降低鍋爐二次風系統阻力的改造實踐

閔 浩，包國舉，高建強

（1.酒鋼（集團）嘉峪關宏晟電熱公司，甘肅 嘉峪關 735100；2.甘肅宏發電力工程技術有限公司，甘肅 蘭州 730010）

自投產后機組一直存在送風機出力不足的問題，尤其到了夏季，環境溫度上升之后，這一問題顯得更加突出。機組在滿負荷工況下，送風機擋板全開運行都不能滿足煤粉燃燒所需的風量，從而導致飛灰可燃物含碳量上升，煤耗上升，鍋爐燃燒效率下降。

1 風機管網各段阻力分析

1.1 二次風總門阻力過大

對送風系統滿負荷時的管網阻力進行了逐段測試，風機管網各段阻力測試數據見表1。

通過對2臺鍋爐熱風道的逐段阻力測試結果可以看出，從空預器出口到機翼測風裝置后這段風道的壓損相對較大。其中，1號爐壓損達到1 600 Pa；2號爐壓損達到1 900 Pa左右。經過進一步分段測試發現，造成壓損過大的部位主要集中在二次風總門和機翼測風裝置2個部位，尤其是四角的二次總風門。從測試數據來看，這兩個部位的壓力損失接近1 000 Pa，見表2。另外，受安裝空間位置的限制，二次風總風門擋板和機翼測風裝置的距離較近，二者相互干擾并產生渦流，壓力損失進一步增大。

表1 風機管網各段阻力測試數據 Pa

表2 二次風量阻力計算

1.2 四角二次風噴口流通截面過小

從現場運行和測試數據來看，四角二次風箱風壓偏高，都在1 600 Pa左右，而維持正常的二次風速所需的差壓在1 200 Pa左右，產生400 Pa不必要的局部節流損失。在滿負荷工況下，只能靠調節送風機擋板滿開來提高風壓，即便二次風門全開，也達不到爐內燃燒所需的氧量。

造成四角二次風壓偏高的主要原因是四角二次風小風門的二次風道流通截面偏小。尤其2組燃燒器的下層二次風，即AA層二次風和BC層二次風，這兩層二次風在燃燒過程中起分段托粉和起旋的作用。而這兩層二次風的風道內部都布置有焦爐煤氣管道和彎頭，給本來就設計偏小的二次風道雪上加霜。原結構不但減少了二次風道通流截面，而且因焦爐煤氣彎頭靠近二次風噴口，造成二次風進入噴口后的剛性大幅度下降，影響爐內正常的燃燒。阻力計算分析見表3。

1.3 四角二次風箱壓力不均、彎頭阻力偏大

鍋爐熱風道在空間布局上有明顯的不合理，2，3號角的二次風箱壓力要比1，4號角高出200 Pa左右。通過查看鍋爐設計圖紙，從空預器出來后風道按相同截面分配。另外，至四角的二次風道90°彎頭內也沒有導流板，造成彎頭阻力偏大，阻力計算結果見表4。

表3 AA，BC層一次風局部阻力計算

表4 彎頭阻力計算

2 改造方案

以上現場測試和理論計算表明，造成風機出力不足的主要原因并非風機選型偏小，而是送風管網阻力過大。而風機管網的阻力構成點主要有：四角的二次風總風道的通流截面偏小，風道內風速偏高；二次風總門阻力過大；焦爐煤氣燃燒器風道有效通流截面過小以及四角二次風道彎頭處阻力過大；機翼測風裝置阻力較大。二次風總風道的通流截面較小造成較大阻力（大約400 Pa左右），很難通過小范圍改造來消除，暫不列入改造范圍。

根據以上的測試數據以及阻力產生的原因分析，結合鍋爐檢修工期、技改投資等方面考慮，制定以下改造方案。

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2.1 拆除四角二次總風門、優化機翼測風裝置

四角二次總風門是為了調節四角二次風量的均勻性，在實際運行中常處于全開的狀態，基本不參與調節，即便需要調整完全可由四角的二次小風門來完成。所以設置二次總風門的意義不大，反而增加了風道的局部阻力，另外還會影響二次風量的精確測量。

