一種確定發電廠風機風量標定系數的新思路

陸瑩，羅輦

（1.浙江省電力公司電力科學研究院，杭州310014；2.浙江省電力設計院，杭州310012）

一種確定發電廠風機風量標定系數的新思路

陸瑩1，羅輦2

（1.浙江省電力公司電力科學研究院，杭州310014；2.浙江省電力設計院，杭州310012）

在某發電廠600 MW超臨界燃煤鍋爐冷態通風試驗中，發現六大風機的風量測速裝置利用廠家提供的標定系數，計算得出的風量與實測值差距較大，因此對六大風機的風量測速裝置重新進行標定，由此提出了確定送、引風機標定系數的新方法。

鍋爐；風機；風量；測速裝置；標定系數

0 引言

準確測量電站鍋爐風量，是實現鍋爐負荷、燃料量及配風量等在線監測及自動協調控制的基礎，對機組的正常運行具有重要意義。電站鍋爐風量監視主要包括：二次風箱內的風量、磨煤機一次風量、煤粉管內一次風速以及風機的風量，風量（或風速）的測量原理是利用壓差測量元件測出壓差（一般指某一截面的動壓，或是某兩個截面的靜壓差），然后通過伯努里方程來計算流速或流量，測量元件的標定是準確測量風量的關鍵。風量標定系數的常規確定方法是做多個工況的標定試驗，算出每個工況的標定系數，然后取其平均值作為最終的標定系數。

在某發電廠600 MW超臨界燃煤鍋爐冷態通風試驗中，發現利用風機廠家提供的標定系數計算得出的風量與試驗時實際測得的風量差距較大，故采用新方法對風機的風量測速裝置重新進行了標定。試驗中發現送/引風機風量測速裝置的標定系數不是固定的參數，因此對確定標定系數提出了新的思路，對其他工程的風機風量測量具有一定借鑒意義。

1 設備概況

某發電廠600 MW超臨界鍋爐配有2臺軸流動葉可調式送風機（ASN-2660/1400）、2臺一次風機（AST-1812/1250）、2臺靜葉可調軸流式引風機（AN35e6）。

來自送風機的二次風被送入三分倉式回轉式空氣預熱器，加熱后經風道進入設置在爐膛四周的開式環形大風箱，通過燃燒器和NOX燃燼風噴口送入爐膛。

來自一次風機的氣流被分為兩部分，一部分經空氣預熱器加熱后成為熱一次風，另一部分作為調溫風（用于控制磨煤機的出口溫度）與熱一次風混合后進入磨煤機，從磨煤機出來的風粉混合氣流經煤粉管道和燃燒器噴入爐膛，煤粉在爐膛內燃燒放熱并形成熱煙氣。

2 問題的提出

一次風機和送風機的進氣箱彎頭前后設靜壓測點，與差壓變送器相連，所測信號經過轉換送到集散控制系統（DCS），由DCS計算后得出風機進口流量。根據伯努里方程，計算公式為：

式中：QV為風機風量（體積流量）；ΔP為風量變送器測得的差壓；ρ為介質進口密度，空氣標準狀況下的密度為1.293 kg/m3，ρ=1.293×273/（273+t），其中t為介質進口溫度；K2為測量系數。

對公式1進行簡化：

只要提供K1或者K2，DCS就能通過式（2）計算出風機的風量。但是根據風機廠家說明書中提供的K1，代入式（2）計算得出的風量值與實測值相比都明顯偏小。因此需要對風量測速裝置的測量系數K1重新標定，可根據式（2）轉換成式（3）進行計算。

3 主要試驗內容及結果

3.1 一次風機

以一次風機A為例，試驗中只運行一次風機A和1臺引風機，一次風機B和2臺送風機均停運，一次風機的風量即為磨煤機出口通道的風量之和。為提高測量精度，只打開3臺磨煤機的通道。用靠背管在打開通道的3臺磨煤機管道的測量口上測量出一次風機A的實際風量Q（靠背管測出的是動壓，換算成風速后再根據面積和密度得出流量），同時記錄一次風機風量變送器的差壓值ΔP及風溫t，根據式（3）可以得出風量標定系數K1。試驗中，變化一次風機A的動葉開度，所得參數見表1。

由表1可以看出，K1在不同工況下的數值很穩定，一次風機A的風量系數平均值為142，顯然，廠家提供的K1是不適合風量測量計算的。將該平均值代入DCS中的K1后，風量計算值基本接近實際測量的風量值。

