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風(fēng)扇磨煤機(jī)制粉系統(tǒng)抽爐煙防爆改造研究

2022-03-25 06:10晉中華趙衛(wèi)東楊培軍嚴(yán)俊山
熱力發(fā)電 2022年2期
關(guān)鍵詞:制粉磨煤機(jī)氧量

張 鋒,晉中華,趙衛(wèi)東,楊培軍,嚴(yán)俊山

(1.西安熱工研究院有限公司,陜西 西安 710054; 2.西安益通熱工技術(shù)服務(wù)有限責(zé)任公司,陜西 西安 710032)

風(fēng)扇磨煤機(jī)屬于高速磨煤機(jī),適用于磨制高水分褐煤和高揮發(fā)分、易磨制的煙煤[1-2]。近年來由于煤質(zhì)變化造成風(fēng)扇磨煤機(jī)制粉系統(tǒng)運(yùn)行發(fā)生爆炸的情況時有發(fā)生。某熱電廠鍋爐采用的MFH風(fēng)扇磨煤機(jī)制粉系統(tǒng),干燥介質(zhì)由高溫爐煙、熱風(fēng)組成,屬于二介質(zhì)干燥系統(tǒng)。該廠風(fēng)扇磨煤機(jī)制粉系統(tǒng)發(fā)生過爆燃事故,給企業(yè)造成了較大的損失,制粉系統(tǒng)存在安全隱患,嚴(yán)重威脅機(jī)組安全運(yùn)行。為此,進(jìn)行了制粉系統(tǒng)爆炸原因分析和抽低溫爐煙改造。

1 制粉系統(tǒng)爆炸原因分析

制粉系統(tǒng)爆燃或爆炸根本上屬于煤粉爆燃或爆炸,是一種壓力急劇上升的燃燒過程[3-4]。煤粉爆燃或爆炸形成的條件主要有以下3個。

1)煤粉質(zhì)量濃度 煤粉達(dá)到一定的質(zhì)量濃度范圍時,爆炸的危險(xiǎn)性會提高。對于煙煤而言,氣粉混合物質(zhì)量濃度在0.32~4.00 kg/m3范圍內(nèi)會發(fā)生爆炸。一般制粉系統(tǒng)中,氣粉混合物質(zhì)量濃度均處于該范圍之內(nèi)。

2)點(diǎn)火能 點(diǎn)火能是煤粉爆炸的一個重要條件,而且決定了爆炸時產(chǎn)生的壓力等級和爆炸強(qiáng)度。明火能夠提供點(diǎn)火能。

3)氧量(體積分?jǐn)?shù),下同) 不同煤種防爆對氣粉混合物的氧量要求不同[5]。

該廠鍋爐現(xiàn)有風(fēng)扇磨煤機(jī)制粉系統(tǒng)原設(shè)計(jì)磨制褐煤,采用高溫爐煙、熱風(fēng)二介質(zhì)干燥。而鍋爐實(shí)際燃用煤種屬于煙煤,原煤水分、熱值等參數(shù)與設(shè)計(jì)煤種相比發(fā)生了較大變化,具體參數(shù)見表1。由表1可見,由于實(shí)際入爐煤的全水分低于設(shè)計(jì)值,且收到基低位發(fā)熱量高于設(shè)計(jì)值,原風(fēng)扇磨煤機(jī)制粉系統(tǒng)已無法滿足現(xiàn)有實(shí)際煤種的需要。

表1 設(shè)計(jì)煤質(zhì)與實(shí)際入爐煤質(zhì)對比Tab.1 The design coal quality and actual coal quality

目前,磨煤機(jī)入口干燥介質(zhì)由高溫爐煙和熱風(fēng)構(gòu)成,在當(dāng)前入爐煤質(zhì)條件下,習(xí)慣的運(yùn)行方式是磨煤機(jī)入口熱風(fēng)調(diào)節(jié)閥全開、高溫爐煙或熱風(fēng)混合調(diào)節(jié)閥全關(guān),磨煤機(jī)入口溫度在400~500 ℃。由高溫爐煙溫度(1000 ℃)及熱風(fēng)溫度(350 ℃)混合而得,可初步判斷干燥介質(zhì)的組成主要是以熱風(fēng)為主,高溫爐煙的比例較低,因此造成磨煤機(jī)入口氧量偏高,加上制粉系統(tǒng)漏風(fēng)、密封風(fēng)等因素[6],導(dǎo)致磨煤機(jī)的分離器出口氧量偏高。實(shí)際測試結(jié)果見表2。

