高沛榮，何未雨，王曉乾，馬驍驊，黃宏業(yè)

脫硫漿液循環(huán)系統(tǒng)靈活性改造及其調(diào)節(jié)性能試驗(yàn)

高沛榮1，何未雨1，王曉乾1，馬驍驊1，黃宏業(yè)2

（1.西安熱工研究院有限公司，陜西 西安 710054；2.華能海南發(fā)電股份有限公司?？陔姀S，海南 ?？?571923）

目前，煙氣脫硫系統(tǒng)普遍缺乏迅速調(diào)節(jié)及深度調(diào)節(jié)性能，需對漿液循環(huán)系統(tǒng)進(jìn)行靈活性改造。本文建立了漿液循環(huán)管路計(jì)算模型，并根據(jù)某燃煤電廠330 MW機(jī)組脫硫系統(tǒng)的設(shè)備情況，計(jì)算了漿液循環(huán)系統(tǒng)靈活性調(diào)節(jié)空間，同時進(jìn)行了靈活性改造后的調(diào)節(jié)性能試驗(yàn)。結(jié)果表明：脫硫漿液循環(huán)系統(tǒng)靈活性調(diào)節(jié)空間決定其調(diào)節(jié)性能及節(jié)能效果，在改造前應(yīng)對其進(jìn)行計(jì)算；靈活性改造提高了脫硫系統(tǒng)的安全穩(wěn)定性，也提高了其隨原煙氣SO2質(zhì)量濃度和機(jī)組負(fù)荷波動的線性調(diào)節(jié)性能及迅速調(diào)節(jié)性能，同時具備一定的深度調(diào)節(jié)性能；采用一拖二變頻方式的漿液循環(huán)系統(tǒng)，可使靈活性調(diào)節(jié)始終處于較好的狀態(tài)；該機(jī)組改造后節(jié)能效果明顯，1.1年即可回收成本，但不同機(jī)組的改造成本回收周期有所不同。該結(jié)論可為漿液循環(huán)系統(tǒng)靈活性改造及脫硫系統(tǒng)運(yùn)行優(yōu)化提供參考。

煙氣脫硫；漿液循環(huán)系統(tǒng)；靈活性；調(diào)節(jié)性能；計(jì)算模型；變頻；一拖二；節(jié)能

2016年11月國家發(fā)展和改革委員會、國家能源局聯(lián)合發(fā)布了《電力發(fā)展“十三五”規(guī)劃（2016—2020年）》[1]，明確提出要加大燃煤發(fā)電機(jī)組靈活性改造力度，加大煤電調(diào)峰的能力。在此背景下，近年來國內(nèi)大量燃煤發(fā)電機(jī)組開始進(jìn)行靈活性技術(shù)改造，并逐漸參與深度調(diào)峰。而采用石灰石-石膏濕法脫硫工藝的煙氣脫硫（FGD）系統(tǒng)調(diào)節(jié)仍依靠傳統(tǒng)的漿液循環(huán)泵組合運(yùn)行優(yōu)化、吸收塔漿液pH值調(diào)控等方式[2-3]，缺乏迅速調(diào)節(jié)性能及深度調(diào)節(jié)性能。

漿液循環(huán)系統(tǒng)的靈活性改造將使得脫硫系統(tǒng)具備一定的迅速調(diào)節(jié)性能及深度調(diào)節(jié)性能。但目前，國內(nèi)對此研究較少，本文基于理論基礎(chǔ)和工程實(shí)例，對脫硫漿液循環(huán)系統(tǒng)靈活性改造及其調(diào)節(jié)性能進(jìn)行分析。

1 計(jì)算模型

1.1 漿液循環(huán)系統(tǒng)靈活性調(diào)節(jié)空間

脫硫漿液循環(huán)系統(tǒng)一般由多個漿液循環(huán)管路組成，而每個漿液循環(huán)管路主要由濾網(wǎng)、蝶閥、漿液循環(huán)泵、噴嘴、進(jìn)出口管路組成（圖1）。

圖1 漿液循環(huán)系統(tǒng)

