吳 強(qiáng)，曾小青，何文波

（長(zhǎng)沙理工大學(xué) 經(jīng)濟(jì)與管理學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410004；2.湖南華電長(zhǎng)沙發(fā)電有限公司，湖南 長(zhǎng)沙 410203）

某電廠大氣污染物排放為達(dá)到中國(guó)環(huán)保部《火電廠大氣污染物排放標(biāo)準(zhǔn)》（GB 13223—2003）規(guī)定的特別限制要求，計(jì)劃對(duì)脫硫系統(tǒng)進(jìn)行技術(shù)改造。受場(chǎng)地制約，需將2＃爐增壓風(fēng)機(jī)拆除，騰出場(chǎng)地新建二級(jí)吸收塔，技改完成后，重新選型引風(fēng)機(jī)直接帶脫硫系統(tǒng)。過(guò)渡期采用臨時(shí)煙道代替增壓風(fēng)機(jī)，直接利用現(xiàn)有引風(fēng)機(jī)帶脫硫系統(tǒng)運(yùn)行。2＃爐實(shí)施后引風(fēng)機(jī)存在低負(fù)荷失速問(wèn)題，難以并列運(yùn)行。

如何解決風(fēng)機(jī)失速問(wèn)題，目前，相關(guān)電力試驗(yàn)研究機(jī)構(gòu)建議加裝風(fēng)機(jī)防失速裝置［1］及進(jìn)行設(shè)備治理解決失速問(wèn)題［2－13］，但在運(yùn)行調(diào)整方面并不能提出具體解決辦法。在不具備加裝風(fēng)機(jī)防失速裝置的情況下，該廠需解決如何在運(yùn)行調(diào)整上采取措施，防止引風(fēng)機(jī)失速及引風(fēng)機(jī)并列困難等問(wèn)題。筆者應(yīng)用回歸性分析方法進(jìn)行數(shù)據(jù)整理，建立引風(fēng)機(jī)變頻加靜葉調(diào)節(jié)的工作性能曲線四維模型，對(duì)引風(fēng)機(jī)在不同頻率時(shí)靜葉調(diào)節(jié)模型進(jìn)行數(shù)據(jù)分析、挖掘及尋優(yōu)，以發(fā)現(xiàn)引風(fēng)機(jī)失速的臨界工況模型；為解決引風(fēng)機(jī)失速問(wèn)題提供理論依據(jù)，并結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際提出避免引風(fēng)機(jī)失速的運(yùn)行措施及失速后如何并列引風(fēng)機(jī)運(yùn)行操作指導(dǎo)，解決引風(fēng)機(jī)失速問(wèn)題；為工廠應(yīng)用回歸性分析方法建立設(shè)備模型，為解決現(xiàn)場(chǎng)設(shè)備問(wèn)題提供借鑒。

1 概況

某公司2×600MW超臨界機(jī)組鍋爐為東方鍋爐廠引進(jìn)技術(shù)制造的國(guó)產(chǎn)超臨界參數(shù)、變壓、直流、本生型鍋爐（DG1900/25.4－Ⅱ1型），單爐膛、一次中間再熱、尾部雙煙道并帶有脫硝裝置，采用平行擋板調(diào)節(jié)再熱汽溫，固態(tài)排渣、全鋼構(gòu)架、全懸吊結(jié)構(gòu)，平衡通風(fēng)、露天布置，采用內(nèi)置式啟動(dòng)分離系統(tǒng)。煙氣系統(tǒng)配備2臺(tái)AN33e6（V13＋4°）型靜葉調(diào)節(jié)軸流式引風(fēng)機(jī)，設(shè)備規(guī)范如表1所示。