表2 磨煤機(jī)分離器出口氧量 單位:%Tab.2 The oxygen content at outlet of the mill separator

由表2可見,即使在磨煤機(jī)入口冷風(fēng)調(diào)節(jié)閥全關(guān)時,2號磨煤機(jī)和5號磨煤機(jī)的分離器出口氧量也分別達(dá)到17.6%和17.5%。褐煤氣粉混合物的防爆氧量應(yīng)小于12%,而煙煤氣粉混合物的氧量要求小于14%[2]。因此,實(shí)際運(yùn)行氧量已遠(yuǎn)超過風(fēng)扇磨煤機(jī)直吹式制粉系統(tǒng)安全運(yùn)行的限值,磨煤機(jī)出口氧量偏高給制粉系統(tǒng)帶來了極大的安全隱患。另外,從爐膛出口抽取的高溫爐煙中存在未燃盡的碳顆粒,有可能以“火星”的方式進(jìn)入制粉系統(tǒng),給風(fēng)扇磨制粉系統(tǒng)的安全運(yùn)行帶來進(jìn)一步的威脅。

因此,必須對現(xiàn)有的風(fēng)扇磨制粉系統(tǒng)進(jìn)行相關(guān)改造,解決制粉系統(tǒng)安全運(yùn)行問題,減少和杜絕制粉系統(tǒng)發(fā)生爆燃的機(jī)會。

2 制粉系統(tǒng)改造方案

以燃用褐煤的標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行制粉系統(tǒng)改造初步設(shè)計(jì),即要求制粉系統(tǒng)改造后,磨煤機(jī)出口或系統(tǒng)末端氧量不得高于12%[1]。為此,需要改變磨煤機(jī)入口干燥劑的組成[7],本文提出5個制粉系統(tǒng)改造方案。

方案1:將磨煤機(jī)入口冷風(fēng)調(diào)節(jié)閥封閉,將磨煤機(jī)入口熱風(fēng)通道封閉,從電除塵器出口通過爐煙風(fēng)機(jī)抽取低溫爐煙代替熱風(fēng)和冷風(fēng)作為調(diào)溫介質(zhì),與從爐膛出口來的高溫爐煙組成高溫爐煙、低溫爐煙二介質(zhì)干燥系統(tǒng)。

方案2:將磨煤機(jī)入口冷風(fēng)調(diào)節(jié)閥封閉,從電除塵器出口或引風(fēng)機(jī)出口通過爐煙風(fēng)機(jī)抽取低溫爐煙代替冷風(fēng),保留熱風(fēng)通道(但需要增加熱風(fēng)調(diào)節(jié)閥和隔絕閥),與從爐膛出口來的高溫爐煙組 成高溫爐煙、低溫爐煙、熱風(fēng)三介質(zhì)干燥系統(tǒng)。方案2系統(tǒng)布置如圖1所示。

圖1 方案2系統(tǒng)布置Fig.1 The system layout of scheme 2

方案3:將磨煤機(jī)入口冷風(fēng)調(diào)節(jié)閥封閉,將磨煤機(jī)入口熱風(fēng)通道封閉,從空氣預(yù)熱器(空預(yù)器)進(jìn)口通過爐煙風(fēng)機(jī)抽取中溫爐煙代替熱風(fēng)和冷風(fēng)作為調(diào)溫介質(zhì),與從爐膛出口來的高溫爐煙組成高、中溫爐煙二介質(zhì)干燥系統(tǒng)。

方案4:在脫硝系統(tǒng)入口煙道適當(dāng)位置抽取中溫爐煙,通過爐煙管道和風(fēng)扇磨煤機(jī)自身負(fù)壓將中溫爐煙引至風(fēng)扇磨煤機(jī)入口,與熱風(fēng)、高溫爐煙混合,組成高、中溫爐煙、熱風(fēng)的三介質(zhì)干燥系統(tǒng)。