漿液循環(huán)泵選型是根據(jù)漿液循環(huán)管路特性核算結(jié)果選取的，其流量根據(jù)脫硫工程設(shè)計(jì)工況下循環(huán)漿液量確定，揚(yáng)程則根據(jù)吸收塔漿液池正常運(yùn)行液位范圍至噴淋層噴嘴出口（含噴嘴背壓）的全程壓降確定[4]。漿液循環(huán)泵選型是在理論計(jì)算的基 礎(chǔ)上將泵流量和揚(yáng)程分別放大1.10~1.15倍和1.05~1.10倍，且為了應(yīng)對極端工況，最終的選型裕量可能還會有所放大。

泵選型裕量會增加系統(tǒng)能耗，但有利于增大噴嘴背壓和流量。然而，增大噴嘴背壓對噴淋層的傳質(zhì)能力僅有微小的提升[5]，噴嘴流量則一般有上限值要求，故而漿液循環(huán)系統(tǒng)靈活性調(diào)節(jié)主要是針對揚(yáng)程而言，且可通過變頻調(diào)節(jié)的方式實(shí)現(xiàn)。

1.2 漿液循環(huán)管路計(jì)算模型

電機(jī)變頻調(diào)速后，泵的轉(zhuǎn)速也跟隨變化，其變頻后的性能參數(shù)可根據(jù)相似定律求出。但相似定律只適用于相似工況點(diǎn)，而漿液循環(huán)管路特性曲線并不經(jīng)過坐標(biāo)原點(diǎn)，不與任何經(jīng)過運(yùn)行工況點(diǎn)的比例曲線重合，故而調(diào)節(jié)時不同轉(zhuǎn)速下的運(yùn)行工況點(diǎn)都不相似[6-8]。

根據(jù)伯努利方程[9]可得

即

式中：1、2分別為管路進(jìn)出口的位置高度；1、2分別為管路進(jìn)出口處的漿液流速；1、2分別為管路進(jìn)出口處的截面直徑；0為大氣壓力；為漿液密度；為重力加速度常數(shù)；p為漿液循環(huán)泵揚(yáng)程；l為管路壓頭損失。

根據(jù)漿液循環(huán)管路系統(tǒng)可知：

式中：net、valve、nozzle分別為濾網(wǎng)、蝶閥、噴嘴的局部壓頭損失；in、out分別為進(jìn)出口管路的沿程壓頭損失；net、valve、nozzle分別為濾網(wǎng)、蝶閥、噴嘴的局部阻力因數(shù)；in、out分別為進(jìn)出口管路的沿程阻力因數(shù)；net、valve、nozzle、in、out分別為漿液在濾網(wǎng)、蝶閥、噴嘴及進(jìn)出口管路中的漿液流速；net、valve、nozzle、in、out分別為漿液在濾網(wǎng)、蝶閥、噴嘴及進(jìn)出口管路的截面直徑；in、out分別為進(jìn)出口管路的長度。

將式(3)—式(8)代入式(2)可得

設(shè)：

將式(10)、式(11)代入式(9)，即可得

式中：Δ為管路進(jìn)出口的高度差，在實(shí)際運(yùn)行過程中，需要保持吸收塔漿液池液位的穩(wěn)定，故而可把Δ視為一個常數(shù)；net、net、valve、valve、nozzle、nozzle、in、in、in、out、out、out、2、1均為常數(shù)，那么1也是一個常數(shù)，由此可得管路性能曲線p是一個二次遞增函數(shù)且p≥Δ。

漿液循環(huán)泵大多屬于高比轉(zhuǎn)速泵，因而其工頻工況下性能曲線1是一條開口向下的遞減拋物線，在泵的性能曲線圖上繪制管路性能曲線，這2條曲線相交于泵的工頻工況點(diǎn)(A,A)。為確保噴嘴的霧化效果，噴嘴入口壓力存在最小值，根據(jù)噴嘴的壓力流量關(guān)系公式計(jì)算可得管路的最小流量值min，代入式(12)即可得泵的最小揚(yáng)程值min，在管路性能曲線上尋得該點(diǎn)(min,min)。

