引增合一風機對爐膛及煙風系統的影響與對策

唐國瑞，尤良洲，李壯

(華電電力科學研究院有限公司，杭州 310030)

0 引言

面對日益嚴格的環保排放指標，火電機組不斷新增或改造環保設施以滿足排放要求，但同時也造成煙風系統阻力增加。爐膛及煙風系統防爆設計壓力的取值標準，對于編制火電廠設計中的鍋爐技術規范書、風機選型及煙風系統的設計都有直接影響，而這些問題在國內外防爆規范中的規定及表述上均存在著差異或疑點。本文基于DL/T 5240—2010《火電發電廠燃燒系統設計計算技術規程》，對某330 MW機組采用引風機與增壓風機合并改造(引增合一改造)后的鍋爐爐膛及煙風進行安全評價。

1 工程概況

某電廠330 MW機組配套“2+2”型電袋復合除塵器，脫硫裝置配置1層合金托盤、3層噴淋層。應煙氣超低排放改造方案要求，新增吸收塔噴淋層、余熱利用裝置。原有風機系統壓頭無法滿足改造后機組運行要求，需進行引增合一改造，改造后擬定參數見表1。

2 防爆安全性評估

2.1 爐膛安全性分析

針對該330 MW機組引增合一改造工程，擬定引風機BMCR工況下全壓為9 230 Pa，TB工況下全壓為11.076 kPa。初步核算引風機在環境溫度下TB點壓頭為16.56 kPa(圖1中點1)，大于引風機在環境溫度下TB工況點風安全下限值(爐膛瞬時承壓為9.8 kPa，對應的安全下限值為-14 kPa)。需結合量工況。

表1 引風機改造參數

注：TB為風機性能考核點工況；BMCR為鍋爐最大連續蒸發

引風機在不利工況下壓頭等因素對爐膛進行安全評估。

2.1.1 BMCR失速點核算

按BMCR工況的開度失速點核算爐膛側最大負壓，初步擬定性能曲線如圖1所示。BMCR工況葉邊開度為2°，沿等開度線的失速點S0(圖1中點3)，計算失速點環境溫度下風機最大壓頭

pS0=Yρ0×ρB×(273+tb)/φB×(273+t20)，

(1)

式中：Yρ0為BMCR沿等開度線失速點比壓能，查圖1取值14 248 N·m/kg；ρB為BMCR工況風機入口密度，查表1取值0.733 4 kg/m3，(圖1中點2)；φB為BMCR工況風機壓縮修正系數，查表1取值0.964 5；tb為引風機入口設計煙溫，查表1取值155 ℃；t20為環境溫度，取20 ℃。以上各值代入式(1)，pS0=15 826 Pa。

圖1 引風機性能曲線

S0點系統阻力最小值

HS0=pBMCR×(QS0/QBMCR)2，

(2)

式中：pBMCR為合并后引風機BMCR工況壓頭，查表1取值9 230 Pa ；QS0為BMCR工況沿等開度失速點流量，查圖1(點3)取值648 000 m3/h ；QBMCR為合并后引風機BMCR工況流量，查圖1(點2)取值922 392 m3/h。以上各值代入式(2)，HS0=4 555 Pa。

風機最大余壓即爐膛最大負壓

(-)p=pS0-HS0，

(3)

計算可得(-)p=-11 271 Pa。

2.1.2 風機零流量點核算

按風機零流量點核算爐膛側最大負壓，即環境溫度下風機零流量點最大負壓

(4)

式中：Y0為零流量失速點比壓能(圖1中點4)，查圖2取值7 586 N·m/kg 。以上各值代入式(4)，p0=8 426 Pa。

因零流量時系統流動阻力為零，爐膛最大負壓等于引風機最大入口負壓(引風機最大全壓)，即(-)pFum=-8 426 Pa。

2.2 尾部煙道安全性分析

按照相關標準對鍋爐尾部煙道設計壓力進行核算。內爆工況下與穩壓工況下引風機入口負壓比值

Kt=pid,en/pid,en,o，

(5)

式中：pid,en為內爆工況下引風機入口負壓，根據其他相關公式計算得-9 092 Pa；pid,en,o為穩態工況下引風機入口負壓，查表1取值-5 700 Pa。各值代入式(5)，Kt=1.6。

爐膛內爆時煙道設計負壓的增壓系數

Kf,des=Kt-pFds÷pid,en,o，

(6)