1.1 1＃爐引風(fēng)機(jī)性能試驗(yàn)數(shù)據(jù)及分析

由于引風(fēng)機(jī)裕度較大，故從節(jié)能角度考慮，電廠在1＃爐增壓風(fēng)機(jī)上方增設(shè)了增壓風(fēng)機(jī)旁路煙道，并在負(fù)荷較低時(shí)增壓風(fēng)機(jī)不運(yùn)行，僅用引風(fēng)機(jī)來(lái)克服煙氣系統(tǒng)及脫硫系統(tǒng)的阻力，施行引增合一運(yùn)行方式。由于2＃爐未安裝增壓風(fēng)機(jī)旁路煙道，為了解目前一期鍋爐引風(fēng)機(jī)直接帶脫硫系統(tǒng)的實(shí)際運(yùn)行狀況，分別對(duì)1＃爐引風(fēng)機(jī)、增壓風(fēng)機(jī)及引風(fēng)機(jī)直接帶脫硫系統(tǒng)進(jìn)行多個(gè)工況的熱態(tài)試驗(yàn)。由于試驗(yàn)時(shí)1＃爐引風(fēng)機(jī)變頻器故障，故1＃爐引風(fēng)機(jī)性能試驗(yàn)均為工頻運(yùn)行方式，試驗(yàn)結(jié)果如表2所示。

1.2 1＃爐引風(fēng)機(jī)帶負(fù)荷能力及安全性分析

在開(kāi)啟增壓風(fēng)機(jī)旁路煙道、引風(fēng)機(jī)并列運(yùn)行時(shí)，低負(fù)荷工況下引風(fēng)機(jī)工作點(diǎn)非常接近失速區(qū)，存在安全隱患，而中、高負(fù)荷引風(fēng)機(jī)均能安全穩(wěn)定運(yùn)行，即電機(jī)能滿足增壓風(fēng)機(jī)盤路煙道開(kāi)啟時(shí)機(jī)組帶滿負(fù)荷要求。引風(fēng)機(jī)并列運(yùn)行低負(fù)荷工況下的理論失速裕度小于《電站鍋爐風(fēng)機(jī)選型和使用導(dǎo)則》（DL/T 468—2004）要求的1.3失速裕度，即開(kāi)啟增壓風(fēng)機(jī)旁路煙道，低負(fù)荷下引風(fēng)機(jī)存在失速風(fēng)險(xiǎn)。

表1 引風(fēng)機(jī)及配套電機(jī)設(shè)備規(guī)范Table 1 Specification of axial fan and motor equipment

表2 1＃爐引風(fēng)機(jī)熱態(tài)試驗(yàn)結(jié)果Table 2 1＃result of boiler axial fan thermal testing

1.3 2＃爐引增合一前、后引風(fēng)機(jī)入口壓力對(duì)比

為給環(huán)保技改創(chuàng)造施工條件，2013年9月機(jī)組小修期間對(duì)2＃爐進(jìn)行割除增壓風(fēng)機(jī)，采用臨時(shí)煙道進(jìn)行過(guò)渡，利用引風(fēng)機(jī)帶脫硫系統(tǒng)運(yùn)行，施行引增合一運(yùn)行方式，并利用1＃，2＃爐脫硝反應(yīng)器可用的舊催化劑對(duì)2＃爐催化劑進(jìn)行置換，由于催化劑內(nèi)部積灰，催化劑差壓增大，使引增合一后鍋爐煙氣系統(tǒng)阻力增加。為分析2＃爐煙氣系統(tǒng)增加阻力與負(fù)荷的關(guān)系，選取可比工況（500和450MW各選3個(gè)工況），對(duì)比2＃爐引增合一前、后引風(fēng)機(jī)入口壓力數(shù)據(jù)，如表3，4所示，其500，450MW時(shí)引增合一后鍋爐煙氣系統(tǒng)增加的阻力分別為354，311Pa。

表3 500MW 2＃爐引增合一前、后引風(fēng)機(jī)入口壓力對(duì)比Table 3 500MW 2＃boiler axial fan pressure entrance Pa

表4 450MW 2＃爐引增合一前、后引風(fēng)機(jī)入口壓力對(duì)比Table 4 450MW 2＃boiler axial fan pressure entrance Pa

2 數(shù)據(jù)回歸性分析及建模

2.1 2＃爐引增合一后數(shù)據(jù)回歸性分析及建模

根據(jù)表3，4，對(duì)2＃爐各負(fù)荷段煙氣系統(tǒng)增加阻力進(jìn)行回歸性分析，得到2＃爐煙氣系統(tǒng)增加阻力與負(fù)荷方程：