3.2 送風機

以送風機A為例，送風機在風箱上半部分同一截面上均勻開了3組測孔，分別接至差壓變送器。為減小誤差，計算風量時取3個差壓變送器的平均值。試驗中，只運行送風機A和1臺引風機，送風機B和一次風機均停運，送風機風量即為二次風量和燃燼風量之和。鍋爐兩側的燃燒器二次風箱和燃燼風箱均有風量測孔，可通過S型畢托管測量出風量。用靠背管在風道測量口上實測風量，同時記錄送風機風量變送器的差壓值ΔP及風溫t，根據式（3）得出風量標定系數K1，見表2。顯然，廠家提供的K1也不適合風量測量計算。試驗中發現K1數值非常不穩定，試驗工況下最小值與最大值相差700多，用常規計算平均值的方法確定K1不夠嚴謹，必須尋找一種新方法。

比較表2中的數據，發現具有一定的規律性，動葉開度與K1的關系曲線見圖1。由圖1可見，隨著動葉開度的增加，K1也緩慢增加。根據圖1擬出K1關于送風機動葉開度的函數：

式中：X為送風機A動葉開度。

將式（4）代入DCS中的K1后，風量計算值基本接近實際測量的風量值?？梢姡捎盟惋L機動葉開度函數來標定K1是可行的。

3.3 引風機

引風機風量標定試驗情況與送風機類似。以引風機A為例，試驗中只運行引風機A和1臺送風機，引風機和一次風機均停運，引風機A的風量即為鍋爐兩側的燃燒器二次風箱和燃燼風箱A/B側風量之和，也即為運行送風機的風量。試驗中發現引風機A的K1也不固定，是隨靜葉開度的增加而變化的，如圖2所示。廠家給出的K1為46.3，顯然也不合適。

由圖2可見，引風機的K1與送風機相比稍有不同，當靜葉開度大于54%時，引風機的K1值就比較穩定了。這可能是因為引風機的風箱比送風機的大一些，當靜葉打開到一定程度，靜葉開度對風箱內流場的擾動變小，對K1的影響也就比較小了。根據圖2，給出了K1關于靜葉開度的函數如下：

式中：X為引風機A靜葉開度。

將式（5）代入DCS中的K1后，風量計算值也基本接近實際測量的風量值。

4 原因分析

送風機和一次風機都是軸流風機，由同一廠家生產，測速裝置的測孔位置也基本相同，為什么一次風機測速裝置的系數是穩定的，可以用常規取平均方法得出標定系數，而送風機測速裝置的系數卻隨動葉而變化呢？為此，對風機內部進行檢查，一探究竟。

風機內部結構見圖3，圖中a和b分別是靜壓測點的位置。一次風機只在風箱上部開有1組測孔接頭；送風機在風箱上半部分同截面上均勻開了3組測孔接頭。A為風機導向葉片區域，B為風機動葉區域，C為電機。L1為測孔離導向葉片邊緣的距離，L2為測孔離動葉邊緣的距離。

送風機和一次風機內部結構大致相同，只是L1和L2不同，比較情況見表3。

可見送風機的測孔離動葉邊緣的距離比一次風機的更近，因此，送風機動葉開度的變化對b點處的靜壓影響明顯，進而對測速裝置的標定系數造成了影響。引風機靜壓測點的位置與送風機類似，因此，引風機的靜葉開度對K1值也有影響。

5 結語

目前，很多發電廠的工程設計為了節約場地，流體的平穩管段相對較小，使有些測點的測量代表性大打折扣，對測量元件的標定也造成不利影響。因此，在標定風量系數時應該全面考慮各項因素（如動葉、風門擋板等）對測量的影響，而不能簡單地以多個試驗工況取平均值來確定。

[1]山東工學院，東北電力學院.工程流體力學[M].北京∶水利電力出版社，1984. [2]張書謹，陳樺，王達峰，等.直吹式制粉系統冷熱風道和一次風量測量方法的改進[J].浙江電力，2005，24（2）∶19-23.

（本文編輯：徐晗）

New Approach to Determination of Fan Air Flow Calibration Coefficient for Power Plants

LU Ying1，LUO Nian2
（1.Z（P）EPC Electric Power Research Institute，Hangzhou 310014，China；2.Zhejiang Electric Power Design Institute，Hangzhou 310012，China）

It is found that the air flows for the six fans obtained by calculation of the calibration coefficient, which is provided by the manufacturer，are significantly different from the measured values during cold state air test of the 600 MW supercritical coal-fired boiler in a power plant.Therefore，the re-calibration of the speed test device for the fans is carried out.A new approach to calibration coefficient determination for induced draft fans and forced draft fans is put forward.

boiler；fan；air flow；speed test device；calibration coefficient

TK223.26

：B

：1007-1881（2012）10-0059-03

2012-02-01

陸瑩（1981-），女，浙江東陽人，工程師，從事發電廠鍋爐及輔助設備的調試和電力期刊編輯工作。