基于脫硫系統拆除旁路擋板的增壓風機試驗

黃衛軍

（1.華北電力大學，北京102206；2.江蘇國華陳家港發電有限公司，江蘇鹽城224631；3.神華國華（北京）電力研究院有限公司，北京100025）

基于脫硫系統拆除旁路擋板的增壓風機試驗

黃衛軍1、2、3

（1.華北電力大學，北京102206；2.江蘇國華陳家港發電有限公司，江蘇鹽城224631；3.神華國華（北京）電力研究院有限公司，北京100025）

對燃煤機組的石灰石-石膏濕法脫硫系統進行改造，拆除了脫硫系統的煙氣旁路擋板，單臺增壓風機的運行，降低了機組運行可靠性。為了應對增壓風機跳閘后機組的快速減荷，經過熱控邏輯優化和風煙系統冷態試驗、風煙系統熱態試驗，對某型機組的增壓風機進行了系統測試，為同類機組的改造提供借鑒。

超超臨界機組；增壓風機；快速減負荷；保護邏輯；試驗

0 概 述

采用石灰石-石膏濕法脫硫燃煤發電廠的脫硫系統，原設計有旁路擋板，由2臺引風機抽出的煙氣合并后分成兩路，一路由增壓風機增壓，送入吸收塔反應后進入煙囪排至大氣，另一路經旁路擋板直接進入煙囪。國家環保部環辦2010年91號文“關于火電企業脫硫設施旁路煙道擋板實施鉛封的通知”下發后，燃煤發電廠逐漸取消了脫硫旁路擋板，因此在原熱控邏輯保護設置下，單臺增壓風機運行降低了機組的可靠性，一旦增壓風機跳閘，將導致鍋爐MFT。在最小的投資成本下，實現增壓風機跳閘快速減負荷（RB）功能，由引風機克服煙氣至脫硫系統沿程阻力［1］，可以避免增壓風機跳閘后機組與電網解列。

1 設備簡況

某廠2×660MW機組鍋爐為超超臨界參數變壓直流爐，型號為SG-2037/26.15M626。送風機為動葉可調軸流風機，型號GU15238-01，全壓升3995Pa。引風機為靜葉可調軸流風機，型號YA16648-2F，全壓升6511Pa。增壓風機為動葉可調軸流式風機。脫硫及主機DCS系統均采用EDPF-NT分散控制系統。

2 實現增壓風機RB功能邏輯優化

2.1 脫硫側邏輯優化

（1）增加增壓風機停止后聯開增壓風機動葉至100%邏輯。

（2）取消增壓風機停止保護關閉原煙氣進口擋板。

（3）取消增壓風機停運延時30s聯關凈煙氣進口擋板。

（4）取消漿液循環泵全停聯跳增壓風機，漿液循環泵全停送至主機MFT。

（5）增加原煙氣進口擋板前溫度大于160℃延時20min或者大于180℃延時3s跳MFT（原保護跳閘增壓風機，由增壓風機跳閘觸發MFT）。

（6）增加增壓風機停止后，若3臺漿液循環泵均運行，則聯跳B漿液循環泵，保留2臺運行，以減少煙氣阻力。

（7）為了防止脫硫側煙氣被切斷，引起增壓風機前煙道超壓，造成煙道損壞，增加原煙氣擋板門關閉、凈煙氣擋板門關閉，且增壓風機入口壓力高時MFT，即增壓風機運行60s后，原煙氣擋板門關閉（原煙氣擋板門全關與上原煙氣擋板門全開取非）延時2s或增壓風機運行60s后，凈煙氣擋板門關閉（凈煙氣擋板門全關與上凈煙氣擋板門全開取非）延時2s，且增壓風機入口壓力大于1600Pa延時3s，MFT動作。