式中 ΔP為煙氣系統(tǒng)增加阻力，Pa；Me為機(jī)組負(fù)荷，MW。

根據(jù)式（1）計(jì)算出與1＃爐引風(fēng)機(jī)試驗(yàn)相同負(fù)荷段時(shí)，2＃爐引增合一后鍋爐煙氣系統(tǒng)增加阻力數(shù)據(jù)，如表5所示；再根據(jù)表2，考慮2＃鍋爐煙系統(tǒng)實(shí)際運(yùn)行阻力增大情況，2＃爐引增合一后數(shù)據(jù)修正如表6所示，根據(jù)表6數(shù)據(jù)，對(duì)2＃爐引風(fēng)機(jī)工作點(diǎn)進(jìn)行回歸性分析，得到2＃爐引風(fēng)機(jī)工作點(diǎn)方程：

式中 Y 為比壓能，J/kg；Q 為風(fēng)量，m3/s。

2.2 引風(fēng)機(jī)740r/min工頻運(yùn)行時(shí)性能曲線數(shù)據(jù)回歸性分析及建模

根據(jù)引風(fēng)機(jī)廠家給出的性能曲線圖，手工查圖確定工作點(diǎn)數(shù)據(jù)引起誤差較大，且不便于利用計(jì)算機(jī)優(yōu)化設(shè)計(jì)和計(jì)算。采用Adobe photoshop 5.0CS軟件讀取數(shù)據(jù)，再由數(shù)據(jù)回歸法得出各方程及趨勢(shì)線［14］，建立2＃爐引風(fēng)機(jī)工頻性能曲線及工作點(diǎn)數(shù)據(jù)模型，如圖1所示。回歸法得到引風(fēng)機(jī)740r/min工頻、風(fēng)量低于225m3/s時(shí)失速曲線方程：

表5 各負(fù)荷段增加阻力計(jì)算數(shù)據(jù)Table 5 Calculation data in different load and increased resistance

表6 2＃爐引增合一后修正數(shù)據(jù)Table 6 Revised data of 2＃boiler axial fan connected with the desulphurization system

風(fēng)量高于225m3/s時(shí)失速曲線方程：

圖1 2＃爐引風(fēng)機(jī)工頻性能曲線及工作點(diǎn)模型Figure 1 Power performance curve and operating point model of 2＃boiler axial fan

2.3 引風(fēng)機(jī)變頻運(yùn)行時(shí)性能曲線數(shù)據(jù)回歸性分析及建模

根據(jù)引風(fēng)機(jī)740r/min工頻性能曲線，用軟件讀取引風(fēng)機(jī)靜葉角度0°時(shí)曲線上數(shù)據(jù)，選取其中代表性較好的13個(gè)數(shù)據(jù)點(diǎn)及失速點(diǎn)數(shù)據(jù)，如表7所示。

表7 引風(fēng)機(jī)靜葉在0°時(shí)性能曲線數(shù)據(jù)Table 7 Performance curve data of fan in the static blade angle at 0°

根據(jù)風(fēng)機(jī)風(fēng)量與轉(zhuǎn)速成一次方、與比壓能成二次方關(guān)系，計(jì)算出各數(shù)據(jù)點(diǎn)不同轉(zhuǎn)速時(shí)的風(fēng)量與比壓能。

1）將各數(shù)據(jù)點(diǎn)不同轉(zhuǎn)速時(shí)的風(fēng)量與比壓能數(shù)據(jù)在引風(fēng)機(jī)性能曲線上繪出，再由回歸性分析方法得出各方程及趨勢(shì)線，建立2＃爐引風(fēng)機(jī)變頻加靜葉調(diào)節(jié)性能曲線及工作點(diǎn)數(shù)據(jù)模型，如圖2所示；

