唐忠順， 王海秀， 張燕強， 周秋樂

(1. 茂名臻能熱電有限公司， 廣東茂名 525011； 2. 廣東石油化工學院， 廣東茂名 525000)

《全面實施燃煤電廠超低排放和節(jié)能改造工作方案》要求2020年前，全國所有具備改造條件的燃煤電廠力爭實現(xiàn)超低排放?！稄V東省煤電節(jié)能減排升級與改造行動計劃(2014—2020年)》中要求到2020年[1]，全省燃煤機組大氣污染物排放質(zhì)量濃度基本達到燃氣輪機組排放標準(即在基準含氧量6%的條件下，煙塵、SO2、NOx的排放質(zhì)量濃度分別不高于10 mg/m3、35 mg/m3、50 mg/m3)。

為了積極響應環(huán)保新要求，某電廠7號機組(600 MW)于2016年11月進行超低排放改造，技術路線為選擇性催化還原(SCR)脫硝改造+濕法脫硫提效+增設濕式電除塵器+預留水煤介管式煙氣換熱器(MGGH)布置位置。SCR脫硝改造方案選用直接增加相同規(guī)格的備用層催化劑，脫硫提效方案是在吸收塔入口煙道頂部距離第一層噴淋層1.9 m處安裝一個多孔合金托盤。根據(jù)選擇的技術路線，在最大連續(xù)蒸發(fā)量(BMCR)工況下，煙氣系統(tǒng)阻力將增大1 600 Pa，原引風機最大設計工作壓力不能滿足改造后BMCR工況所需風機壓力，實際運行中僅能滿足機組正常狀態(tài)下的600 MW工況出力要求，但此時引風機已無出力裕量，如果系統(tǒng)設備堵塞或煤質(zhì)惡化則無法滿足滿負荷出力要求，必須對原引風機進行增容改造[2]。通過對引風機進行選型研究，選擇合適的風機型號以滿足機組正常運行。

1 鍋爐煙氣系統(tǒng)概述

該機組于2014年1月投產(chǎn)運行，鍋爐為DG1920/25.4-II2型超臨界變壓直流本生鍋爐，采用一次再熱、單爐膛、尾部雙煙道結(jié)構(gòu)、煙氣擋板調(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、露天布置、前后墻對沖燃燒。鍋爐主要技術參數(shù)見表1(BRL為鍋爐額定負荷；THA為熱耗率驗收)。

表1 鍋爐主要技術參數(shù)

鍋爐煙氣系統(tǒng)原配有2臺SAF30-15-2型雙級動葉軸流引風機(筆者所取參數(shù)為2臺風機參數(shù)的平均值)，脫硫系統(tǒng)不另配增壓風機。原引風機設計技術參數(shù)見表2(TB為風機設計點)。

表2 原引風機設計技術參數(shù)

2 風煙系統(tǒng)阻力評估

2.1 改造前煙氣系統(tǒng)阻力測試

機組超低排放改造前，對600 MW機組煙氣系統(tǒng)阻力進行摸底測試。測量結(jié)果表明：脫硝系統(tǒng)A側(cè)阻力為800 Pa、B側(cè)阻力為830 Pa，因脫硝系統(tǒng)安裝的是兩層催化劑，阻力值基本正常；空氣預熱器A側(cè)阻力為1 995 Pa，B側(cè)阻力為1 830 Pa，大于設計阻力1 100 Pa，因空氣預熱器存在嚴重的堵塞問題，進而影響到煙氣系統(tǒng)阻力；電袋除塵器系統(tǒng)A側(cè)阻力為805 Pa、B側(cè)阻力為825 Pa，目前國內(nèi)電袋除塵器實際平均阻力為1 000 Pa，該機組電袋除塵器阻力處于國內(nèi)較優(yōu)水平；脫硫吸收塔阻力為1 070 Pa，而設計阻力為1 350 Pa，脫硫吸收塔共四層噴淋層，試驗時僅投用了三層，得出脫硫吸收塔阻力屬正常。

由上述分析可以看出：試驗測試數(shù)據(jù)表明脫硝系統(tǒng)、電袋除塵器及脫硫系統(tǒng)的阻力均處于正常范圍，但空氣預熱器阻力明顯偏大，存在嚴重的阻力問題。

2.2 不同超低排放改造技術路線下煙氣系統(tǒng)新增阻力

該機組超低排放改造有3個技術改造路線可供選擇：技術路線一為SCR脫硝改造+預留煙氣冷卻器布置位置+濕法脫硫提效(煤中硫質(zhì)量分數(shù)w(S)=1.0%)+增設濕式電除塵器+預留煙氣再熱器布置位置+風機改造；技術路線二為SCR脫硝改造+預留煙氣冷卻器布置位置+濕法脫硫提效(w(S)=1.2%)+增設濕式電除塵器+預留煙氣再熱器布置位置+風機改造；技術路線三為低氮燃燒器改造+SCR脫硝改造+增設煙氣冷卻器+濕法脫硫提效(w(S)=1.75%)+增設濕式電除塵器+增設MGGH+風機擴容。