2.2 主機側邏輯優化

（1）取消增壓風機跳閘MFT；

（2）取消增壓風機跳閘聯跳A、B引風機；增加脫硫來跳主機聯跳A、B引風機；

（3）取消增壓風機停止聯鎖關引風機入口擋板；

（4）取消增壓風機停止超馳關A、B引風機靜葉；

（5）取消增壓風機停止聯關A、B引風機出口擋板；

（6）取消增壓風機停止聯跳A、B送風機；

（7）取消增壓風機停止超馳開A、B送風機動葉；

（8）取消增壓風機停止聯開送風機出口擋板；

（9）增加增壓風機RB邏輯：RB觸發機組負荷大于350MW，目標負荷300MW，負荷速率為1320.0MW/min，RB切磨時間為0s，RB目標壓力值為17MPa，滑壓速率為1.7MPa/min，RB時投CD層油槍；

（10）增加增壓風機RB動作時，引風機靜葉調節指令增加15%的前饋量，60s后，以每秒0.02%的速度恢復，引風機指令最大上限90%。

3 增壓風機跳閘RB試驗

3.1 風煙系統冷態試驗

3.1.1 增壓風機動葉全行程時間測試

增壓風機在停運狀態，全開、全關動葉，測試動葉全行程時間。目的在于掌握增壓風機跳閘時，動葉全開時間對引風機出力的影響。測試結果：增壓風機動葉全開時間33.3s，全關時間31.3s。當機組負荷大于60%時，增壓風機動葉開度一般在60%以上。當增壓風機跳閘時，動葉至全開時間不超過15s，滿足引風機克服系統阻力的條件，可避免鍋爐滅火。

3.1.2 增壓風機停運，動葉全開，引、送風機最大出力試驗

該試驗主要測試增壓風機停運時，脫硫系統阻力及引風機最大出力。

增壓風機停運狀態，其動葉開度100%。引、送風機運行，逐漸增加引、送風機出力，提高鍋爐總風量，當增壓風機入口壓力逐漸升至980Pa時，鍋爐總風量達1482t/h。試驗數據，如表1所示，引風機額定電流為442A。

表1增壓風機停運工況下引風機最大出力試驗

由于冷態試驗時的環境溫度較低，引風機出口風溫為12.8℃，實際運行時排煙溫度一般為125～150℃。增壓風機在最大體積流量工況下，鍋爐總風量將有所降低。此時，漿液循泵不具備啟動條件。當漿液循泵被啟動后，系統阻力將進一步增加，一定程度上制約了引風機的出力。查詢該電廠二號機組300MW負荷所對應鍋爐風量歷史曲線，約為1100 t/h。分析認為，增壓風機動葉全開的煙氣流通能力，可滿足300MW負荷下的機組運行。

此工況下，就地觀察增壓風機轉速，約為200～350r/min，方向為正向。

3.1.3 50%額定負荷風量下，增壓風機RB冷態試驗

該試驗主要測試運行中增壓風機跳閘時，系統參數擾動情況，掌握熱控調節品質。

模擬機組的運行狀態，鍋爐風量為917t/h，增壓風機動葉開度為35%，A、B引風機電流均為171 A，爐膛壓力-90Pa，增壓風機入口壓力-159Pa，就地手按增壓風機事故按鈕，測試所得的運行曲線，如圖1所示。

圖1增壓風機RB冷態試驗

增壓風機跳閘后，由于受增壓風機轉子惰走影響，此時增壓風機仍有出力。所以全開增壓風機動葉時，增壓風機出力增加，入口壓力由-159Pa下降至-454Pa；但增壓風機RB動作時，引風機靜葉調節指令增加15%的前饋量，故隨后增壓風機入口壓力呈上升趨勢，最大至23Pa。分析爐膛壓力曲線變化，引風機靜葉開度增加15%開度后，一直呈下降趨勢，最大下降至-1467Pa，1min后，引風機靜葉以每秒0.02%的速度恢復，爐膛負壓恢復正常。此過程中，增壓風機動葉開大至65%～88%時，增壓風機惰走出力增加，增壓風機入口下降至-774Pa，之后逐漸變為正壓，至527Pa，此壓力下脫硫系統可以承受。脫硫系統阻力增加后，引風機出口壓力升高，在總風量為953t/h的工況下，未造成引風機搶風。