2）根據(jù)引風(fēng)機(jī)在某一轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)靜葉即定轉(zhuǎn)速工頻運(yùn)行時(shí)的失速線數(shù)據(jù)，由回歸性分析方法得出各失速線方程及趨勢(shì)線，建立2＃爐引風(fēng)機(jī)某一轉(zhuǎn)速定轉(zhuǎn)速工頻運(yùn)行失速曲線，進(jìn)而得到引風(fēng)機(jī)變頻加靜葉調(diào)節(jié)的工作性能曲線四維模型，同時(shí)，在變頻加靜葉調(diào)節(jié)性能曲線及工作點(diǎn)數(shù)據(jù)模型（圖2）上繪出。

圖2 2＃爐引風(fēng)機(jī)變頻加靜葉調(diào)節(jié)性能曲線及工作點(diǎn)模型Figure 2 Variable frequency and variable vane performance curve and operating point model of 2＃boiler axial fan

3 引風(fēng)機(jī)失速問(wèn)題的研究

3.1 引風(fēng)機(jī)50Hz工頻運(yùn)行時(shí)工作點(diǎn)分析

由圖2可看出，2臺(tái)引風(fēng)機(jī)并列50Hz工頻運(yùn)行，低負(fù)荷時(shí)會(huì)出現(xiàn)失速。失速區(qū)可由式（2）～（4）計(jì)算出失速線與工作點(diǎn)曲線的2個(gè)交點(diǎn)，在2個(gè)交點(diǎn)區(qū)間內(nèi)引風(fēng)機(jī)將失速［15］。失速區(qū)間風(fēng)量為175～246m3/s，當(dāng)鍋爐風(fēng)量降低接近至492m3/s時(shí)，即單臺(tái)引風(fēng)機(jī)風(fēng)量降低接近至246m3/s時(shí)，引風(fēng)機(jī)將失速，不能滿足機(jī)組低負(fù)荷調(diào)峰要求。

3.2 引風(fēng)機(jī)變頻運(yùn)行降至33Hz時(shí)工作點(diǎn)分析

由圖2可看出，2臺(tái)引風(fēng)機(jī)并列變頻運(yùn)行，當(dāng)頻率降至33Hz時(shí)，引風(fēng)機(jī)33Hz失速線與工作點(diǎn)曲線幾乎重疊，無(wú)失速裕度，引風(fēng)機(jī)將失速，不能滿足機(jī)組低負(fù)荷調(diào)峰要求。

3.3 引風(fēng)機(jī)并列變頻運(yùn)行降至38Hz時(shí)工作點(diǎn)分析

由圖2可看出，2臺(tái)引風(fēng)機(jī)并列50Hz工頻運(yùn)行、變頻降至33Hz時(shí)，低負(fù)荷會(huì)出現(xiàn)失速；同時(shí)，隨著頻率降低，失速區(qū)間高臨界值失速風(fēng)量也降低，但失速裕度減小。需得到失速裕度滿足要求，同時(shí)失速區(qū)間高臨界值失速風(fēng)量較小，滿足鍋爐低負(fù)荷運(yùn)行鍋爐風(fēng)量要求的引風(fēng)機(jī)頻率值。通過(guò)對(duì)比不同頻率時(shí)的引風(fēng)機(jī)失速線，尋優(yōu)得到引風(fēng)機(jī)頻率降至38 Hz定速運(yùn)行時(shí)符合上述要求。根據(jù)風(fēng)機(jī)風(fēng)量與轉(zhuǎn)速成一次方、與比壓能成二次方關(guān)系，計(jì)算引風(fēng)機(jī)在38Hz調(diào)節(jié)靜葉即定轉(zhuǎn)速工頻運(yùn)行時(shí)的失速線數(shù)據(jù)，再由回歸性分析方法得出風(fēng)量低于171m3/s時(shí)失速線方程：

風(fēng)量高于171m3/s時(shí)失速線方程：

失速區(qū)可由式（5）、（6）與式（2）即失速線與工作點(diǎn)曲線的2個(gè)交點(diǎn)得到。在2個(gè)交點(diǎn)區(qū)間內(nèi)，引風(fēng)機(jī)將失速。失速區(qū)間風(fēng)量為139～202m3/s，鍋爐降至50%左右額定負(fù)荷時(shí)，引風(fēng)機(jī)可以滿足鍋爐風(fēng)量調(diào)節(jié)要求。