利用相似定律得到其他變頻轉(zhuǎn)速下泵的性能曲線，當(dāng)該曲線穿過點(diǎn)(min,min)時，其對應(yīng)的變頻轉(zhuǎn)速即為最小轉(zhuǎn)速值min，由此可得最小變頻值min。漿液循環(huán)泵?曲線如圖2所示。

通過該計(jì)算模型對每個漿液循環(huán)管路進(jìn)行計(jì)算，泵的選型裕量越大，則其靈活性調(diào)節(jié)空間越大。

1.3 運(yùn)行工況點(diǎn)與相識工況點(diǎn)比較

根據(jù)漿液循環(huán)泵工頻工況下性能曲線1，利用相似定律可得在其他變頻轉(zhuǎn)速下泵的性能曲線2。漿液循環(huán)泵屬于后向葉型離心泵，所以1、2對應(yīng)的功率曲線1、2是開口向下的拋物線。

圖2 漿液循環(huán)泵Q?H曲線

假設(shè)有一條二次曲線經(jīng)過原點(diǎn)，且經(jīng)過工頻工況下泵性能曲線與實(shí)際管路性能曲線相交點(diǎn)即工頻工況點(diǎn)(A,A)，可得

?曲線及?曲線如圖3所示。由圖3可知，在變頻工況下，p與2相交于運(yùn)行工況點(diǎn)(B,B)，0與2相交于相似工況點(diǎn)(C,C)，即可得：

由此可見：變頻調(diào)速后泵的運(yùn)行工況點(diǎn)揚(yáng)程比相似工況點(diǎn)高，運(yùn)行工況點(diǎn)流量比相似工況點(diǎn)低；而功率曲線是一條存在峰值的開口向下拋物線，故而B和C的大小關(guān)系不宜一概而論。

2 工程實(shí)例

2.1 改造方案

選取某燃煤電廠330 MW機(jī)組脫硫系統(tǒng)為研究對象，結(jié)合上述計(jì)算模型對每條漿液循環(huán)管路進(jìn)行計(jì)算，并利用-曲線及-曲線進(jìn)行輔助判斷，可得漿液循環(huán)泵C的選型裕量最大，其最低可變頻至35.0 Hz左右運(yùn)行，但一般控制在37.5 Hz左右。

該脫硫系統(tǒng)漿液循環(huán)泵C、D的選型一致。考慮到泵內(nèi)部流動為固液兩相流體的流動，長期運(yùn)行會出現(xiàn)因泵磨損引起的運(yùn)行電流下降現(xiàn)象，故而可作一拖二變頻改造，當(dāng)C泵磨損嚴(yán)重或故障時變頻器切換至D泵運(yùn)行。

2.2 改造效果

調(diào)節(jié)漿液循環(huán)泵變頻頻率時，實(shí)際工況點(diǎn)的電流值也隨之變化，而相似工況點(diǎn)的理論電流值可根據(jù)相似定律計(jì)算得到，試驗(yàn)結(jié)果如圖4所示。

圖4 變頻頻率與電流關(guān)系

由圖4可知：在變頻頻率35~42 Hz區(qū)間，理論電流值大于實(shí)際電流值，在42~50 Hz區(qū)間，實(shí)際電流值大于理論電流值，這符合上文功率曲線是一條存在峰值的開口向下拋物線，理論電流值與實(shí)際電流值的大小關(guān)系不宜一概而論的結(jié)論；變頻工況下的節(jié)能效果較為可觀，在變頻頻率為45、40、35 Hz時，其節(jié)省電量分別達(dá)到26.1%、49.0%、69.2%。

3 調(diào)節(jié)性能試驗(yàn)

影響凈煙氣SO2質(zhì)量濃度及脫硫效率的因素比較多，諸如機(jī)組負(fù)荷、煤質(zhì)、原煙氣SO2質(zhì)量濃度、吸收塔漿液pH值、漿液循環(huán)泵運(yùn)行組合方式等[10]。為了更清晰地分析改造后漿液循環(huán)系統(tǒng)的調(diào)節(jié)性能，以下將采用單變量分析法或雙變量分析法，分別對原煙氣SO2質(zhì)量濃度波動、機(jī)組負(fù)荷波動、原煙氣SO2質(zhì)量濃度和機(jī)組負(fù)荷同時波動時，漿液循環(huán)系統(tǒng)的調(diào)節(jié)性能進(jìn)行試驗(yàn)分析。

