摘要：通過對某600MW機組引風機及增壓風機的性能測試，確定了合一模式下引風機的技術改造參數，討論了引風機的型式選擇，并根據現場條件提出了原引風機技術改造方案。
關鍵詞：引風機；性能試驗；合一模式；技術改造
中圖分類號：TH442 文獻標志碼：B
Technologic Retrofitting on Induced Draft Fan and Booster Fan Together for 600 MW Units
Abstract: This paper concludes technologic retrofitting parameter of integration mode and type selection of induced draft fan through performance testing on induced draft fan and booster fan for a certain 600MW unit，and brings up technologic retrofitting plan for original induced draft fan based on site condition.
Key words: induced draft fan; performance testing; integration mode; technologic retrofitting
0 引言
對于脫硫裝置和主體發電工程同步建設的電廠，可不必人為地把煙氣流程分為主體發電工程部分和煙氣脫硫部分而統一考慮風機的揚程達到煙氣排放的最終目的。引風機和增壓風機的設置有兩種模式：一是將引風機和脫硫增壓風機合二為一（簡稱合一模式）；二是分別設置引風機和脫硫增壓風機（簡稱分設模式）[1]。隨著國家環保政策日益趨嚴，新建火電機組已要求取消旁路，取消旁路后的合一模式由于其運行維護簡易、可靠性高、耗電低等優勢已漸漸在國內大中型火電機中組被推廣。而原有舊機組隨著脫硝改造、除塵器改造、節能減排等需要也已開始由原有的分設模式改為合一模式。
某電廠600MW亞臨界空冷機組原采用分設模式，脫硫系統不設置GGH。現因該機組欲采用選擇性還原催化法（SCR）進行脫硝，系統阻力增加約700Pa，而現有引風機裕量不大，增壓風機略有出力不夠現象，在此情況下，為一次性解決現存問題，通過對引風機及增壓風機進行熱態性能試驗，根據試驗結果及現場條件，對原引風機及增壓風機進行合一模式技術改造。
1 設備主要參數及系統布置簡圖
1.1 引風機及配套電動機設備參數（表1）
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2 熱態性能試驗及結果
2.1 熱態性能試驗
根據電廠實際運行情況，確定熱態性能試驗的內容為：在機組600MW、450MW、300MW三個工況下，分別對A、B側的引風機及增壓風機進行熱態性能試驗。
2.2 試驗結果
風機各個工況下試驗結果見表3。 |
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3 確定技術改造方案
3.1 確定選型參數
在熱態試驗600MW工況時，其鍋爐平均蒸發量為1 897t/h，實測引風機平均流量為533.3 m3/s，合并后引風機總壓力變為7 189Pa。在鍋爐BMCR工況時的鍋爐主汽流量為2 028t/h，將實測最大工況時的參數按照流量與蒸發量，及實測流量與壓力的關系，換算到BMCR工況下，同時加上脫硝增加阻力700Pa，考慮煤質變化及系統阻力變化等因素，同時由于試驗期間煤質較差，風機流量裕量取5%，風機壓力裕量取10%，以此為依據確定新風機設計參數，見表4。 |
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3.2 確定風機型式
根據國家標準DL/T 468-2004電站風機選型和使用導則的要求，引風機轉速不宜大于1 000r/min，而由于合一模式引風機全壓大，600MW機組通常采取的風機轉速主要有990 r/min和740r/min兩種，而采取轉速740r/min一般要采用雙級葉輪才能滿足壓頭的要求。根據選型參數可選擇以下三種方案：子午加速靜葉可調HA16248-8Z（方案一）、單級動葉可調HU16654-02（方案二）、雙級動葉可調HU27050-22（方案三）。三種方案技術參數對比見表5。 |