引風(fēng)機(jī)降至38Hz工頻運(yùn)行，繼續(xù)降低風(fēng)量，關(guān)小靜葉指令，風(fēng)量降至202m3/s，引風(fēng)機(jī)工作點(diǎn)將進(jìn)入失速區(qū)。

2013年11月9日停機(jī)進(jìn)行過(guò)程試驗(yàn)，負(fù)荷為250MW，氧量為5.0%，引風(fēng)機(jī)頻率為38Hz，3＃引風(fēng)機(jī)靜葉開(kāi)度為45%，4＃引風(fēng)機(jī)靜葉開(kāi)度為55%，進(jìn)出口全壓為2.13kPa左右，引風(fēng)機(jī)運(yùn)行正常。試驗(yàn)結(jié)論表明，引風(fēng)機(jī)采用38Hz工頻運(yùn)行方式能滿足鍋爐正常調(diào)峰要求。

3.4 2臺(tái)引風(fēng)機(jī)并列過(guò)程工作點(diǎn)分析

由圖2及引風(fēng)機(jī)33，38，50Hz工頻運(yùn)行時(shí)工作點(diǎn)分析結(jié)果表明：失速區(qū)間低臨界值失速風(fēng)量隨著轉(zhuǎn)速的提高而增加，33，38，50Hz引風(fēng)機(jī)失速區(qū)間低臨界值失速風(fēng)量分別為128，139，175m3/s；失速區(qū)間高臨界值失速風(fēng)量隨著轉(zhuǎn)速的提高不一定增加，33Hz時(shí)失速線與工作曲線幾乎重疊，38，50Hz引風(fēng)機(jī)失速區(qū)間高臨界值失速風(fēng)量分別為202，246 m3/s，工作曲線與失速線很接近，失速裕量較小。在鍋爐風(fēng)量較低時(shí)，采用增加引風(fēng)機(jī)頻率方法，低臨界值失速風(fēng)量得到提高，使引風(fēng)機(jī)出力增加，鍋爐風(fēng)量增加。當(dāng)鍋爐總風(fēng)量大于50Hz引風(fēng)機(jī)失速區(qū)間低臨界值失速風(fēng)量2倍即350m3/s后，引風(fēng)機(jī)將進(jìn)入失速區(qū)運(yùn)行，若要使2臺(tái)引風(fēng)機(jī)重新并列運(yùn)行，鍋爐風(fēng)量需加至492m3/s。因此，引風(fēng)機(jī)失速后，可以采取提高引風(fēng)機(jī)頻率至50Hz，引風(fēng)機(jī)出力加大，使鍋爐總風(fēng)量大于50Hz引風(fēng)機(jī)失速區(qū)間高臨界值失速風(fēng)量2倍即492m3/s，再調(diào)整靜葉將引風(fēng)機(jī)并列運(yùn)行。

依據(jù)2臺(tái)引風(fēng)機(jī)并列過(guò)程工作點(diǎn)分析結(jié)果，2013年12月5日，機(jī)組啟動(dòng)過(guò)程中進(jìn)行引風(fēng)機(jī)運(yùn)行操作調(diào)整過(guò)程試驗(yàn)。鍋爐點(diǎn)火前，建立最低鍋爐通風(fēng)量，引風(fēng)機(jī)維持頻率38Hz，靜葉指令在55%以下，引風(fēng)機(jī)能正常并列運(yùn)行，隨著燃燒量的增加，鍋爐送風(fēng)量及引風(fēng)機(jī)出力增加，在機(jī)組并網(wǎng)后啟動(dòng)第2臺(tái)制粉系統(tǒng)時(shí)，發(fā)生3＃引風(fēng)機(jī)失速。3＃，4＃引風(fēng)機(jī)頻率同步維持在38～44Hz，均未能將引風(fēng)機(jī)并列成功；將3＃，4＃引風(fēng)機(jī)頻率同步增加至50Hz，引風(fēng)機(jī)出力均增加，電流分別在140，250A左右，靜葉指令分別為53%，65%，逐步并適當(dāng)減小4＃引風(fēng)機(jī)靜葉指令，3＃，4＃引風(fēng)機(jī)并列運(yùn)行正常，電流均在200A左右，出力增加，增加送風(fēng)量調(diào)整爐膛負(fù)壓正常。引風(fēng)機(jī)并列數(shù)據(jù)如表8所示。