3.1 原煙氣SO2質(zhì)量濃度波動

由于原煙氣SO2質(zhì)量濃度是影響液氣比的主要因素[11]，所以試驗(yàn)選取的原煙氣SO2質(zhì)量濃度波動區(qū)間不宜相差太大。本文選取3組工況進(jìn)行試驗(yàn)，結(jié)果如圖5所示。

由圖5可見：機(jī)組負(fù)荷分別穩(wěn)定在305、200、175 MW左右時，原煙氣SO2質(zhì)量濃度波動區(qū)間基本一致；在凈煙氣SO2質(zhì)量濃度保持一致的前提下，在305、200、175 MW 負(fù)荷下25%變頻調(diào)節(jié)幅度對原煙氣SO2質(zhì)量濃度的調(diào)節(jié)幅度分別為608、662、828 mg/m3，即機(jī)組負(fù)荷越低，對原煙氣SO2質(zhì)量濃度波動時的調(diào)節(jié)性能越好。

3.2 機(jī)組負(fù)荷波動

由于煙氣量隨負(fù)荷的波動而波動，會直接改變液氣比，影響脫硫效率[12]，選取該組工況數(shù)據(jù)時，機(jī)組負(fù)荷的波動區(qū)間不宜相差太大。本文選取3組工況進(jìn)行試驗(yàn)，結(jié)果如圖6所示。

由圖6可見：在原煙氣SO2質(zhì)量濃度分別保持在1 791、1 363、605 mg/m3左右，各工況機(jī)組負(fù)荷波動區(qū)間基本一致；在凈煙氣SO2質(zhì)量濃度保持一致的前提下，原煙氣SO2質(zhì)量濃度1 791、1 363、605 mg/m3下25%變頻調(diào)節(jié)幅度對機(jī)組負(fù)荷的調(diào)節(jié)幅度分別為85、100、172 MW，即原煙氣SO2質(zhì)量濃度越低，對機(jī)組負(fù)荷波動時的調(diào)節(jié)性能越好。其中，在原煙氣SO2質(zhì)量濃度為605 mg/m3工況下，對應(yīng)的機(jī)組負(fù)荷波動區(qū)間為44%~96%，基本上做到了全負(fù)荷調(diào)節(jié)。

3.3 原煙氣SO2質(zhì)量濃度和機(jī)組負(fù)荷同時波動

原煙氣SO2質(zhì)量濃度和機(jī)組負(fù)荷同時波動時改造后漿液循環(huán)系統(tǒng)調(diào)節(jié)性能如圖7所示。

因工況7與工況5原煙氣SO2質(zhì)量濃度及機(jī)組負(fù)荷波動區(qū)間均較為接近，故進(jìn)行比對分析。結(jié)果表明：在凈煙氣SO2質(zhì)量濃度前后保持一致的前提下，25%變頻調(diào)節(jié)幅度對工況7原煙氣SO2質(zhì)量濃度及機(jī)組負(fù)荷調(diào)節(jié)幅度分別為409 mg/m3、80 MW，而工況5則為11 mg/m3、100 MW。可見，在原煙氣SO2質(zhì)量濃度及機(jī)組負(fù)荷同時波動時，變頻調(diào)節(jié)所產(chǎn)生的原煙氣SO2質(zhì)量濃度和機(jī)組負(fù)荷波動幅度會互相擠壓。

因工況8與工況7的原煙氣SO2質(zhì)量濃度及機(jī)組負(fù)荷波動區(qū)間也較為接近，故進(jìn)行比對分析。結(jié)果表明：25%變頻調(diào)節(jié)幅度對工況8的原煙氣SO2質(zhì)量濃度及機(jī)組負(fù)荷調(diào)節(jié)幅度分別為477 mg/m3、129 MW，均大于工況7的調(diào)節(jié)幅度。這是充分利用凈煙氣SO2質(zhì)量濃度壓線運(yùn)行空間的結(jié)果，凈煙氣SO2質(zhì)量濃度從10.5 mg/m3躍升至30.5 mg/m3。由此可見，在充分利用凈煙氣SO2質(zhì)量濃度壓線運(yùn)行空間時，變頻調(diào)節(jié)所產(chǎn)生的原煙氣SO2質(zhì)量濃度和機(jī)組負(fù)荷波動幅度將得到一定提升。