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3.2.1 運行經濟性對比
方案一采取靜葉調節，運行時節流損失大，高負荷效率接近動葉可調，而低負荷效率明顯低于動葉可調。方案二單級動葉可調風機由于全壓高，因此輪轂比大，葉片較短，使輪轂及葉頂處流動損失所占比例增大，從而使風機效率降低[2] 。方案三由于雙級動葉可調風機進氣箱及擴壓器產生的損失只需要計算一次，因此理論上來講方案三的效率高于方案二的效率。當然實際風機的效率與系統阻力線在風機的性能曲線上的分布有關，對于該工程來講，由表5可以看出無論TB點還是BMCR點，方案三效率都是最高，故經濟性上，方案三占優。
3.2.2 可靠性等對比
靜葉可調風機由于調節結構簡單，可靠性高。但是從磨損方面看，由于葉輪的磨損與其線速度的平方成正比，與煙氣沖刷速度的3.5次方成正比[3] ，方案一雖然輪轂比大，但由于子午加速的特點，流道僅后端流道面積窄，磨損問題得到緩解。方案二輪轂比大，葉輪流道極窄，磨損快，且因線速度極大，需采用特殊材料，成本高，制造周期長。方案三葉輪流道相對較寬，從磨損方面看無疑占有優勢。同時，高轉速風機還有軸承壽命短、噪聲大、密封件要求高等缺點。故從可靠性看，方案一與方案三各具優勢。
3.2.3 改造工作量對比
無論是方案一還是方案二，由于改造時轉速跨度較大（由原590r/min改為990r/min），風機葉輪直徑變化大（原為3 750mm），風機及電機需重新設計，原有地基需重新制作，進出口管道也需做過渡管與新風機配合，改造工作量較大。方案三由于轉速及葉輪直接變化不大，可保留原有絕大部分基礎，僅需增加油站、儀表箱、機殼部分基礎，風機進出口尺寸不變，保留進氣箱，新增部分過渡管以配合新風機，具體方案詳見圖2。從改造工作量來看，方案三占優。 |
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綜上所述，從技術方面看，方案三是該工程最為合理的方案。同時，采取方案三，在一定程度上節能效果好，風機長期運行在高效區，符合國家節能減排的要求。
3.3 合并后的煙道改造
引風機、增壓風機合并后的煙道改造有兩種方案：一是另加增壓風機旁路煙道，增壓風機不拆除；二是全部拆除增壓風機及其進、出口隔離風門，另外設計煙道。對此建議拆除集流器至擴壓器出口間的部件，另用一圓錐形管段代替（其阻力僅10Pa），這樣可充分利用增壓風機的低阻力進氣箱，同時還保留了增壓風機的進、出口隔離門和膨脹節，大幅節約了煙道的改造費用和工作量[4] 。
4 改造結果
在未加脫硝情況下滿負荷改造前后運行電流對比見表6。 |
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由上表可知，改造后滿負荷一臺爐電流減少約148A, 節能效果明顯，極大地降低了廠用電率；另一方面，由于合并后風機數目減少，聯鎖控制相應減少，使正常運行工作得到簡化。
5 結論
為了準確了解系統特性，使風機與鍋爐正常運行相匹配，改造風機前，務必對鍋爐所需的風量、風壓進行試驗測定，而試驗測定應盡可能在鍋爐最大負荷下進行[5] 。
600MW引風機與增壓風機合并引風機型式宜選用靜葉可調或雙級動葉可調，若TB點全壓大于9kPa，為避免風機線速度過大而造成磨損大、葉片及軸承壽命短、噪聲大等問題，宜選用低轉速雙級動葉可調。
風機的現場改造應遵循保證核心部件符合設計標準要求（如：機殼裝配、葉輪組等），盡量保證地基及進出口尺寸最小改動，對進氣箱、集流器、擴壓器等進行適當技術改造，達到現場工作量最小、風機對比標準風機影響最小、滿足現場實際需要的目的。 參 考 文 獻 [1] 葉勇健.引風機和增壓風機合二為一模式的探討[J].華東電力，2007，35（11）：106-109.
[2] 昌澤舟，等.軸流式通風機實用技術[M].機械工業出版社，2005：76.
[3] 張勇.600MW機組FGD增壓風機配置方式的比較[J].熱機技術，2005（1）：31-35.
[4] 劉家鈺，王寶華，岳佳全，等.1 000MW機組引風機與脫硫增壓風機合并改造研究[J].熱力發電，2010（8）：45-50.
[5] 劉家鈺.電站風機改造與可靠性分析[M].中國電力出版社，2001：155-156. |
