HU27050-22G引風機失速原因分析

任仰成，郭建軍

（1.山西魯能發電有限公司，山西 河曲 036500；

2.國家能源集團國神公司技術研究院，陜西 西安 710061）

1 某發電廠所用鍋爐運行情況

某發電廠2×600 MW機組采用哈爾濱鍋爐廠有限責任公司設計制造的亞臨界參數、控制循環、四角切向燃燒方式、一次中間再熱、單爐膛平衡通風、固態排渣、緊身封閉、全鋼構架的Π型汽包鍋爐，型號為HG-2070/17.5-YM9。鍋爐為單爐膛四角布置的擺動式低氮燃燒器切圓燃燒方式。采用正壓直吹式制粉系統，每臺機組配備6臺MPS型磨煤機，5運1備。鍋爐主要設計參數見表1，引風機及配套設備電機參數見表2。

府谷電廠1、2號鍋爐機組在實際運行過程中，由于煙氣系統空氣預熱器、電袋復合除塵器、煙氣換熱器GGH（Gas Gas Heater） 等設備阻塞，發生過多起引風機失速現象。空氣預熱器煙氣側的設計阻力值為1133 Pa，而運行期間空氣預熱器煙氣側實測進、出口平均差壓為1534 Pa，高于設計值。電袋復合除塵器的設計阻力值為1100 Pa，運行期間除塵器兩側進、出口平均差壓為1128 Pa，略高于設計值。脫硫系統設計阻力值為1500 Pa，運行期間吸收塔進、出口的差壓為1050 Pa，低于設計值。GGH系統：設計阻力值為1000 Pa，運行期間GGH原煙氣和凈煙氣側差壓之和為881 Pa，低于設計阻力值。

表1 鍋爐主要設計參數

鍋爐在600 MW負荷運行期間入爐煤工業分析和設計煤種見表3。

從表3可以看出：600 MW負荷運行期間煤質的全水和灰分高于設計煤種，而揮發分、硫分和低位發熱量均低于設計煤種。整體而言，實際運行期間煤種比設計煤種差。

表2 引風機及配套電機設備參數表

表3 600 MW負荷運行期間入爐煤工業分析和設計煤種匯總表

2 引風機運行分析

2.1 引風機運行試驗分析

根據鍋爐機組的運行情況，試驗時機組負荷分別為600 MW、450 MW和310 MW。為了便于了解引風機的運行狀況，將1號機組引風機試驗結果與性能曲線上對應值的比較列于表4。

由表4數據可以看出以下情況。

葉片角度：在高中低負荷工況下，引風機就地葉片角度與性能曲線上對應的葉片角度相比，A側角度偏大，最大偏大2°；B側角度偏小，最大偏小3°。風機兩側葉片角度偏差均未超過3%，偏差在合理的誤差范圍內，說明風機就地葉片對位較為準確。

表4 1號機組引風機熱態試驗結果與性能曲線值比較表

風機效率：在高中低負荷工況下，A、B兩側引風機實測效率在68%～88%之間，與性能曲線上對應效率值偏差不大，最大偏差為2.6%，說明引風機實際運行已達到設計性能。

2.2 引風機運行實測參數與設計參數比較

機組最大負荷為601.1 MW，對應工況的鍋爐蒸發量為1872.5 t/h，而鍋爐BMCR工況的設計蒸發量為2070.0 t/h。

為了對比設計參數，本節將實測601.1MW工況的風量、風壓，依據蒸汽量及系統阻力特性換算到BMCR工況（設計密度下，對應鍋爐蒸發量為2070.0 t/h）并與原有設計值進行比較，結果見表5。

表5 引風機熱態試驗的試驗值與其設計值比較表

將實測值換算至BMCR工況下，風機流量為479.2 m3/s，風機全壓為8413.5 Pa。而BMCR工況的引風機設計流量為560 m3/s，設計壓力為8868 Pa。將兩者進行比較，實測風量比設計值偏小16.9%，風量偏差較大；實測壓力比設計值偏小5.4%，在允許誤差范圍內。

引風機實測參數與TB點的對應設計參數比較，風量裕量為31.6%，風壓裕量為20.7%。目前風機風量裕量偏大，風壓裕量在允許誤差范圍內。

造成風機風量與設計值偏差較大的原因有以下兩點。

a）引風機選型設計時BMCR工況風機入口溫度為125℃，而運行實測的滿負荷工況下兩側引風機平均入口溫度僅為102℃，溫度偏低23℃。這樣流經引風機煙氣的實際密度會高于設計密度，在質量流量變化不大的情況下會造成引風機體積流量比設計值偏小。

b）試驗期間滿負荷工況下，省煤器出口氧量僅為2.0%左右，略低于機組運行正常控制水平，這也會造成風機的體積流量偏小。

2.3 煙氣系統各段沿程阻力測量

為了分析1號機組風煙系統的阻力狀況，試驗在滿負荷600 MW工況下，測量了風煙系統主要設備的阻力，整理的結果見表6。

由表6可知，600 MW試驗期間，脫硝運行狀況良好，但是空預器和電袋除塵器出現了一定程度的堵塞，空預器阻力高于設計值（1133 Pa）400 Pa左右，而電袋除塵器阻力略高于設計值（1100 Pa）。脫硫系統中，脫硫塔和GGH設備目前運行狀況正常，脫硫塔和GGH設備運行阻力都低于設計值。