拆除四角二次總風門既減小了風道的局部阻力也減小了設備的操作和維護量，同時在空間位置上延長了二次風的直管段，消除了對二次風測量裝置的干擾，使其能夠更精確測量。

考慮到機翼測風裝置占整個二次風道通流截面的三分之一，局部阻力較大，因此，將原有機翼測風裝置更換為點式矩陣測風裝置及采用交流耦合技術的電荷感應式風量測量裝置。

2.2 增大兩層焦爐煤氣的二次風道通流截面

鍋爐四角的AA和BC層二次風是燃燒過程的主力風，起到分段托粉和起旋的作用。但在設計時未充分考慮焦爐煤氣管道（Φ133 mm）對風道的影響。另外其內部還有1個點火器、2個火焰探頭管，這些都導致該風道有效通流截面積過小（如圖1所示），從而影響了這兩層的二次風速（該兩層設計二次風速是45 m/s左右，而實際風速只有30 m/s左右）。同時該焦爐煤氣管對噴口二次風分配的均勻性也產生較大影響，造成噴口斷面風速明顯不均。通過增大噴口通流截面（見圖1），有效降低了四角二次風箱與爐膛的差壓。

圖1 噴口通流面積改造前后的對比

另外，由于其風道有效通流截面過小，再加上大量煙氣回流，二次風剛性受到很大影響，在噴口附近就過早地與一次風混和，容易造成角區結焦掛渣。因此，對該兩層風道及噴口進行重新設計，使風道與噴口截面比維持在一個比較合理的水平。

同時，考慮到鍋爐兩側水冷壁的影響，在垂直方向上增大了二次風的有效通流截面，消除內部焦爐煤氣管所占空間的影響，對相鄰噴口也不會產生影響。該兩層噴口所對應的二次風箱也進行了設計調整，使其能夠與噴口匹配，結構上更加合理。

2.3 四角風壓的平衡調配

由于風道布置的距離有差異，導致靠近空預器側的兩角二次風箱壓力要比靠近前墻的兩角風箱壓力高出200 Pa左右，這對爐內的正常燃燒非常不利。為消除該現象，調整風道分叉處的風道通流截面（如圖2所示），消除前后墻風箱壓力差異，使四角風量趨于平衡。這一問題的解決，有利于爐內燃燒狀態假想切圓不偏離爐膛幾何中心，減輕個別角區容易結焦的現象。

圖2 兩角風箱風壓調配示意

2.4 風道局部彎頭的改進

在通往四角的熱風管道上，都有1個90°彎頭，內部沒有導流板。在此次的改造中，在彎管風道內加裝了導流板，這樣可以改善氣流的流動特性，減少此處的內部支撐管件，降低管道阻力損失100 Pa左右，如圖3所示。

圖3 90°彎頭弧形導流板板示意

另外，風道振動是由于風道內部氣流的脈動頻率、駐波頻率和風道本身的固有頻率二者或三者的頻率相互作用（共振）時引起的，而固有頻率在風道的制作安裝完成后就基本為定值，對局部風道內的結構進行改進也能相應地調整風道固有頻率，可以達到減阻、減振、消音等多種效果。

3 方案的實施及效果

整個改造方案在實施過程中較為簡單，不影響原來的運行方式。從鍋爐改造后的效果看，夏季滿負荷工況時風機電流降低5 A以上，達到了提升鍋爐送風機的出力又節能的目的，改造后夏季滿負荷時送風機各段風壓測試數據見表5。

表5 改造后送風機各段風壓測試數據 Pa

送風機節能改造后，在同等氧量條件下，2臺鍋爐的4臺送風機電流在不同負荷段下降值均超過20 A（4臺×5 A），在滿負荷工況下單臺風機的電流下降值甚至達到7 A。按年運行6 000 h、電價0.33元/kWh計算：

通過技術改造，二次風系統阻力降低1 kPa以上，相當于單臺送風機出力提升接近20%。送風機出力的提升滿足了鍋爐燃燒所必須的風量，尤其是解決了夏季因環境溫度上升，空氣密度下降而導致送風機出力不足的問題。煤粉燃燒過程中所需的風量也得到保證，飛灰可燃物含碳量較改造前平均下降0.5%以上，爐渣可燃物含碳量平均下降1.5%以上，鍋爐效率提升0.7%，煤耗降低2 g/kWh。按年運行6 000 h、機組平均負荷110 MW、標煤單價600元/t計算：

單臺機組節約煤量=110×103×2×10-6×6 000

=1 320 t

年節煤（折合人民幣）=1 320×2×600

=158.4萬元

4 結語

通過技術改造，在現有設備基礎上解決了夏季送風機出力不足的問題，從而提升煤粉燃燒效率，降低了廠用電率，降低了供電煤耗。另外，技術改造后，風道阻力大幅下降，送風機出力提升了20%左右，為以后送風機變頻節能改造創造有利條件。同時該節能改造項目每年的節能效益都在190萬元以上，投資收益非常可觀。

[1]DL 469-92電站鍋爐風機現場試驗規程[S].北京：中國電力出版社，1992.

[2]劉佳鈺.電站風機改造與可靠性分析[M].北京：中國電力出版社，2001.

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