3.4 靈活性改造技術(shù)特點(diǎn)

1）參與調(diào)峰的煤電機(jī)組負(fù)荷波動比較頻繁，脫硫系統(tǒng)較難跟隨主機(jī)波動進(jìn)行泵組合節(jié)能優(yōu)化運(yùn)行。這是因?yàn)楸媒M合調(diào)整方式對脫硫效果而言是非線性的，且頻繁啟停大功率泵會影響泵的電機(jī)壽命、吸收塔液位的穩(wěn)定以及易造成廠內(nèi)電網(wǎng)的電壓波動。本文對漿液循環(huán)系統(tǒng)進(jìn)行的靈活性改造提高了脫硫系統(tǒng)的安全穩(wěn)定性，同時使得脫硫系統(tǒng)具備隨原煙氣SO2質(zhì)量濃度和機(jī)組負(fù)荷波動的線性調(diào)節(jié)性能及迅速調(diào)節(jié)性能。

2）當(dāng)機(jī)組負(fù)荷較低或燃煤含硫量遠(yuǎn)低于設(shè)計(jì)煤質(zhì)含硫量時，即使采用最節(jié)能的運(yùn)行方式，SO2排放質(zhì)量濃度仍有可能會很低甚至為零，無法充分利用SO2排放質(zhì)量濃度壓線空間。而漿液循環(huán)系統(tǒng)的靈活性改造可使脫硫系統(tǒng)具備深度調(diào)節(jié)性能，能有效降低運(yùn)行能耗。

3）漿液噴淋量的提高有利于傳質(zhì)性能的強(qiáng)化，從而提高脫硫效率，但脫硫效率隨漿液噴淋量的增加而增加的趨勢逐漸變緩，即漿液噴淋量大到一定程度后對提高脫硫效率的影響變小，而系統(tǒng)能耗卻成比例增加[13-15]。經(jīng)過超低排放改造后，大多數(shù)脫硫系統(tǒng)運(yùn)行于高脫硫效率區(qū)間以滿足35 mg/m3的SO2排放標(biāo)準(zhǔn)，且為了避免工況波動引起的SO2排放超標(biāo)情況，一般凈煙氣SO2質(zhì)量濃度會控制在較低水平，這將使得運(yùn)行能耗偏高。漿液循環(huán)系統(tǒng)的靈活性改造使得脫硫系統(tǒng)能夠充分利用凈煙氣SO2質(zhì)量濃度壓線運(yùn)行空間，節(jié)能效果明顯。

4）漿液循環(huán)泵的變頻調(diào)速降低了泵體內(nèi)的漿液流速，從而降低了對泵的磨損，延長泵體的修復(fù)或更換周期，減少了維護(hù)工作量及維修費(fèi)用。對于一拖二變頻方式而言，在變頻泵嚴(yán)重磨損而影響調(diào)節(jié)性能時，可將變頻器切換到另一臺泵上。

4 經(jīng)濟(jì)性分析

脫硫系統(tǒng)的運(yùn)營費(fèi)用主要包括電耗費(fèi)用、水耗費(fèi)用、石灰石費(fèi)用、人工費(fèi)用、檢修費(fèi)用、SO2排污費(fèi)用和石膏的銷售收入等[16]。漿液循環(huán)系統(tǒng)的靈活性調(diào)節(jié)對各項(xiàng)費(fèi)用的影響見表1。

表1 靈活性調(diào)節(jié)對脫硫系統(tǒng)運(yùn)營費(fèi)用的影響

Tab.1 The effect of flexibility adjustment on operating expenses of the desulfurization system