方案5:在脫硝系統(tǒng)入口煙道適當(dāng)位置抽取中溫爐煙,以方案4為基礎(chǔ)增加爐煙風(fēng)機(jī),通過爐煙風(fēng)機(jī)抽取中溫爐煙并經(jīng)過爐煙管道送至風(fēng)扇磨煤機(jī)入口,與熱風(fēng)、高溫爐煙混合,組成高、中溫爐煙、熱風(fēng)的三介質(zhì)干燥系統(tǒng);同時增設(shè)爐煙風(fēng)機(jī)旁路,在爐煙風(fēng)機(jī)故障或檢修時,通過風(fēng)扇磨煤機(jī)自身負(fù)壓抽取中溫爐煙,可達(dá)到方案4的效果。方 案5系統(tǒng)布置如圖2所示。

圖2 方案5系統(tǒng)布置Fig.2 The system layout of scheme 5

3 改造方案分析比較

3.1 方案1

方案1采用高溫爐煙、低溫爐煙二介質(zhì)干燥系統(tǒng),不摻混冷風(fēng)和熱風(fēng),可以有效控制磨煤機(jī)出口氧量,實(shí)際運(yùn)行中高溫爐煙氧量在3.5%(爐膛出口氧量),電除塵器出口實(shí)測氧量在6.5%左右。采用此方案后,磨煤機(jī)出口氧量可控制在9%以內(nèi)。方 案1的缺點(diǎn)是一次風(fēng)占總?cè)霠t風(fēng)量的比例降低,可能會在一定程度上推遲煤粉氣流的著火時間,影響燃燒穩(wěn)定性。

3.2 方案2

方案2采用高溫爐煙、低溫爐煙和熱風(fēng)三介質(zhì)干燥系統(tǒng),與方案1相比,由于一定比例熱風(fēng)的摻入,磨煤機(jī)出口氧量會有所升高。

3.2.1 抽低溫爐煙位置

為選擇低溫爐煙抽取點(diǎn),在不同位置抽出低溫爐煙,實(shí)測得到氧量、煙氣靜壓、煙氣溫度等參數(shù)見表3。

表3 低溫爐煙抽取點(diǎn)測試結(jié)果Tab.3 Test result of low temperature furnace flue gas extraction point

方案2低溫爐煙抽取點(diǎn)的位置是在引風(fēng)機(jī)的入口還是出口,應(yīng)根據(jù)引風(fēng)機(jī)的性能曲線和運(yùn)行特性確定。

1)從表3中測試結(jié)果來看,引風(fēng)機(jī)進(jìn)、出口的氧量差別不大,不作為選擇抽煙氣點(diǎn)的主要因素。若低溫爐煙抽出點(diǎn)選在引風(fēng)機(jī)進(jìn)口,再循環(huán)煙氣不經(jīng)過引風(fēng)機(jī),通過引風(fēng)機(jī)的煙氣量沒有變化,僅是提升壓頭增加;若低溫爐煙抽出點(diǎn)改至引風(fēng)機(jī)出口,引風(fēng)機(jī)的煙氣量和提升壓頭同時升高。

2)在主蒸汽流量680 t/h,引風(fēng)機(jī)出口循環(huán)風(fēng)調(diào)節(jié)閥全關(guān)時,實(shí)測A、B側(cè)引風(fēng)機(jī)入口的煙氣量分別為430580、430165 m3/h;在出口循環(huán)風(fēng)調(diào)節(jié)閥全開時,實(shí)測A、B側(cè)引風(fēng)機(jī)入口的煙氣量分別為467154、453565 m3/h。查閱引風(fēng)機(jī)工作曲線可知,目前引風(fēng)機(jī)的工作點(diǎn)煙氣量偏低,在增加提升壓頭后工作點(diǎn)更靠近失速曲線,引風(fēng)機(jī)運(yùn)行容易失穩(wěn)。應(yīng)考慮在引風(fēng)機(jī)出口抽取低溫爐煙,以增加通過引風(fēng)機(jī)的煙氣量,使工作點(diǎn)更加遠(yuǎn)離失速曲線,同時提高引風(fēng)機(jī)運(yùn)行效率[8]。