低氮燃燒器改造不會對系統(tǒng)阻力產(chǎn)生影響；脫硝系統(tǒng)催化劑安裝了兩層，新增一層催化劑，設計阻力為200 Pa；增設MGGH將使系統(tǒng)阻力增加1 000 Pa。脫硫提效改造對系統(tǒng)阻力的影響為：技術路線一在吸收塔入口煙道頂部距離第一層噴淋層1.9 m處安裝一個多孔合金托盤，阻力增加700 Pa；技術路線二新增一層噴淋層并新增一層合金托盤，阻力增加1 000 Pa；技術路線三將原有吸收塔改為雙循環(huán)吸收塔，在雙循環(huán)吸收塔中間新增一座AFT(Absorber Feed Tank)漿液收集碗裝置，阻力增加900 Pa。改造還將在吸收塔出口安裝濕式除塵器，系統(tǒng)阻力增加700 Pa。由此得出：在BMCR工況下，技術路線一增加系統(tǒng)阻力1 600 Pa，技術路線二增加系統(tǒng)阻力1 900 Pa，技術路線三增加系統(tǒng)阻力2 800 Pa[3]。

3 引風機改造選型研究

3.1 超低排放改造后引風機運行預估

對超低排放改造后引風機運行參數(shù)估算，數(shù)據(jù)見表3。

表3 改造后引風機運行參數(shù)估算數(shù)據(jù)

超低排放改造三種技術路線BMCR工況所需引風機壓力均已大于現(xiàn)有引風機8 532 Pa的最大設計工作壓力。將改造后的引風機運行參數(shù)標注在原引風機的性能曲線上，見圖1。

由圖1可以看出：機組超低排放改造后，在BMCR工況時原引風機動葉角度約為+10°。如再按相關技術規(guī)范[4]考慮一定的體積流量裕量、風機全壓裕量，則改造后TB工況將超出該引風機的工作極限。同時，改造后引風機的高負荷工作點將向風機失速區(qū)域靠近，例如在技術路線三的600 MW工況時，風機運行點理論失速裕量僅為1.37，略高于國家標準規(guī)定的1.3的最小失速裕量要求?？紤]到運行中參數(shù)的變化，原引風機運行存在一定的失速安全風險。因此，原引風機不能滿足機組BMCR工況的安全穩(wěn)定出力需求。

圖1 超低排放改造后原引風機運行情況

實際運行中僅能滿足機組正常狀態(tài)下600 MW工況出力要求，但此時風機已無合理的出力裕量，如果空氣預熱器堵塞嚴重或煤質(zhì)變差時，風機就無法滿足滿負荷需求[5]。因此，該超低排放改造需要對原引風機增容改造。

3.2 引風機增容改造參數(shù)設計

(1) 風機體積流量。

在600 MW工況(給水質(zhì)量流量1 795.0 t/h)引風機平均實測體積流量為446 m3/s，根據(jù)蒸發(fā)量換算到BMCR工況后，得出BMCR工況工作風機體積流量為478 m3/s，入口煙氣溫度約135 ℃，密度為0.86 kg/m3。由于超低改造不會對引風機入口系統(tǒng)煙氣量產(chǎn)生影響，因此，取上述實測風機體積流量推算的BMCR工況風機體積流量作為超低改造后新的選型基本風機體積流量。

考慮今后煤種、煙氣系統(tǒng)漏風和排煙溫度變化，以及目前鍋爐煙氣流量較高的現(xiàn)狀，綜合考慮在上述基本風機體積流量基礎上取5%的裕量，即改造后TB工況設計風機體積流量為501.9 m3/s，取整后為500 m3/s。

(2) 風機全壓。

在600 MW工況下引風機實測全壓為6 013 Pa，根據(jù)實測風機體積流量與風煙系統(tǒng)阻力的關系換算到BMCR工況下，得出BMCR工況系統(tǒng)風機全壓為6 788 Pa，以此作為新引風機選型基本壓頭并考慮15%的壓頭裕量，而超低排放改造新增阻力由于已經(jīng)考慮了裕量這里不再取裕量，最終得出不同改造技術路線下的新引風機TB設計壓力(取整后)分別為：技術路線一9 400 Pa、技術路線二9 700 Pa、技術路線三10 600 Pa。

(3) 電動機功率。

風機軸功率計算公式為[6]：

(1)

式中：N為風機軸功率，kW；kpt為風機壓縮性系數(shù)，根據(jù)風機全壓、進口絕對靜壓計算，約為0.966；Q為風機體積流量，m3/s；p為風機全壓，Pa；η為風機全壓效率，取0.85；

電動機選型功率計算公式為：

(2)