3.2 風煙系統熱態試驗

3.2.1 風煙系統定值擾動試驗

（1）增壓風機入口壓力擾動試驗

該試驗測試增壓風機調節特性，測試增壓風機調節對爐膛負壓的傳遞函數。負荷為500MW時，引風機靜葉自動控制，送風機動葉自動控制，增壓風機動葉自動控制，增壓風機入口壓力設定值為-157 Pa，實際值-169Pa。再將增壓風機入口壓力分別設定為-257Pa、-107Pa，在穩定工況下，進行增壓風機入口壓力擾動試驗。試驗數據，如表2所示。

（2）引風機靜葉擾動試驗

該試驗測試爐膛負壓及增壓風機入口壓力的變化趨勢，得到引風機靜葉開度對爐膛負壓和增壓風機入口壓力的傳遞函數。負荷為500MW時，增壓風機動葉手動控制，送風機動葉手動控制，引風機靜葉手動控制。在穩定工況下，手動調控比較迅速，減少引風機靜葉開度5%。試驗數據，如表3、表4所示。

表2增壓風機入口壓力擾動試驗數據

表3引風機靜葉擾動試驗數據(1)

表4引風機靜葉擾動試驗數據(2)

（3）送風機動葉擾動試驗

該試驗中，根據送風機動葉開度的變化，得到爐膛負壓和增壓風機入口壓力的傳遞函數。負荷為500MW時，增壓風機動葉手動控制，引風機靜葉手動控制，送風機動葉手動控制。在穩定工況下，增加手動送風機動葉3%、手動階躍關小5%。試驗數據，如表5所示。

（4）增壓風機動葉擾動試驗

測試爐膛負壓及增壓風機入口壓力的變化趨勢，得到增壓風機動葉對爐膛壓力和增壓風機入口壓力的傳遞函數，得出爐膛壓力和增壓風機入口壓力產生變化的時間（即純遲延）。負荷為500MW時，引風機靜葉手動控制，送風機動葉手動控制，增壓風機動葉手動控制。在穩定工況下，分別手動、迅速階躍增加、減少增壓風機動葉開度5%。試驗數據，如表6所示。

（5）爐膛負壓擾動試驗

測試引風機、增壓風機的調節特性。負荷為500 MW時，引風機靜葉為自動控制，送風機動葉為自動控制，增壓風機動葉為自動控制。爐膛壓力設定值為-100Pa，改為-200Pa；穩定后，將爐膛負壓由-200 Pa再改為-20Pa。擾動試驗數據，如表7所示。

（6）爐膛氧量擾動試驗

測試爐膛負壓及增壓風機入口壓力的變化趨勢，得到送風機動葉開度對爐膛壓力和增壓風機入口壓力的傳遞函數，得到爐膛壓力和增壓風機入口壓力產生變化的時間（即純遲延）。負荷為500MW時，引風機靜葉自動控制，送風機動葉自動控制，增壓風機動葉自動控制，氧量設定值為3.17%，實際值為3.17%。保持引風機靜葉、增壓風機動葉開度不變，將氧量設定手動階躍提高0.05%。氧量擾動試驗數據，如表8所示。

表5送風機動葉擾動試驗數據

表6增壓風機動葉擾動試驗數據

表7爐膛負壓擾動試驗數據

表8爐膛氧量擾動試驗數據

將測試數據導入MATLAB中進行最小二乘法擬合，獲取動態模型。對風煙系統調節耦合關系進行優化。

3.2.2 風煙系統熱態阻力試驗

測試機組在RB目標負荷下，增壓風機停運時脫硫系統的阻力情況，測試增壓風機跳閘過程中系統的擾動情況；通過調整送風量，測試風煙系統帶負荷能力；測試增壓風機動葉最低啟動開度，以及啟動時對系統參數的擾動。熱態阻力試驗數據，如表9所示。