表8 引風(fēng)機(jī)并列數(shù)據(jù)Table 8 Parallel data of axial fan

在圖1中標(biāo)出3＃，4＃引風(fēng)機(jī)并列前、后工作點(diǎn)，并列前2臺(tái)引風(fēng)機(jī)總風(fēng)量為515m3/s，大于50 Hz引風(fēng)機(jī)高臨界值失速風(fēng)量2倍即492m3/s。

由表8數(shù)據(jù)，根據(jù)風(fēng)機(jī)風(fēng)量與轉(zhuǎn)速成一次方、與比壓能成二次方關(guān)系，計(jì)算引風(fēng)機(jī)在各頻率運(yùn)行時(shí)的風(fēng)量，與同頻率失速區(qū)間高臨界值失速風(fēng)量比較，2臺(tái)引風(fēng)機(jī)并列前總風(fēng)量需大于同頻率失速區(qū)間高臨界值失速風(fēng)量2倍，即引風(fēng)機(jī)并列風(fēng)量裕量為正時(shí)，才能將失速引風(fēng)機(jī)并列運(yùn)行，否則其中將有1臺(tái)引風(fēng)機(jī)失速。計(jì)算50，45，38Hz頻率引風(fēng)機(jī)并列前風(fēng)量裕量，如表9所示。

由表9得出，引風(fēng)機(jī)并列時(shí)，頻率越高并列前風(fēng)量裕量越大，引風(fēng)機(jī)失速后將頻率增加至50Hz，可將引風(fēng)機(jī)并列成功，否則，難以將引風(fēng)機(jī)并列，與機(jī)組啟動(dòng)引風(fēng)機(jī)調(diào)整試驗(yàn)實(shí)驗(yàn)情況相符。

表9 50，45，38Hz頻率引風(fēng)機(jī)并列前風(fēng)量裕量計(jì)算數(shù)據(jù)Table 9 Calculation data of air flow margin before and after the axial fan in paralleled operation in the 50，45，38Hz frequency

4 避免引風(fēng)機(jī)失速的措施

1）在機(jī)組啟動(dòng)過(guò)程鍋爐點(diǎn)火、汽機(jī)沖轉(zhuǎn)及帶低負(fù)荷階段，可以考慮采取引風(fēng)機(jī)單側(cè)運(yùn)行方式。啟動(dòng)2臺(tái)制粉系統(tǒng)后，再啟動(dòng)第2臺(tái)引風(fēng)機(jī)并列運(yùn)行。

2）正常運(yùn)行時(shí)，保證引風(fēng)機(jī)電流偏差小于10 A，維持4＃引風(fēng)機(jī)靜葉稍大于3＃引風(fēng)機(jī)5%～10%，頻率偏差小于0.5Hz［3］。

3）引風(fēng)機(jī)變頻運(yùn)行時(shí)出力調(diào)整要求：增加引風(fēng)機(jī)出力時(shí)，應(yīng)先同步增加2臺(tái)引風(fēng)機(jī)靜葉指令，直至大于90%后，再同步增加2臺(tái)引風(fēng)機(jī)頻率，使2臺(tái)引風(fēng)機(jī)電流平衡。降低引風(fēng)機(jī)出力時(shí)，先減少頻率至38Hz（不低于38Hz），然后再同步關(guān)小靜葉，引風(fēng)機(jī)靜葉指令不低于40%。

4）引風(fēng)機(jī)工頻運(yùn)行時(shí)出力的調(diào)整要求：增加引風(fēng)機(jī)出力時(shí)，同步增加2臺(tái)引風(fēng)機(jī)靜葉指令，使2臺(tái)引風(fēng)機(jī)電流平衡。降低出力時(shí)，同步減少2臺(tái)引風(fēng)機(jī)靜葉指令（不低于40%）。