由表1可知，運(yùn)營費(fèi)用主要取決于電耗費(fèi)用，而SO2排污費(fèi)用則由各地大氣污染物排放征收標(biāo)準(zhǔn)決定。以該機(jī)組為例，按排污費(fèi)減半征收后每污染當(dāng)量1.2元計(jì)，上年度僅繳納13.36萬元；且在超低排放運(yùn)行工況下，增加漿液噴淋量對SO2減排貢獻(xiàn)有限。故本文暫不考慮SO2排污費(fèi)用，僅核算漿液循環(huán)泵和引風(fēng)機(jī)的節(jié)能效果。

1）上年度變頻泵平均運(yùn)行電流為23.24 A，在工頻工況下的電流達(dá)到39.94 A左右，以廠用電 壓6.2 kV、變頻器功率因數(shù)0.96計(jì)，功率降低 172.16 kW。以上年度機(jī)組運(yùn)行小時數(shù)7 971.37 h、上網(wǎng)電價0.439 8元/(kW·h)計(jì)，可節(jié)省電費(fèi)60.36萬元。

2）變頻調(diào)速可減少漿液噴淋量，在煙氣量不變的前提下，單位體積內(nèi)持液量減少，氣液兩相間混合密度減小，噴淋區(qū)靜壓降低，從而使塔內(nèi)阻力降低[5]。變頻泵年平均電流為23.24 A，對應(yīng)的變頻頻率約為41 Hz，在50~41 Hz變頻工況下，2臺引風(fēng)機(jī)功率共降低34.36 kW左右，即年節(jié)省電費(fèi)約12.05萬元。

漿液循環(huán)系統(tǒng)靈活性改造后，年電耗費(fèi)用可節(jié)省72.41萬元，而變頻器的購置、安裝和土建等費(fèi)用約為80萬左右，即1.1年可收回購置安裝成本。

5 結(jié) 論

1）漿液循環(huán)系統(tǒng)靈活性調(diào)節(jié)空間決定其調(diào)節(jié)性能及節(jié)能效果，因而改造前應(yīng)通過漿液循環(huán)管路計(jì)算模型對每個管路進(jìn)行計(jì)算，并利用-曲線及-曲線進(jìn)行輔助判斷。優(yōu)先選取選型裕量大的漿液循環(huán)泵進(jìn)行靈活性改造。

2）漿液循環(huán)系統(tǒng)的靈活性改造提高了脫硫系統(tǒng)的安全穩(wěn)定性，使得脫硫系統(tǒng)具備一定的隨原煙氣SO2質(zhì)量濃度和機(jī)組負(fù)荷波動的線性調(diào)節(jié)性能及迅速調(diào)節(jié)性能，同時具備一定的深度調(diào)節(jié)性能。原煙氣SO2質(zhì)量濃度及機(jī)組負(fù)荷越低，漿液循環(huán)系統(tǒng)對工況變動的調(diào)節(jié)性能越好，尤其在充分利用凈煙氣SO2質(zhì)量濃度壓線運(yùn)行空間時，其調(diào)節(jié)性能將更加優(yōu)越。

3）采用一拖二變頻方式的漿液循環(huán)系統(tǒng)，在其中1臺泵嚴(yán)重磨損而影響調(diào)節(jié)性能時，可將變頻器切換到另一臺泵上，以保證靈活性調(diào)節(jié)效果。

4）本文漿液循環(huán)系統(tǒng)靈活性改造應(yīng)用實(shí)例表明，改造后節(jié)能效果明顯，1.1年即可收回成本。

［1］ 國家發(fā)展和改革委員會, 國家能源局. 電力發(fā)展“十三五”規(guī)劃(2016—2020年)[Z]. (2016-12-26)[2019-04-28]. http://www.ndrc.gov.cn/zcfb/zcfbtz/201701/t20170117_835278.html.

National Development and Reform Commission, National Energy Administration. The electric power development planning in “the 13th Five-Year” (2016—2020)[Z]. (2016-12-26)[2019-04-28]. http://www.ndrc.gov.cn/zcfb/ zcfbtz/201701/t20170117_835278.html.

［2］ 李興華, 牛擁軍, 雷鳴, 等. 火電機(jī)組脫硫系統(tǒng)超低排放改造節(jié)能優(yōu)化[J]. 熱力發(fā)電, 2017, 46(11): 119-123.