式中：Pe為電動機功率，kW；K為電動機的容量安全系數(shù)，軸流式風機轉(zhuǎn)動慣量較小，取1.05；ηs為傳動效率，聯(lián)軸器直聯(lián)傳動，取0.98。

由式(1)和式(2)可得：按技術路線一TB工況，風機軸功率為5 341 kW，電動機選型功率為5 723 kW；按技術路線二TB工況，風機軸功率為5 512 kW，電動機選型功率為5 906 kW；按技術路線三TB工況，風機軸功率為6 023 kW，電動機選型功率為6 454 kW。

根據(jù)上述計算結(jié)果，引風機改造后風機體積流量、風機全壓、電動機選型功率的參數(shù)匯總見表4。

表4 引風機改造后主要性能設計選型參數(shù)

4 引風機增容改造方案選擇與分析

4.1 改造方案選擇

引風機增容改造最終按技術路線二所選擇的參數(shù)進行實施，2017年1月該600 MW機組完成了超低排放改造。

引風機增容改造具體方案如下：電動機更換，因原電動機功率為5 000 kW，不能滿足改造后的風機功率需求；風機進出口尺寸不變，輪轂及葉片全部更換；風機集流器改造，需要與新的葉輪匹配；擴壓器更換；機殼更換；主軸承箱與液壓調(diào)節(jié)裝置整體運返風機廠家進行解體大修后利舊；電動機潤滑油站、風機油站、冷卻風機等利舊；風機中心標高不變，風機基礎與電動機基礎利舊。

根據(jù)改造方案及選型參數(shù)要求，并結(jié)合該機組改造實際情況，引風機生產(chǎn)廠家選取了SAF31-18-2型雙級動葉可調(diào)軸流風機，提供的增容改造后的引風機技術參數(shù)見表5。

表5 增容改造后引風機技術參數(shù)

4.2 改造分析

600 MW機組超低排放改造后，于2017年2月20日至24日對引風機進行性能試驗。在機組600 MW、430 MW、300 MW三個工況下測量了引風機參數(shù)。性能試驗結(jié)果見表6，實際運行性能曲線見圖2。

表6 引風機改造后性能試驗數(shù)據(jù)

圖2 實際運行工況點在性能曲線中的表示

風機全壓、風機體積流量取A、B兩側(cè)的平均。由表6得出：在600 MW滿負荷工況實際運行下，風機全壓為6 455 Pa，風機體積流量為406 m3/s，軸功率為3 218.9 kW。因設計技術參數(shù)沒有提供430 MW與300 MW兩個工況下的參數(shù)，故不進行比較分析。

將600 MW工況下實際運行參數(shù)與表5中風機設計技術參數(shù)比較：全壓裕量為17.13%，風機體積流量裕量為8.97%。

由此可以得出：風機全壓偏差相對較大，全壓偏高約1 300 Pa，相對偏高17%，體積流量相對偏大約9%。這主要是因為試驗時煙氣系統(tǒng)相關設備處于較清潔狀態(tài)，從另一個角度來看，較高的全壓裕量可以保證將來煙氣系統(tǒng)相對惡劣運行工況時引風機仍能滿足需要。經(jīng)計算本次各試驗工況點的失速裕量均較大(大于30%)，為引風機穩(wěn)定運行提供較好的保障。綜上所述，該引風機增容改造的優(yōu)化選型工作較為成功。

5 結(jié)語

針對某600 MW機組超低排放改造，對引風機增容改造優(yōu)化選型進行了綜合分析計算，提供了技術思路與方法，可供電站風機選型改造提供一定參考。

通過綜合對比，該引風機改造最終選用了SAF31-18-2型雙級動葉可調(diào)軸流風機。根據(jù)風機選型設計參數(shù)與改造后風機實際運行時的試驗結(jié)果比較、分析，選型參數(shù)合理，風機設計安全裕量充分，能夠滿足鍋爐正常運行下的各工況需求，即使將來再增加MGGH相關換熱器，在煙氣系統(tǒng)阻力水平正常情況下，該引風機及其電動機也能滿足要求。

參考文獻：

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[3] 韋紅旗, 馬國偉, 王曉風, 等. 600 MW機組煙氣系統(tǒng)綜合改造后風機的改造及選型分析[J]. 電站系統(tǒng)工程, 2015, 31(5): 61-65.

[4] 中華人民共和國住房和城鄉(xiāng)建設部, 中華人民共和國國家質(zhì)量監(jiān)督檢驗檢疫總局. 大中型火力發(fā)電廠設計規(guī)范: GB 50660—2011[S]. 北京: 中國計劃出版社, 2012.

[5] 梁新磊, 耿靜, 姚衛(wèi)國. 超臨界600 MW機組鍋爐改造后引風機選型分析[J]. 熱力發(fā)電, 2013, 42(4): 102-103, 108.

[6] 北京能源集團有限責任公司, 東南大學. 電站風機應用技術與實踐[M]. 北京: 中國電力出版社, 2017: 23-24.