負荷為300MW時，增壓風機停運，動葉超弛全開，增壓風機入口壓力最低下降至-1086Pa，然后開始上升，上升至724Pa，并穩定。鑒于增壓風機RB冷態試驗時引風機靜葉調節指令增加15%的前饋量，導致爐膛負壓下降過多，因此取消該前饋量，引風機靜葉自動調節，爐膛負壓最低下降至-351 Pa，然后開始上升，最大上升至357Pa，逐漸調節穩定在-98Pa。試驗時間至13：55，引風機失速，2臺風機無法并入運行，停運B側引風機。

在準備啟動增壓風機的過程中，當其動葉關至64%時，增壓風機入口壓力上升至1208Pa，雖然設計耐壓4kPa以上，考慮到設備長時間運行存在一定的腐蝕現象，為防止進一步關小增壓風機動葉可能導致其入口風道的損壞，需要降低鍋爐總風量，以降低煙氣量。另外，2臺送風機的設計出力偏大，動葉開度分別為13%和6%，再關小動葉無法降低送風機出力，將B側送風機停運，鍋爐總風量由900 t/h降低至800t/h。試驗時間至15：29，增壓風機動葉由45%關至35%，啟動增壓風機，再將增壓風機動葉開至44%，增壓風機啟動電流3000A，返回時間4s，增壓風機入口壓力最大上升至1830Pa，最后穩定在467Pa，爐膛負壓由-46Pa波動到-166 Pa，啟動成功。

3.2.3 增壓風機RB熱態試驗

負荷為500MW時，機組為CCS運行方式，A、B、C、E磨煤機運行，總煤量182.6t/h，鍋爐總風量為1417t/h，爐膛負壓-69Pa，主汽壓為21.3MPa，主汽溫度568℃，再熱汽溫度562℃（由于準備停機，故汽溫偏低），增壓風機動葉開度70.5%。就地停運增壓風機，觸發RB動作，增壓風機動葉自動全開，機組由CCS方式切至TF方式，目標負荷300 MW，降負荷率1320MW/min，目標汽壓17MPa，滑壓速率1.7MPa/min，A磨煤機跳閘，保留3臺磨煤機運行，投CD層油槍，燃料主指令為135t/h，總風量降至1049t/h，負荷降至379MW，爐膛負壓最低降至-910Pa，增壓風機入口壓力最大至880Pa，主汽溫度降至564℃，再熱汽溫降至551℃。增加風機RB試驗曲線，如圖2所示。

試驗過程中，送風機自動、引風機自動、一次風機自動、給水自動調節狀態良好。

表9風煙系統熱態阻力試驗數據

圖2增壓風機RB試驗曲線

4 結 語

燃煤發電廠煙氣脫硫系統取消旁路煙氣擋板后，在原熱控保護邏輯設置下，單臺增壓風機運行降低了機組運行的可靠性。通過優化熱控邏輯，對設備運行特性、熱控調節品質進行一系列摸索試驗，實

TestoftheBoosterAirBlowerBasedontheRemovaloftheBypass DamperontheDesulfurizationSystem

HUANGWei-jun1、2、3
（1.NorthChinaElectricPowerUniversity，Beijing102206，China；2.JiangsuGuohuaChenjiagangPowerGenerationCo.，Ltd，Yancheng224631，JiangsuProvince，China；3.ShenhuaGuohua（Beijing）ElectricPowerResearchInstituteCo.，Ltd，Beijing，100025，China）

ThelimestonegypsumwetFGDsystemofcoalfiredunitisreformed，andthefluegasbypassdamperis removed，butthereliabilityoftheunitisreduced.Inordertodealwiththeturbineboosterfantripquicklyafter unloading，afterthermalcontrollogicoptimizationandcoldairsystemairsystemtest，thermaltest，boosterfanofa unitofsystemtesting，andprovidereferencefortransformationofsimilarunits.

ultra-supercriticalunit；boosterfan；fastrunback；protectionlogic；test

TK223.27

A

1672-0210(2015)04-0011-06

2015-03-11

姓名：黃衛軍（1980-），男，東北電力大學，工程師，華北電力大學在讀工程碩士，鍋爐運行工程師。