LI Xinghua, NIU Yongjun, LEI Ming, et al. Energy-saving optimization of ultra-low emission retrofit for desul- furization system in thermal power plants[J]. Thermal Power Generation, 2017, 46(11): 119-123.

［3］ 牛擁軍, 宦宣州, 李興華, 等. 燃煤電廠煙氣脫硫系統(tǒng)運(yùn)行優(yōu)化與經(jīng)濟(jì)性分析[J]. 熱力發(fā)電, 2018, 47(12): 22-28.

NIU Yongjun, HUAN Xuanzhou, LI Xinghua, et al. Operation optimization and economic analysis for WFGD system of coal-fired power plants[J]. Thermal Power Generation, 2018, 47(12): 22-28.

［4］ 石灰石/石灰-石膏濕法煙氣脫硫工程通用技術(shù)規(guī) 范: HJ 179—2018[S]. 北京: 中國環(huán)境科學(xué)出版社, 2018: 12.

General technical specification of flue gas limestone/lime-gypsum wet desulfurization: HJ 179-2018[S]. Beijing: China Environmental Science Press, 2018: 12.

［5］ 林永明. 大型石灰石-石膏濕法噴淋脫硫技術(shù)研究及工程應(yīng)用[D]. 杭州: 浙江大學(xué), 2006: 57, 86.

LIN Yongming. Study on large scale limestone-gypsum spraying desulfurization technology and project application[D]. Hangzhou: Zhejiang University, 2006: 57, 86.

［6］ 王廷才, 王偉. 變頻器原理及應(yīng)用[M]. 2版. 北京: 機(jī)械工業(yè)出版社, 2016: 85.

WANG Tingcai, WANG Wei. Principle and application of inverter[M]. 2nd ed. Beijing: China Machine Press, 2016: 85.

［7］ 蔡增基, 龍?zhí)煊? 流體力學(xué)泵與風(fēng)機(jī)[M]. 北京: 中國建筑工業(yè)出版社, 1999: 304-310.

CAI Zengji, LONG Tianyu. Fluid mechanics pumps and fans[M]. Beijing: China Architecture & Building Press, 1999: 304-310.

［8］ 吳自強(qiáng). 水泵變頻運(yùn)行的圖解分析方法[J]. 變頻器世界, 2005, 130-134.

WU Ziqiang. The graphic analysis method of pump speed variable running[J]. The World of Inverters, 2005, 130-134.

［9］ 夏泰淳. 工程流體力學(xué)[M]. 上海: 上海交通大學(xué)出版社, 2006: 78-102, 191-216.

XIA Taichun. Engineering fluid mechanics[M]. Shanghai: Shanghai Jiao Tong University Press, 2006: 78-102, 191-216.

［10］ 鐘毅, 高翔, 駱仲泱, 等. 濕法煙氣脫硫系統(tǒng)脫硫效率的影響因素[J]. 浙江大學(xué)學(xué)報(bào)(工學(xué)版), 2008, 42(5): 890-894.

ZHONG Yi, GAO Xiang, LUO Zhongyang, et al. Factors influencing desulfurization efficiency of wet flue gas desulfurization system[J]. Journal of Zhejiang University (Engineering Science), 2008, 42(5): 890-894.

［11］ 崔向麗, 鄧徐幀, 胡文勝, 等. 濕法煙氣脫硫液氣比的影響因素及參數(shù)確定[J]. 電力科技與環(huán)保, 2010, 26(3): 22-23.

CUI Xiangli, DENG Xuzhen, HU Wensheng, et al. Factor of liquid-gas ratio and parameter confirm in wet flue gas desulfurization process[J]. Electric Power Technology and Environmental Protection, 2010, 26(3): 22-23.

［12］ 杜謙, 馬春元, 董勇, 等. 液氣比對石灰石-石膏濕 法煙氣脫硫過程的影響[J]. 動力工程, 2007, 27(3): 422-426.

DU Qian, MA Chunyuan, DONG Yong, et al. Influence of liquid to gas ratio on the desulfurization process in limestone-gypsum wet flue gas desulfurization[J]. Journal of Power Engineering, 2007, 27(3): 422-426.

