600 MW機組超低排放改造引風機選型

唐忠順， 王海秀， 張燕強， 周秋樂

(1. 茂名臻能熱電有限公司， 廣東茂名 525011； 2. 廣東石油化工學院， 廣東茂名 525000)

《全面實施燃煤電廠超低排放和節能改造工作方案》要求2020年前，全國所有具備改造條件的燃煤電廠力爭實現超低排放。《廣東省煤電節能減排升級與改造行動計劃(2014—2020年)》中要求到2020年[1]，全省燃煤機組大氣污染物排放質量濃度基本達到燃氣輪機組排放標準(即在基準含氧量6%的條件下，煙塵、SO2、NOx的排放質量濃度分別不高于10 mg/m3、35 mg/m3、50 mg/m3)。

為了積極響應環保新要求，某電廠7號機組(600 MW)于2016年11月進行超低排放改造，技術路線為選擇性催化還原(SCR)脫硝改造+濕法脫硫提效+增設濕式電除塵器+預留水煤介管式煙氣換熱器(MGGH)布置位置。SCR脫硝改造方案選用直接增加相同規格的備用層催化劑，脫硫提效方案是在吸收塔入口煙道頂部距離第一層噴淋層1.9 m處安裝一個多孔合金托盤。根據選擇的技術路線，在最大連續蒸發量(BMCR)工況下，煙氣系統阻力將增大1 600 Pa，原引風機最大設計工作壓力不能滿足改造后BMCR工況所需風機壓力，實際運行中僅能滿足機組正常狀態下的600 MW工況出力要求，但此時引風機已無出力裕量，如果系統設備堵塞或煤質惡化則無法滿足滿負荷出力要求，必須對原引風機進行增容改造[2]。通過對引風機進行選型研究，選擇合適的風機型號以滿足機組正常運行。

1 鍋爐煙氣系統概述

該機組于2014年1月投產運行，鍋爐為DG1920/25.4-II2型超臨界變壓直流本生鍋爐，采用一次再熱、單爐膛、尾部雙煙道結構、煙氣擋板調節再熱汽溫、固態排渣、全鋼構架、全懸吊結構、平衡通風、露天布置、前后墻對沖燃燒。鍋爐主要技術參數見表1(BRL為鍋爐額定負荷；THA為熱耗率驗收)。

表1 鍋爐主要技術參數

鍋爐煙氣系統原配有2臺SAF30-15-2型雙級動葉軸流引風機(筆者所取參數為2臺風機參數的平均值)，脫硫系統不另配增壓風機。原引風機設計技術參數見表2(TB為風機設計點)。

表2 原引風機設計技術參數

2 風煙系統阻力評估

2.1 改造前煙氣系統阻力測試

機組超低排放改造前，對600 MW機組煙氣系統阻力進行摸底測試。測量結果表明：脫硝系統A側阻力為800 Pa、B側阻力為830 Pa，因脫硝系統安裝的是兩層催化劑，阻力值基本正常；空氣預熱器A側阻力為1 995 Pa，B側阻力為1 830 Pa，大于設計阻力1 100 Pa，因空氣預熱器存在嚴重的堵塞問題，進而影響到煙氣系統阻力；電袋除塵器系統A側阻力為805 Pa、B側阻力為825 Pa，目前國內電袋除塵器實際平均阻力為1 000 Pa，該機組電袋除塵器阻力處于國內較優水平；脫硫吸收塔阻力為1 070 Pa，而設計阻力為1 350 Pa，脫硫吸收塔共四層噴淋層，試驗時僅投用了三層，得出脫硫吸收塔阻力屬正常。

由上述分析可以看出：試驗測試數據表明脫硝系統、電袋除塵器及脫硫系統的阻力均處于正常范圍，但空氣預熱器阻力明顯偏大，存在嚴重的阻力問題。

2.2 不同超低排放改造技術路線下煙氣系統新增阻力

該機組超低排放改造有3個技術改造路線可供選擇：技術路線一為SCR脫硝改造+預留煙氣冷卻器布置位置+濕法脫硫提效(煤中硫質量分數w(S)=1.0%)+增設濕式電除塵器+預留煙氣再熱器布置位置+風機改造；技術路線二為SCR脫硝改造+預留煙氣冷卻器布置位置+濕法脫硫提效(w(S)=1.2%)+增設濕式電除塵器+預留煙氣再熱器布置位置+風機改造；技術路線三為低氮燃燒器改造+SCR脫硝改造+增設煙氣冷卻器+濕法脫硫提效(w(S)=1.75%)+增設濕式電除塵器+增設MGGH+風機擴容。

