問題而提高了入口煙氣溫度。

3.2 失速工況點標定

根據表1 工況數(shù)據，經計算，對#3A 引風機在2018 年3 月13 日（971 MW），2018.6.21（931 MW）兩次失速前實際運行工況點，在風機的流量—比壓能性能曲線上進行標定位置，如（圖3）。從圖中可以看出#3A 引風機兩次失速前實際運行工況點在性能曲線的位置已經偏離B-MCR 設計工況點（◆2），更加靠近失速線，本身已存在一定的失速風險，此時如果風煙系統(tǒng)壓力波動或設備系統(tǒng)故障就容易導致風機失速。

表1 #3 爐A 引風機性能試驗數(shù)據與選型參數(shù)對比

表2 #3，#4 機組引風機失速前工況參數(shù)匯總

表3 #3 機組高負荷期間A、B 空預器壓差變化數(shù)據 Pa

圖3 #3A 引風機失速典型工況點在性能曲線上的標定位置

3.3 失速原因分析

根據上述失速前工況參數(shù)和運行情況，引風機高負荷失速主要原因如下。

（1）空預器在長期運行中堵塞逐漸嚴重、壓差高。#3 爐A 空預器壓差高值達2600 Pa，導致單側風煙系統(tǒng)阻力嚴重偏離設計，A，B 引風機出力（電流）不平衡，#3A 引風機實際運行工況點往上偏離設計工況點，更接近失速邊界線，因此更容易發(fā)生失速。

（2）引風機入口煙氣溫度偏高。#3 機組風煙系統(tǒng)MGGH 一級換熱器出口平均煙溫超過110 ℃（設計值90 ℃），煙溫偏高致使煙氣密度偏小，按2018 年1 月7 日工況入口煙氣溫度111.3 ℃計算，密度約0.89 kg/m3（設計值為0.94 kg/m3）；由于煙氣密度偏小，在相同的全壓下風機比壓能升高，引風機實際運行工況點往上偏離設計工況點，更接近失速邊界線。

計算式：入口煙氣密度=1.33×入口絕對壓力×273/101325（273+入口煙氣溫度）。入口絕對壓力=當?shù)卮髿鈮?風機入口靜壓。比壓能=風機全壓/入口煙氣密度，其中，當?shù)卮髿鈮喝≈?01 180 Pa，風機入口靜壓-5250 Pa，壓縮性修正系數(shù)Kp取1，#4 機組A，B 空預器壓差正常，但引風機入口煙氣溫度約100 ℃，高于設計值90 ℃，也是引風機偶發(fā)性失速的影響因素之一。

（3）其他設備阻力影響，初步分析認為引風機出口直角彎頭和匯流段，以及脫硫系統(tǒng)阻力對風煙系統(tǒng)阻力及波動可能存在影響，其中脫硫塔阻力主要是由于噴淋層造成的，脫硫系統(tǒng)阻力跟噴淋層的投入數(shù)量有直接關系[5]。

3.4 試驗單位計算結論的糾正

根據上述分析，該試驗單位在《引風機運行情況分析》中計算得出引風機實際運行中壓頭裕量較小的結論，其計算過程所選取的煙氣密度約為0.83 kg/m3，經校核計算此時對應的煙氣溫度應達到141 ℃，而經查當時工況下引風機入口實際煙氣溫度約101 ℃，對應計算煙氣密度約為0.92 kg/m3。《分析》中密度選取值偏?。▽獰煔鉁囟雀叱鰧嶋H煙溫40 ℃），導致計算得出比壓能偏高、壓頭裕量偏小，應予以糾正。

4 防范引風機失速的措施

（1）實施空預器蓄熱元件改造更換，針對空預器硫酸氫銨堵塞及酸腐蝕問題對蓄熱元件進行材料、板型等優(yōu)化設計，解決因蓄熱元件損壞及堵塞問題；2018 年12 月，#3 機組空預器實施改造后機組高負荷期間空預器壓差穩(wěn)定在1500 Pa 左右，排煙溫度降低約5℃，系統(tǒng)阻力和煙氣溫度降低顯著改善了風煙系統(tǒng)的運行工況。

（2）在空預器改造更換之前，運行機組高負荷期間，對A，B引風機的調平關注風機電流和進出口壓力，密切監(jiān)視空預器壓差和風機入口負壓變化，避免兩臺風機運行不平衡發(fā)生搶風；在總結失速工況的基礎上，確定引風機入口負壓達-5500 Pa 時應限制機組負荷觀察。

（3）降低引風機入口煙氣溫度，優(yōu)化MGGH 一級換熱器出口煙氣溫度控制，結合電除塵除灰輸灰對煙溫控制的要求逐步進行調整，最終將電除塵入口煙氣平均溫度調整至約95 ℃，基本滿足設計值要求；在相同全壓下，按#3A 引風機原入口煙氣溫度111℃計算，比壓能降低約4.2%，安全裕量明顯增大。

（4）檢查兩臺引風機出口煙道匯合段，初步確認風機出口煙道直角彎阻力偏大，兩股煙氣匯流隔板太短、導流不足存在對沖擾流，計劃對直角彎進行導流板優(yōu)化、加長匯流隔板，降低風機出口阻力。

（5）空預器堵塞防治需有長效措施并適應機組超低排放條件，筆者認為應進一步研究空預器前端脫硝優(yōu)化調整和脫硝均勻性改造以有效控制氨逃逸。

5 結語

結合引風機失速前工況參數(shù)分析和運行、設備存在問題檢查，對引風機失速問題進行了比較全面的分析，糾正了某試驗單位關于風機設計壓頭裕量不足的初步結論，提出了下一步檢修和運行調整的具體措施，實施后能夠有效防范引風機失速問題。從中發(fā)現(xiàn)，系統(tǒng)阻力增加和煙氣溫度偏高是造成引風機失速的2 個主要因素。超低排放改造后，低溫電除塵應按照設計要求運行，將引風機入口煙氣溫度降低至符合設計要求，有利于引風機高效率運行、防止引風機失速。