3)從能耗方面考慮,無論從引風(fēng)機(jī)進(jìn)口或出口抽取低溫爐煙的影響不大,區(qū)別在于這部分能量是由爐煙風(fēng)機(jī)提供還是引風(fēng)機(jī)提供。從投資成本考慮,如果在引風(fēng)機(jī)出口抽取低溫爐煙,并且引風(fēng)機(jī)能夠穩(wěn)定工作,爐煙風(fēng)機(jī)的壓頭則可以較低,風(fēng)機(jī)的投資可以減少。

綜上所述,在目前引風(fēng)機(jī)設(shè)備條件下,針對改造方案2,在引風(fēng)機(jī)出口抽取低溫爐煙更有利于引 風(fēng)機(jī)的安全運(yùn)行,因此選取引風(fēng)機(jī)出口作為低溫爐煙的抽取位置。

3.2.2 制粉系統(tǒng)熱力計(jì)算

方案2熱風(fēng)具體的摻入比例需要經(jīng)過制粉系統(tǒng)熱力計(jì)算和運(yùn)行調(diào)試確認(rèn)。當(dāng)前煤種下針對方案2進(jìn)行制粉系統(tǒng)熱力計(jì)算,其結(jié)果見表4。低溫爐煙溫度和磨煤機(jī)出口溫度均確定為150 ℃,制粉系統(tǒng)漏風(fēng)系數(shù)為0.3。由表4可見:爐膛出口高溫爐煙的氧量為3.5%,相應(yīng)的過量空氣系數(shù)為1.2;低溫爐煙抽出點(diǎn)定于引風(fēng)機(jī)出口處,該處的煙氣氧量為6.5%,相應(yīng)的過量空氣系數(shù)為1.448%。方案2的設(shè)計(jì)工況對應(yīng)磨煤機(jī)出力為25 t/h,熱風(fēng)比例較高(占干燥劑總量的28.44%);方案2的校核工況1對應(yīng)磨煤機(jī)出力為25 t/h,熱風(fēng)比例較低(僅占干燥劑總量的0.78%);方案2的校核工況2對應(yīng)磨煤機(jī)出力為40 t/h,熱風(fēng)比例較低(僅占干燥劑總量的0.08%)。方案2校核工況1和工況2為基本不摻熱風(fēng),分別對應(yīng)磨煤機(jī)出力25、40 t/h,磨煤機(jī)入口干燥劑初溫分別為356、472 ℃。

表4 制粉系統(tǒng)熱力計(jì)算結(jié)果Tab.4 Thermodynamic calculation result of the pulverizing system

對于設(shè)計(jì)工況,通過設(shè)定磨煤機(jī)出口氧量略低于12%,計(jì)算得到可摻入的熱風(fēng)比例最高時,干燥劑中熱風(fēng)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為28.44%,高溫爐煙和低溫爐煙的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別為17.00%和54.56%,一次風(fēng)中熱風(fēng)占爐膛總風(fēng)量的份額達(dá)到17.0%。因此,可以有效保證煤粉氣流的及時著火,同時保證終端干燥劑中(磨煤機(jī)出口)氧的體積分?jǐn)?shù)在11.71%(小于12%)。

計(jì)算得到方案2校核工況1和工況2終端干燥劑中(磨煤機(jī)出口)氧體積分?jǐn)?shù)分別為8.76%和8.07%,可遠(yuǎn)低于規(guī)定數(shù)值12%。磨煤機(jī)出口風(fēng)量分別為96785、94519 m3/h。

3.2.3 鍋爐熱力計(jì)算

鍋爐出力680 t/h時,改造前鍋爐熱效率測試[9]結(jié)果見表5。按照方案2改造后鍋爐熱力計(jì)算結(jié)果見表6[10]。由表6鍋爐熱力計(jì)算結(jié)果可知,排煙溫度將達(dá)到188.43 ℃,較改造前(表5)約升高28 ℃,鍋爐運(yùn)行經(jīng)濟(jì)性降低。

表5 改造前鍋爐效率測試結(jié)果Tab.5 The boiler efficiency test result before the retrofit

表6 按照方案2改造后鍋爐熱力計(jì)算結(jié)果Tab.6 Thermodynamic calculation result of the boiler after retrofit using scheme 2