5）引風(fēng)機(jī)失速的事故處理：

①并列前將3＃，4＃引風(fēng)機(jī)頻率均增加至50Hz；

②并列前3＃引風(fēng)機(jī)出力，4＃引風(fēng)機(jī)不出力，調(diào)節(jié)4＃引風(fēng)機(jī)靜葉指令至63%維持不變，逐步降低3＃引風(fēng)機(jī)出力，直至并列；

③并列前3＃引風(fēng)機(jī)不出力，4＃引風(fēng)機(jī)出力，4＃引風(fēng)機(jī)靜葉調(diào)至53%～55%維持不變，逐步降低4＃引風(fēng)機(jī)出力直至并列；

④并列后負(fù)壓較大時(shí)，增加送風(fēng)維持負(fù)壓不變；

⑤負(fù)壓穩(wěn)定后靜葉維持偏置5%～10%，頻率投自動(dòng)調(diào)節(jié)。密切監(jiān)視2臺(tái)引風(fēng)機(jī)振動(dòng)及軸瓦溫度情況，直到失速異常消失為止。

⑥當(dāng)引風(fēng)機(jī)發(fā)生失速時(shí)，應(yīng)嚴(yán)密監(jiān)視引風(fēng)機(jī)的電流變化，以防止超電流，必要時(shí)降低其出力。經(jīng)采取以上措施后，風(fēng)機(jī)失速現(xiàn)象仍未消除且風(fēng)機(jī)振動(dòng)異常偏高，為了防止因引風(fēng)機(jī)長(zhǎng)時(shí)間失速運(yùn)行對(duì)葉片造成損壞，應(yīng)停止失速風(fēng)機(jī)運(yùn)行。

5 結(jié)語(yǔ)

按照引風(fēng)機(jī)并列變頻運(yùn)行降至38Hz時(shí)工作點(diǎn)分析結(jié)果及避免引風(fēng)機(jī)失速的措施1～4，2＃機(jī)組正常調(diào)峰時(shí)，筆者提出防止引風(fēng)機(jī)失速的運(yùn)行調(diào)整方案，避免了引風(fēng)機(jī)失速發(fā)生。按照2臺(tái)引風(fēng)機(jī)并列過(guò)程工作點(diǎn)分析結(jié)果及引風(fēng)機(jī)失速的事故處理，筆者提出引風(fēng)機(jī)失速后再并列運(yùn)行的運(yùn)行調(diào)整措施，找到了引風(fēng)機(jī)失速后重新將引風(fēng)機(jī)并列運(yùn)行的運(yùn)行操作指導(dǎo)，解決了引風(fēng)機(jī)并列困難問(wèn)題，為工廠應(yīng)用回歸性分析方法建立設(shè)備模型、解決設(shè)備異常提供借鑒。

［1］劉家鈺，軸流風(fēng)機(jī)防失速裝置［P］.中國(guó)專利：94245771.4，1996—05—02.

［2］戴麗萍，張輝，康順.葉頂吹氣對(duì)低速軸流壓氣機(jī)葉柵性能影響的數(shù)值研究［C］.中國(guó)工程熱物理學(xué)會(huì)論文，大連，中國(guó)，2009.DAI Li－ping，ZHANG Hui，KANG Shun.Numerical investigation on the effect of tip blowing on low speed axial compressor aerodynamics characteristics［C］.The Thermal Physical China Engineering（gas）Paper，Dalian，China，2009.

［3］馬少棟，李春曦，王歡，等.動(dòng)葉可調(diào)軸流風(fēng)機(jī)失速與喘振現(xiàn)象及其預(yù)防措施［J］.電力科學(xué)與工程，2010，26（7）：33－37.MA Shao－dong，LI Chun－xi，WANG Huan，et al.Investigation and preventive measures of stall and surge in variable pitch axial fans［J］.Electric Power Science and Engineering，2010，26（7）：33－37.

［4］王平，王韓平，張燁.ASN 1950/1000型動(dòng)葉調(diào)節(jié)軸流式送風(fēng)機(jī)失速原因分析［J］.熱力發(fā)電，2007（1）：37－40.WANG Ping，WANG Han－ping，ZHANG Ye.Cause analysis of stalling for ASN 1950/1000type axial forced draft fan with moving blade adjustment［J］.Thermal Power Generation，2007（1）：37－40.