低氮燃燒器改造不會對系統阻力產生影響；脫硝系統催化劑安裝了兩層，新增一層催化劑，設計阻力為200 Pa；增設MGGH將使系統阻力增加1 000 Pa。脫硫提效改造對系統阻力的影響為：技術路線一在吸收塔入口煙道頂部距離第一層噴淋層1.9 m處安裝一個多孔合金托盤，阻力增加700 Pa；技術路線二新增一層噴淋層并新增一層合金托盤，阻力增加1 000 Pa；技術路線三將原有吸收塔改為雙循環吸收塔，在雙循環吸收塔中間新增一座AFT(Absorber Feed Tank)漿液收集碗裝置，阻力增加900 Pa。改造還將在吸收塔出口安裝濕式除塵器，系統阻力增加700 Pa。由此得出：在BMCR工況下，技術路線一增加系統阻力1 600 Pa，技術路線二增加系統阻力1 900 Pa，技術路線三增加系統阻力2 800 Pa[3]。

3 引風機改造選型研究

3.1 超低排放改造后引風機運行預估

對超低排放改造后引風機運行參數估算，數據見表3。

表3 改造后引風機運行參數估算數據

超低排放改造三種技術路線BMCR工況所需引風機壓力均已大于現有引風機8 532 Pa的最大設計工作壓力。將改造后的引風機運行參數標注在原引風機的性能曲線上，見圖1。

由圖1可以看出：機組超低排放改造后，在BMCR工況時原引風機動葉角度約為+10°。如再按相關技術規范[4]考慮一定的體積流量裕量、風機全壓裕量，則改造后TB工況將超出該引風機的工作極限。同時，改造后引風機的高負荷工作點將向風機失速區域靠近，例如在技術路線三的600 MW工況時，風機運行點理論失速裕量僅為1.37，略高于國家標準規定的1.3的最小失速裕量要求。考慮到運行中參數的變化，原引風機運行存在一定的失速安全風險。因此，原引風機不能滿足機組BMCR工況的安全穩定出力需求。

圖1 超低排放改造后原引風機運行情況

實際運行中僅能滿足機組正常狀態下600 MW工況出力要求，但此時風機已無合理的出力裕量，如果空氣預熱器堵塞嚴重或煤質變差時，風機就無法滿足滿負荷需求[5]。因此，該超低排放改造需要對原引風機增容改造。

3.2 引風機增容改造參數設計

(1) 風機體積流量。

在600 MW工況(給水質量流量1 795.0 t/h)引風機平均實測體積流量為446 m3/s，根據蒸發量換算到BMCR工況后，得出BMCR工況工作風機體積流量為478 m3/s，入口煙氣溫度約135 ℃，密度為0.86 kg/m3。由于超低改造不會對引風機入口系統煙氣量產生影響，因此，取上述實測風機體積流量推算的BMCR工況風機體積流量作為超低改造后新的選型基本風機體積流量。

考慮今后煤種、煙氣系統漏風和排煙溫度變化，以及目前鍋爐煙氣流量較高的現狀，綜合考慮在上述基本風機體積流量基礎上取5%的裕量，即改造后TB工況設計風機體積流量為501.9 m3/s，取整后為500 m3/s。

(2) 風機全壓。

在600 MW工況下引風機實測全壓為6 013 Pa，根據實測風機體積流量與風煙系統阻力的關系換算到BMCR工況下，得出BMCR工況系統風機全壓為6 788 Pa，以此作為新引風機選型基本壓頭并考慮15%的壓頭裕量，而超低排放改造新增阻力由于已經考慮了裕量這里不再取裕量，最終得出不同改造技術路線下的新引風機TB設計壓力(取整后)分別為：技術路線一9 400 Pa、技術路線二9 700 Pa、技術路線三10 600 Pa。

(3) 電動機功率。

風機軸功率計算公式為[6]：

(1)

式中：N為風機軸功率，kW；kpt為風機壓縮性系數，根據風機全壓、進口絕對靜壓計算，約為0.966；Q為風機體積流量，m3/s；p為風機全壓，Pa；η為風機全壓效率，取0.85；

電動機選型功率計算公式為：

(2)