3.3 方案3

與方案1、方案2相比,方案3抽取低溫爐煙的位置發(fā)生了改變,在空預(yù)器進(jìn)口抽取中溫爐煙比從除塵器出口抽取低溫爐煙更容易,爐煙風(fēng)機(jī)壓頭和能耗會有所降低[11]。但由于尚未經(jīng)過電除塵器,所抽取中溫爐煙的溫度、含塵量較高,對爐煙風(fēng)機(jī)的磨損會更強(qiáng),需要選擇耐磨型的高溫爐煙風(fēng)機(jī),大大增加了成本。同時中溫爐煙輸送管道也存在積灰和阻力增加的可能。

3.4 方案4

方案4抽取中溫爐煙的位置在脫硝系統(tǒng)入口, 由于該位置的負(fù)壓較?。s-700 Pa),可以利用風(fēng)扇磨煤機(jī)的自身入口負(fù)壓將中溫爐煙抽至磨煤機(jī)入口,因此無需配置爐煙風(fēng)機(jī)。按照方案4改造后鍋爐熱力計(jì)算結(jié)果見表7。

表7 按照方案4改造后鍋爐熱力計(jì)算結(jié)果Tab.7 Thermodynamic calculation result of the boiler after retrofit using scheme 4

由表7可見,方案4主要有2個優(yōu)點(diǎn):1)排煙溫度比改造前升高幅度小,改造后排煙溫度171.18 ℃,較改造前升高10 ℃以內(nèi);2)不存在爐煙風(fēng)機(jī)停轉(zhuǎn)檢修等問題,各臺磨煤機(jī)的中溫爐煙量可以按需分配,互不影響,并且不受磨煤機(jī)組合方式的制約。

方案4還存在以下缺點(diǎn):1)由于中溫爐煙的溫度與熱風(fēng)溫度相差不大,其調(diào)溫效果不及由引風(fēng)機(jī)前后所抽的低溫爐煙;2)中溫爐煙、高溫爐煙、熱風(fēng)之間的比例控制不及方案2靈活,且干燥劑中高溫爐煙的比例僅為2%,由于所需高溫爐煙量較少,因此可能需要縮小高溫爐煙入口面積;3)對爐煙輸送速度有一定的要求,速度偏低時可能會造成爐煙輸送管道積灰和堵灰。

3.5 方案5

方案5和方案4的鍋爐熱力計(jì)算結(jié)果相同。方案5與方案4相比,增加爐煙風(fēng)機(jī)后運(yùn)行的可靠性和靈活性更高。西安熱工研究院有限公司曾利用類似的方案對國內(nèi)20余臺中儲式制粉系統(tǒng)進(jìn)行過改造[12-13],未發(fā)生爐煙管道堵灰問題,但抽爐煙口的結(jié)構(gòu)需按圖3示意進(jìn)行優(yōu)化。由于抽爐煙口采用了擴(kuò)口結(jié)構(gòu),進(jìn)入擴(kuò)口的煙氣流速降低至5~6 m/s,且從與煙氣流向垂直的方向抽取中溫爐煙,使得進(jìn)入爐煙管道的灰量大為減少。另外,還可以考慮在爐煙管道上增加流化措施,進(jìn)一步防止?fàn)t煙管道堵灰。

圖3 抽中溫爐煙擴(kuò)口示意Fig.3 Schematic diagram of the duct for extracting medium temperature furnace flue gas

電廠風(fēng)扇磨煤機(jī)設(shè)計(jì)出力在40 t/h,日常習(xí)慣運(yùn)行在25 t/h,磨煤機(jī)的壓頭裕量較大,將爐煙流速控制在不低于15 m/s,則爐煙管道堵灰的風(fēng)險(xiǎn)很低。