建議對空預器、電袋除塵器和GGH換熱器等設備進行檢查，并定期清洗，保證設備正常運行。

表6 1號機組600 MW負荷試驗期間風煙系統各設備沿程阻力

2.4 引風機與系統匹配性分析

由表4、表5可知，在試驗3個負荷工況下，引風機運行在性能曲線的左上部區域，風機風量比設計運行點偏小很多，管網阻力曲線較為靠近失速區，且隨著負荷的增加，其失速安全裕量逐漸降低，風機與管網系統匹配性較差。

3 引風機失速原因分析

3.1 引風機失速情況初步分析

電廠一期鍋爐機組在2014年—2018年8月實際運行期間，多次發生搶風失速現象。其中，1號機組引風機發生過8次搶風失速，2號機組發生過3次搶風失速，結合近期的4次風機失速工況，估算出風機失速時的運行點，據此來對風機的實際運行點進行分析，并判定風機的實際失速裕度與理論失速裕度有無偏差。

在600 MW試驗的基礎上估算出4次歷史失速工況風機的運行工況點，然后通過分析幾次風機失速點的規律尋找風機的實際失速線。估算4次風機運行失速點的依據是風機風量根據流量與主蒸汽壓力的關系進行換算，而風機進口靜壓根據表盤數據差值進行換算，風機全壓根據表盤進、出口差壓的差值進行換算，并根據進口壓力的變化對密度進行了修正。

由此可見，引風機的實際失速線較理論失速線有一定程度的下移。以實際失速線為基準，經過計算可知，在600 MW工況下，引風機的實際失速裕度為1.41＞1.3，僅剛剛滿足國家標準的要求，失速裕度并不充裕，換熱設備稍有堵塞，引風機失速裕度便會小于國家標準，引發失速隱患。

3.2 引風機失速原因分析

經過前面的分析可知，現有引風機在高負荷運行時很容易發生失速現象，主要原因如下。

a） 引風機實際運行的風量遠低于設計風量，風機選型參數與目前實際運行參數差別較大。現有引風機原來的選型溫度為134.9℃，而目前2臺引風機入口的平均溫度為101.8℃。可見原有風機選型溫度較目前風機實際進口溫度偏高超過30℃，且引風機滿負荷實際運行的風量較設計選型風量偏低近200 m3/s，因而風機與管網系統匹配性差，風機的實際運行點靠近失速區。

b）煙氣系統的設備運行時存在堵塞，導致風機的運行點向高壓頭方向移動，這也會降低風機的失速裕度（在流量變化不大的前提下）。影響風機運行風壓的因素主要是風煙系統和脫硫系統的環保設備運行狀況，容易產生堵塞的設備主要有空預器、電袋除塵器和GGH換熱器等。

c）引風機的實際失速線較理論失速線下移明顯，導致實際失速線向運行工況點靠近，使得引風機工況點的實際失速裕度降低。

4 環保改造后現有引風機運行狀況評估

4.1 機組環保技術改造后阻力變化情況

電廠計劃對1號機組進行一系列環保改造，這將會對風煙系統和脫硫系統的阻力特性產生一定的影響，具體改造方案如下。

a）脫硝提效改造：對現有脫硝系統進行提效改造，預計新增阻力300 Pa。

b）電袋除塵器升級改造：對電袋除塵器進行升級改造，本次升級改造設備阻力無變化。

c）脫硫增容改造：在吸收塔內增設高效除霧器，預計新增阻力200 Pa。

因此，本次改造風煙系統和脫硫系統阻力增加共計500 Pa，同時會影響引風機進口煙氣壓力，但不會影響引風機進口煙氣溫度。

將機組環保改造后其他工況系統增加阻力按各負荷風量進行換算，據此得到機組環保改造后不同工況下風機運行預估參數，詳情見表7。

表7 機組環保改造后風機運行參數預估表

4.2 環保改造后現有引風機系統運行分析

為了分析環保改造后現有引風機運行的安全穩定性，將環保改造后600 MW、450 MW和310 MW各試驗工況的風機實際失速裕度的計算結果列于表8中。

由表8可知，機組環保改造后，在600 MW工況下，引風機的實際失速裕度小于1.3，不滿足《電站鍋爐風機選型和使用導則》DL/T 468—2004的要求。由此可見，環保改造后，在600 MW工況下，引風機的實際安全裕量過小，風機運行時幾乎必然會失速。

綜上所述，機組環保技術改造后，現有引風機運行工況點失速裕度過小，引風機存在很大的失速風險，建議對引風機及煙道系統進行改造，提高機組運行安全性。

表8 環保改造后引風機的實際失速裕度計算表

5 結論與建議

a）造成風機失速的主要原因：一是由于風機運行風量遠小于其設計風量，導致風機運行工況點左移；二是由于引風機實際失速線與理論失速線存在偏差，實際失速線向下有所偏移。

b）環保改造后，現有引風機在600 MW及以上工況失速裕度過小，存在很大的失速風險，因此建議近期在引風機出入口增設導流板，使引風機運行遠遠偏離失速區域。

c）由于引風機出口煙道阻力偏差，當鍋爐機組增加出力時，對1號鍋爐而言A引風機動葉開度調節超前于B引風機；對2號鍋爐而言B引風機動葉開度調節超前于A引風機。

d）解決失速問題時，應在進行引風機改造的同時優化其出入口煙道特性。