［5］汪毅剛，蔣文軍.送風(fēng)機(jī)運(yùn)行中發(fā)生失速的異常分析及預(yù)防對(duì)策［J］.湖南電力，2006，26（3）：48－49.WANG Yi－gang，JIANG Wen－jun.Exception analysis and prevention measures of stalling in blower operations［J］.Hunan Electric Power，2006，26（3）：48－49.

［6］丁鵬，吳躍東.動(dòng)葉可調(diào)軸流通風(fēng)機(jī)的失速與喘振分析及改進(jìn)措施［J］.風(fēng)機(jī)技術(shù)，2007（3）：66－69.DING Peng，WU Yue－dong.Analysis on stall and surge of variable blade adjustable axial flow fan and improvement measures［J］.Compressor，Blower ＆ Fan Technology，2007（3）：66－69.

［7］荊永昌，袁波.1 025t/h鍋爐送風(fēng)機(jī)喘振原因分析及對(duì)策［J］.科技創(chuàng)新導(dǎo)報(bào)，2008（28）：46，49.JIN Yong－chang，YUAN Bo.Cause analysis of surge and countermeasure for 1 025t/h boiler［J］.Science and Technology Innovation Herald，2008（28）：46，49.

［8］段小云.廣州珠江電廠一次風(fēng)機(jī)喘振原因分析及對(duì)策［J］.水利電力機(jī)械，2007，29（12）：137－140.DUAN Xiao－yun.Reason analysis and countermeasure onprimary fan surging at Guangzhou Zhujiang power plan［J］.Water Conservancy ＆ Electric Power Machinery，2007，29（12）：137－140.

［9］王俊輝.軸流式風(fēng)機(jī)失速及對(duì)策［J］.廣東科技，2009（4）：90－92.WANG Jun－h(huán)ui.Stalling and measures of axial flow fan［J］.Guangdong Science ＆ Technology，2009（4）：90－92.

［10］鄭福國(guó)，陳玉龍.軸流式送風(fēng)機(jī)失速原因分析及預(yù)防措施［J］.電力設(shè)備，2006，7（1）：73－75.ZHENG Fu－guo，CHEN Yu－long.Stalling cause analysis of axial flow forced draft fan and its prevention measures［J］.Electrical Equipment，2006，7（1）：73－75.

［11］田小東，劉福君.鍋爐送風(fēng)機(jī)失速故障一例［J］.熱力發(fā)電，2007（10）：79，80.TIAN Xiao－dong，LIU Fu－jun.One case of stall failure of boiler forced draft fan［J］.Thermal Power Generation，2007（10）：79，80.

［12］周軍，肖凌濤.動(dòng)葉可調(diào)軸流一次風(fēng)機(jī)失速分析及預(yù)防措施［J］.發(fā)電設(shè)備，2008（6）：506－508.ZHOU Jun，XIAO Ling－tao.Analysis on stall of a rotor blade adjustable axial flow primary air fan and the remedy［J］.Power Equipment，2008（6）：506－508.

［13］李春宏.軸流風(fēng)機(jī)失速與喘振分析及其處理［J］.熱力發(fā)電，2008（3）：76－78.LI Chun－h(huán)ong.Analysis of stall and surge for axialflow fans and treatment［J］.Thermal Power Generation，2008（3）：76－78.

［14］賈明生，凌長(zhǎng)明.煙氣酸露點(diǎn)溫度的影響因素及其計(jì)算方法［J］.工業(yè)鍋爐，2003（6）：31－35.JIA Ming－sheng，LING Chang－ming.Factors of affecting the flue gas acid dew point temperature and its way of calculation［J］.Industrial Boiler，2003（6）：31－35.

［15］殷明慧，蒯狄正，李群.風(fēng)機(jī)最大功率點(diǎn)跟蹤的失效現(xiàn)象［J］.中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2011，31（18）：40－47.YIN Ming－h(huán)ui，KUAI Di－zheng，LI Qun.A phenomenon of maximum power point tracking invalidity of wind turbines［J］.Proceedings of the CSEE，2011，31（18）：40－47.