3.6 方案比較

采用方案2具有較高的運(yùn)行靈活性,通過使用熱風(fēng)隔絕閥可以達(dá)到方案1的效果,同時由于保留了熱風(fēng)接入通道,對煤種的適應(yīng)范圍寬,在運(yùn)行中可調(diào)節(jié)的手段較為豐富;另外,由于低溫爐煙的溫度低、含塵量低,爐煙風(fēng)機(jī)的造價(jià)較小,并且可降低其運(yùn)行維護(hù)成本。方案2的缺點(diǎn)是改造后排煙溫度約升高28 ℃,對鍋爐運(yùn)行經(jīng)濟(jì)性影響較大。采用方案4無需爐煙風(fēng)機(jī),并且爐煙管道改造工程量小,改造成本低,但其對煤種的適應(yīng)性和調(diào)節(jié)的靈活程度不及方案2,另外改造后引風(fēng)機(jī)煙氣量不變,但壓頭增加,會導(dǎo)致風(fēng)機(jī)更接近失速曲線運(yùn)行,需要通過開大引風(fēng)機(jī)回流閥等手段,以提高引風(fēng)機(jī)運(yùn)行的安全性。方案5在方案4基礎(chǔ)上進(jìn)行了改進(jìn),通過增設(shè)爐煙風(fēng)機(jī)旁路可以達(dá)到方案4的效果,運(yùn)行的可靠性和靈活性更高,由于抽煙氣口后各設(shè)備處理的煙氣量不變,因此對其性能(如脫硝催化劑壽命、除塵器效率等參數(shù))影響小。

4 空氣動力計(jì)算

4.1 方案2

4.1.1 爐煙風(fēng)機(jī)選型

按照改造方案2,從A、B側(cè)引風(fēng)機(jī)出口煙道引出低溫爐煙,通過安裝在鍋爐房零米的爐煙風(fēng)機(jī)加壓后通過管道送入空預(yù)器出口熱風(fēng)管道。爐煙風(fēng)機(jī)需要一定的壓頭克服引風(fēng)機(jī)出口煙道內(nèi)的負(fù)壓,以及低溫爐煙輸送管路的摩擦阻力和彎頭等局部阻力[14]。爐煙風(fēng)機(jī)提升壓頭以及煙氣量參數(shù)的計(jì)算結(jié)果見表8。

表8 制粉系統(tǒng)空氣動力計(jì)算結(jié)果Tab.8 Aerodynamic calculation result of the pulverizing system

綜合設(shè)計(jì)工況和校核工況的計(jì)算結(jié)果,最終選定爐煙風(fēng)機(jī)參數(shù)如下:工作介質(zhì)為低溫爐煙;介質(zhì)溫度為150 ℃;風(fēng)機(jī)壓頭為1789 Pa;風(fēng)機(jī)風(fēng)量為111941 m3/h。

4.1.2 引風(fēng)機(jī)核算

經(jīng)過計(jì)算,按照改造方案2,制粉系統(tǒng)在基本不摻熱風(fēng)的條件下,最大抽低溫爐煙的煙氣量約占原煙氣量的15%,抽低溫爐煙后引風(fēng)機(jī)入口負(fù)壓相應(yīng)會提高33%左右。即制粉系統(tǒng)改造后爐膛出口至低溫爐煙抽出位置的煙氣量比改造前增加15%,引風(fēng)機(jī)入口負(fù)壓估計(jì)將由改造前的-2.9 kPa變化至 -3.8~ -3.9 kPa。

風(fēng)機(jī)開度為50%(A側(cè))和60%(B側(cè)),尚有裕量,滿足制粉系統(tǒng)改造后煙氣量和煙氣阻力提高的要求。

4.1.3 低溫爐煙和熱風(fēng)混合管道

按照改造方案2,低溫爐煙與熱風(fēng)在空預(yù)器出口熱風(fēng)管道處混合,然后通過原熱風(fēng)管道送至爐膛出口混合室與高溫爐煙混合。由于低溫爐煙的摻入,熱風(fēng)管道內(nèi)的介質(zhì)流速將會升高,表9為根據(jù)表8各工況數(shù)據(jù)計(jì)算得到的低溫爐煙和熱風(fēng)混合后熱風(fēng)管道內(nèi)的介質(zhì)流速。

表9 低溫爐煙和熱風(fēng)混合管道內(nèi)的介質(zhì)流速Tab.9 Flow rate of the mixture of low temperature furnace flue gas and hot air in the pipe