式中：pFds為爐膛設計壓力，原設計值-5 800 Pa。各值代入式(6)，Kf,des=0.58。

基于上述增壓系數及原設計壓力值，得出爐膛尾部煙道承壓核算值，見表2。

表2 爐膛尾部煙道承壓核算值與原設計壓力值

2.3 評估小結

爐膛瞬間設計壓力為±9.8 kPa，爐膛設計壓力為±5.8 kPa，安全系數為1.72。經核算，引風機在環境溫度下TB點壓頭為16.56 kPa，BMCR工況等開度失速點爐膛最大負壓為-11.27 kPa，風機零流量點爐膛最大負壓為-8.426 kPa。環境溫度下，引風機選型點達-11.27 kPa，超過了安全要求。

現有的剛性梁設計無法保證鍋爐相關受壓部件(如水冷壁、包墻、頂棚受熱面管等)的安全性，同時鍋爐煙道等相關受壓件也因負壓超出原設計要求而存在安全隱患。若考慮加固方案，將涉及爐膛和包墻幾乎全部管剛性梁，加固范圍過大、難度較高。

根據靜電除塵器技術協議及電袋復合除塵器技術協議，除塵器本體設計壓力為±8.7 kPa，瞬時承壓為±9.8 kPa。設計值能夠滿足改造后日常的運行承壓要求，但不滿足BMCR工況引風機等開度失速點入口最大壓力。除塵器本體防爆等級已處于較高水平，加固工程量巨大。

原鍋爐尾部煙道防爆等級較低，不能滿足內爆工況下及穩壓工況下系統承壓要求，應通過加固或更換原有煙道等方式提高煙道防爆等級，但防爆等級不宜提高過多。

通過核算可知，對于爐膛及尾部煙道的防爆設計，穩態工況下設計壓力應滿足引風機壓頭的要求，但遇到各種惡劣工況(如爐膛熄火、送風機跳機、引風機擋板門關閉等)組合所發生的爐膛及煙道爆炸，防爆要求無法得到滿足。

3 防范對策

3.1 引風機和增壓風機并聯方式

從降低爐膛內爆風險角度分析，分設引風機和增壓風機的方案能夠降低單臺風機參數及規格，有利于降低風險及引風機及增壓風機同時跳機的可能性。但該方案有3個前提條件：脫硫吸收塔或增壓風機設有煙道旁路及相應保護裝置[1-2]；熱控設計中，在爐膛MFT(主燃料跳閘)時增壓風機聯跳；當增壓風機聯跳，旁路煙道擋板打開，引風機仍有失速裕量克服煙氣阻力[3]。分設引風機和增壓風機可降低風機跳機所帶來的沖擊，前提條件許可，可優先考慮保留增壓風機方案。

3.2 風機型式

對比軸流式引風機及離心式引風機性能曲線特點：當風機流量減少接近零流量點時，離心式風機壓頭升高并逐漸達到最大值；軸流式風機因風機葉片角度不同而具有不同壓頭及流量，每一個角度都會產生一個最大壓頭[4]，壓頭增大到一定值，風機將發生喘振和失速，使風機壓力迅速減小[5]。從降低鍋爐內爆風險角度，采用軸流式風機更為有利[6]。

3.3 優化系統阻力

煙風系統阻力高，必然需配備高壓頭大流量風機以克服系統阻力。但風機參數越高，異常工況下爐膛負壓波動越大[7]?？赏ㄟ^優化煙風系統中單個設備阻力，減少煙道布置中的彎管，降低煙道阻力，從而降低整體系統阻力。該方法一定程度上可降低風險發生的概率[8-9]。

3.4 爐膛控制保護

一味追求設備加固無法解決內爆帶來的風險[8]。通過尋求控制系統以及聯鎖保護系統限值之間的平衡，實現爐膛內爆發生可能性及危險性的最小化。許多研究表明[10]，根據爐膛結構、爐型、設計參數的不同，爐膛保護壓力設計情況亦不同。多數設計值已考慮設置主燃料跳閘值和報警值，但未考慮風機聯跳值或過長的延遲時間。當機組進行選擇性催化還原(SCR)脫硝、煙氣降溫裝置、脫硫系統串塔及濕式除塵器改造后，爐膛壓力變化速率增大，應充分考慮風機至爐膛之間壓力變化的延遲值，重新核算風機聯跳的延時時間。

4 結論

單純從增強爐膛結構及承受壓力來解決鍋爐內爆，從經濟性角度來講不可取。尤其在極端惡劣工況(如爐膛熄火、送風機跳機、引風機擋板門關閉等)，即使爐膛結構合理，也難以保證萬無一失。從預防鍋爐內爆的角度出發，合理風機運行方式、降低系統阻力、優化風機選型及采用適合的爐膛保護控制系統，可減少了內爆產生的可能性。