［13］ 紀(jì)立國. 石灰石-石膏濕法煙氣脫硫工藝系統(tǒng)研究及其優(yōu)化[D]. 北京: 華北電力大學(xué), 2002: 25-27.

JI Liguo. Process study and optimization wet limestone-gypsum flue gas desulfurization technology[D]. Beijing: North China Electric Power University, 2002: 25-27.

［14］ 徐鋼, 袁星, 楊勇平, 等. 火電機(jī)組煙氣脫硫系統(tǒng)的節(jié)能優(yōu)化運(yùn)行[J]. 中國電機(jī)工程學(xué)報(bào), 2012, 32(32): 22-29.

XU Gang, YUAN Xing, YANG Yongping, et al. Optimization operation of flue gas desulfurization systems in power plants for energy conservation[J]. Proceedings of the CSEE, 2012, 32(32): 22-29.

［15］ 孫云濤, 宋依群. 基于調(diào)峰能力評估的省間調(diào)峰互濟(jì)交易模式[J]. 電力系統(tǒng)保護(hù)與控制, 2018, 46(4): 86-91.

SUN Yuntao, SONG Yiqun. Peak load regulation trading mode for trans-provincial aid based on evaluation of system regulation capability[J]. Power System Protection and Control, 2018, 46(4): 86-91.

［16］ 盛鵬. 燃煤電廠超低排放環(huán)保運(yùn)營成本研究[D]. 廣州: 華南理工大學(xué), 2016: 12.

SHENG Peng. Environmental operation cost of ultra-low emissions in coal-fired power plants[D]. Guangzhou: South China University of Technology, 2016: 12.

Flexibility transformation of desulfurization slurry circulating system and its adjustment performance test

GAO Peirong1, HE Weiyu1, WANG Xiaoqian1, MA Xiaohua1, HUANG Hongye2

(1. Xi’an Thermal Power Research Institute Co., Ltd., Xi’an 710054, China; 2. Huaneng Hainan Haikou Power Plant Co., Ltd., Haikou 571923, China)

At present, there are lacks of rapid adjustment performance and deep adjustment performance in flue gas desulfurization systems, so that flexibility transformation should be carried out for the slurry circulating system. In this study, the calculation model of slurry circulating pipeline was established, and the flexibility adjustment range for slurry circulating system was calculated according to the equipment situation of a 330 MW coal-fired power unit. Meanwhile, adjustment performance test after the transformation was carried out. The results show that, the adjustment performance and energy saving effect of the slurry circulating system depend on its flexibility adjustment range, which should be calculated before the transformation. The flexibility transformation improves the safety and stability of the desulfurization system, which has certain linear and rapid adjustment performance by following the fluctuation of SO2 mass concentration in raw flue gas and unit load, as well as certain deep adjustment performance. The slurry circulating system with the mode of one inverter for two motors can make the flexibility adjustment in a better state. There is obvious energy saving effect after the transformation in this unit, of which the cost can be recovered in 1.1 years, but the cost recovery cycle for different units will be different. The conclusion of this study can provide a guidance for flexibility transformation of slurry circulating systems and operation optimization of desulfurization systems.

flue gas desulfurization, slurry circulating system, flexibility, adjustment performance, calculation model, frequency conversion, one inverter for two motors, energy saving

X773

A

10.19666/j.rlfd.201904105

高沛榮, 何未雨, 王曉乾, 等. 脫硫漿液循環(huán)系統(tǒng)靈活性改造及其調(diào)節(jié)性能試驗(yàn)[J]. 熱力發(fā)電, 2019, 48(12): 98-104. GAO Peirong, HE Weiyu, WANG Xiaoqian, et al. Flexibility transformation of desulfurization slurry circulating system and its adjustment performance test[J]. Thermal Power Generation, 2019, 48(12): 98-104.

2019-04-28

高沛榮(1986)，男，碩士，工程師，主要研究方向?yàn)殡娏Νh(huán)保技術(shù)，gaopeirong@tpri.com.cn。

（責(zé)任編輯 楊嘉蕾）