式中：Pe為電動機功率，kW；K為電動機的容量安全系數，軸流式風機轉動慣量較小，取1.05；ηs為傳動效率，聯軸器直聯傳動，取0.98。

由式(1)和式(2)可得：按技術路線一TB工況，風機軸功率為5 341 kW，電動機選型功率為5 723 kW；按技術路線二TB工況，風機軸功率為5 512 kW，電動機選型功率為5 906 kW；按技術路線三TB工況，風機軸功率為6 023 kW，電動機選型功率為6 454 kW。

根據上述計算結果，引風機改造后風機體積流量、風機全壓、電動機選型功率的參數匯總見表4。

表4 引風機改造后主要性能設計選型參數

4 引風機增容改造方案選擇與分析

4.1 改造方案選擇

引風機增容改造最終按技術路線二所選擇的參數進行實施，2017年1月該600 MW機組完成了超低排放改造。

引風機增容改造具體方案如下：電動機更換，因原電動機功率為5 000 kW，不能滿足改造后的風機功率需求；風機進出口尺寸不變，輪轂及葉片全部更換；風機集流器改造，需要與新的葉輪匹配；擴壓器更換；機殼更換；主軸承箱與液壓調節裝置整體運返風機廠家進行解體大修后利舊；電動機潤滑油站、風機油站、冷卻風機等利舊；風機中心標高不變，風機基礎與電動機基礎利舊。

根據改造方案及選型參數要求，并結合該機組改造實際情況，引風機生產廠家選取了SAF31-18-2型雙級動葉可調軸流風機，提供的增容改造后的引風機技術參數見表5。

表5 增容改造后引風機技術參數

4.2 改造分析

600 MW機組超低排放改造后，于2017年2月20日至24日對引風機進行性能試驗。在機組600 MW、430 MW、300 MW三個工況下測量了引風機參數。性能試驗結果見表6，實際運行性能曲線見圖2。

表6 引風機改造后性能試驗數據

圖2 實際運行工況點在性能曲線中的表示

風機全壓、風機體積流量取A、B兩側的平均。由表6得出：在600 MW滿負荷工況實際運行下，風機全壓為6 455 Pa，風機體積流量為406 m3/s，軸功率為3 218.9 kW。因設計技術參數沒有提供430 MW與300 MW兩個工況下的參數，故不進行比較分析。

將600 MW工況下實際運行參數與表5中風機設計技術參數比較：全壓裕量為17.13%，風機體積流量裕量為8.97%。

由此可以得出：風機全壓偏差相對較大，全壓偏高約1 300 Pa，相對偏高17%，體積流量相對偏大約9%。這主要是因為試驗時煙氣系統相關設備處于較清潔狀態，從另一個角度來看，較高的全壓裕量可以保證將來煙氣系統相對惡劣運行工況時引風機仍能滿足需要。經計算本次各試驗工況點的失速裕量均較大(大于30%)，為引風機穩定運行提供較好的保障。綜上所述，該引風機增容改造的優化選型工作較為成功。

5 結語

針對某600 MW機組超低排放改造，對引風機增容改造優化選型進行了綜合分析計算，提供了技術思路與方法，可供電站風機選型改造提供一定參考。

通過綜合對比，該引風機改造最終選用了SAF31-18-2型雙級動葉可調軸流風機。根據風機選型設計參數與改造后風機實際運行時的試驗結果比較、分析，選型參數合理，風機設計安全裕量充分，能夠滿足鍋爐正常運行下的各工況需求，即使將來再增加MGGH相關換熱器，在煙氣系統阻力水平正常情況下，該引風機及其電動機也能滿足要求。

參考文獻：

[1] 覃蕓, 王延緯. 廣東省"十三五"期間火電廠建設空間分析[J]. 廣東電力, 2016, 29(7): 67-71, 77.

[2] 周沖. 600 MW火電機組超清潔排放改造及配套引風機改造應用與分析[J]. 應用能源技術, 2017(2): 20-23.

[3] 韋紅旗, 馬國偉, 王曉風, 等. 600 MW機組煙氣系統綜合改造后風機的改造及選型分析[J]. 電站系統工程, 2015, 31(5): 61-65.

[4] 中華人民共和國住房和城鄉建設部, 中華人民共和國國家質量監督檢驗檢疫總局. 大中型火力發電廠設計規范: GB 50660—2011[S]. 北京: 中國計劃出版社, 2012.

[5] 梁新磊, 耿靜, 姚衛國. 超臨界600 MW機組鍋爐改造后引風機選型分析[J]. 熱力發電, 2013, 42(4): 102-103, 108.

[6] 北京能源集團有限責任公司, 東南大學. 電站風機應用技術與實踐[M]. 北京: 中國電力出版社, 2017: 23-24.