上述3個工況的熱風(fēng)冷煙混合物速度均較高,且高于規(guī)程[14]的推薦值(10~15 m/s)。因此,需要考慮增加低溫爐煙和熱風(fēng)混合管道的直徑以降低介質(zhì)速度。如管道內(nèi)徑更換為1.8 m,則3個工況對應(yīng)的熱風(fēng)冷煙混合物速度將分別變化為13.70、11.53、20.55 m/s。

4.2 方案5

采用方案4,即由脫硝系統(tǒng)入口抽取中溫爐煙,考慮到防止?fàn)t煙管道積灰(中溫爐煙流速應(yīng)不低于15 m/s),通過計(jì)算可得到中溫爐煙管道的尺寸及其阻力參數(shù),結(jié)果見表10。由表10可知,選定爐煙氣流平均速度為15.4 m/s。一側(cè)中溫爐煙供2臺磨煤機(jī),以爐煙管道末端2臺磨煤機(jī)運(yùn)行考慮時,爐煙輸送管道的總阻力為295.8 Pa;以爐煙管道首尾各1臺磨煤機(jī)運(yùn)行考慮時,爐煙輸送管道的總阻力為231.1 Pa。在一側(cè)中溫爐煙供3臺磨煤機(jī)時,爐煙輸送管道的總阻力為394 Pa。脫硝系統(tǒng)入口煙道內(nèi)煙氣的靜壓為-700 Pa,風(fēng)扇磨煤機(jī)入口的負(fù)壓為-1400~ -1900 Pa,兩者之間的壓差在700~1200 Pa,有足夠的裕量為2臺或3臺磨煤機(jī)提供中溫爐煙[15]。

表10 方案4爐煙管道尺寸及阻力計(jì)算結(jié)果Tab.10 Calculation result of size and resistance of the flue duct in scheme 4

方案5在方案4的基礎(chǔ)上,增加了爐煙風(fēng)機(jī)及其相應(yīng)的出入口管道,在方案4爐煙管道尺寸及阻力計(jì)算的基礎(chǔ)上,按爐煙輸送管道的總阻力為 800 Pa和爐煙風(fēng)機(jī)為3臺磨煤機(jī)提供中溫爐煙考慮,爐煙風(fēng)機(jī)的參數(shù)為:工作介質(zhì)是由脫硝入口抽取的中溫爐煙;介質(zhì)溫度為360 ℃;風(fēng)機(jī)壓頭為 1725 Pa;風(fēng)機(jī)風(fēng)量為215473 m3/h。

從運(yùn)行可靠性、靈活性、經(jīng)濟(jì)性等方面綜合比較各方案,尤其重點(diǎn)比較方案2和方案5后,綜合考慮已有工程經(jīng)驗(yàn)等因素,本文推薦方案5作為對制粉系統(tǒng)進(jìn)行改造的最終方案。

5 結(jié)論

1)由于實(shí)際入爐煤種與設(shè)計(jì)煤種發(fā)生較大的變化,原有風(fēng)扇磨煤機(jī)制粉系統(tǒng)已無法滿足實(shí)際入爐煤種的需要,磨煤機(jī)出口氧量遠(yuǎn)高于規(guī)定數(shù)值,對磨煤機(jī)的安全運(yùn)行造成了巨大的威脅,制粉系統(tǒng)必須進(jìn)行相關(guān)改造。

2)最終確定的改造方案:在脫硝系統(tǒng)入口煙道適當(dāng)位置抽取中溫爐煙,通過爐煙管道和風(fēng)扇磨煤機(jī)自身負(fù)壓將中溫爐煙引至風(fēng)扇磨煤機(jī)入口,與熱風(fēng)、高溫爐煙混合,組成高、中溫爐煙、熱風(fēng)的三介質(zhì)干燥系統(tǒng);同時增設(shè)爐煙風(fēng)機(jī)旁路,在爐煙風(fēng)機(jī)故障或檢修時,通過風(fēng)扇磨煤機(jī)自身負(fù)壓抽取中溫爐煙。改造后,磨煤機(jī)分離器出口氧量也可以控制在12%以內(nèi),排煙溫度升高幅度在10 ℃左右,可以有效避免爐煙管道積灰堵灰問題,同時增加了運(yùn)行的可靠性和靈活性。

3)該方案已經(jīng)實(shí)施,但目前運(yùn)行時間較短,具體改造效果有待進(jìn)一步跟蹤考察。

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