汽動引風機進出口煙道流場優化技術改造與應用

賈文飛

（內蒙古京能康巴什熱電有限公司，內蒙古 鄂爾多斯 017010）

1 概述

此次數據提供電廠為2*350MW超臨界直流供熱機組，每臺鍋爐配備2臺汽動引風機，引風機采用變速離心式風機，由上海鼓風機廠有限公司生產。其中2號機組風機型號為1788AZ/1990引風機D=3542。引風機由小汽輪機驅動，小汽輪機由杭州汽輪機廠生產，型號為NK50/60。

引風機汽輪機正常工作汽源采用四段抽汽，備用和啟動用汽源采用輔助蒸汽或再熱冷段蒸汽，引風機汽輪機的調試汽源來自輔助蒸汽系統。每臺引風機汽輪機各自配置1臺凝汽器，引風機汽輪機排汽凝結水經凝結水泵升壓后打入主汽輪機的熱井中，引風機汽輪機的疏水排入引風機汽輪機凝汽系統中。引風機汽輪機設置獨立的軸封系統，軸封汽來自主機軸封系統的封汽蒸汽經節流降壓至0.101MPa～0.108MPa后，由封汽管路導入前、后封體，少量蒸汽經前、后冒汽管排出，進入汽封冷卻器。引風機汽輪機的控制采用電-液調節系統，功能是控制機組的轉速（功率），使其在規定的范圍內運行。調節器接收機組的轉速信號及CCS系統的輸出信號，實現對汽輪機轉速的控制。

2 引風機煙道流場優化前存在問題

為保證供電成本的有效控制完成降本增效的目標，該電廠2016年燃料供給結構發生變化，低熱值煤、高硫煤、煤泥開始摻燒入廠。由于汽車煤入廠的不穩定性，造成了燃料配比的不均衡和發熱量的下降，燃煤發熱量的降低造成相同負荷下總煤量的大幅上漲，也就造成了鍋爐煙氣量的增加。同時，由于2017年05月2號機組經過污染物超低排放改造后，2號機組吸收塔出入口差壓比1號機組吸收塔出入口差壓大500Pa左右，2號機組兩臺引風機運行期間小汽輪機轉速較高，不能滿足機組運行需求。2019年05月A修期間上海鼓風機廠出具相關方案，將2號機組兩臺引風機轉子葉片加長74mm并做防磨處理。改造后運行過程中，兩臺引風機驅動端、非驅動端軸承箱高轉速工況下水平振動值達到10mm/s～12mm/s之間（轉速5300rpm～5700rpm較為明顯）。期間對2號機組兩臺引風機轉子分別進行了動平衡校驗，發現動平衡相位變化偏差較大，無法利用動平衡的方式解決軸承箱水平振動大問題。并且引風機在高轉速工況下，引風機吸入口煙道存在晃動現象。

3 引風機振動大問題原因分析

經分析認為，煙氣系統內部氣流存在不穩定區域，是造成引風機軸承箱水平振動大和引風機進出口煙道晃動大主要原因。通過對不同負荷下除塵器出口和脫硫塔入口流場測試可得出引風機入口的不均勻系數在0.2以下，引風機出口的不均勻系數在0.2以上。

機組330MW負荷下，煙氣的平均流速較低，不同測孔下的流速偏差較大，而造成煙氣流場不穩定的原因主要有以下幾個因素。

（1）引風機進口上游較近處存在60°的彎頭，使得在風機進口截面流場存在較大的不均勻性，煙氣主流將偏向煙道下半部，會對引風機引起強烈的進口系統效應，同時，彎頭還會引起葉輪進口的正向預旋，在相同流量下會降低引風機全壓[1]。

（2）引風機機殼出口很近就設置風門，由于引風機機殼出口通流面積很小、平均流速很高，加之該處流速很不均勻，一方面該風門即使全開也會有較大阻力，也會引起引風機出口的系統效應[2]。

（3）引風機出口擴壓段的擴張角偏大，擴張角達到了19°而一般情況下該擴張角角度不建議大于15°。（參見孫研主編機械工業出版社《通風機選型實用手冊》P78和其他相關文獻）。

4 相關技術性改造

4.1 引風機入口除塵器處煙道流場相關改造

為保證引風機進口段煙道流場得以更平穩，優化設計改造實施方案除塵器凈煙氣室后水平煙道90°彎頭對流匯沖處設置新增一組導流板（新增導流板2），引導水平煙道兩側煙氣匯流，同時不影響單風機運行時的煙氣流動。煙氣經水平煙道對流匯沖后進入豎直煙道，將豎直煙道上部與水平煙道的直角連接改為斜角連接，以引導煙氣轉向、提高煙氣充滿度。引風機進口豎直煙道上部增設一塊長2200mm的隔板，實現煙氣預先引導，避免匯流后煙氣在豎直煙道內扭轉[1]。

4.2 引風機出口段煙道流場優化設計改造

為保證引風機出口煙氣流場的平穩性，此次技術改造將引風機出口風門向后移動3400mm，并且由原來的橫向放置變為縱向放置，減小氣流對風門的沖擊作用，同時提高煙道內部氣流速度縱向分布的均勻性。并將原結構的擴張段變為兩段擴張，在兩段擴張段之間布置出口風門，一次擴張段的擴張角由原來的19°變成15°左右。同時，對原結構引風機出口水平煙道轉彎處中的原始導流板進行重新設計，將原結構的3塊導流板增加至4塊，并調整導流板的半徑、弧度，以引導煙氣轉彎。

圖1 改造后設備構造圖

5 技術改造后的試驗結果

經過改造后該電廠對改造后不同負荷下的流場分布情況重新進行了測試，分別是175MW、270MW和350MW，通過實驗可以得出數據引風機入口的不均勻系數在0.2以下，引風機出口的不均勻系數也降至0.2以下，下面取350MW負荷數據如下。

表1 改造后350MW負荷工況除塵器出口流場分布測試匯總結果

表2 改造后脫硫塔進口流場分布測試主要匯總結果

引風機在經過上述改造后，煙道的流場均勻性得到極大改善，經過投運后的驗收情況如下。2號機組1號引風機小機轉數在5496r/min時，引風機前、后軸承振速測點3最大為6.84mm/s和6.7mm/s，2號引風機小機轉數在5500r/min時，引風機前、后軸承振速測點3最大為7.38mm/s和6.11mm/s。2號機組1號引風機小機轉數在5800r/min時，引風機前、后軸承振速測點3最大為8.34mm/s和8.07mm/s，2號引風機小機轉數在5800r/min時，引風機前、后軸承振速測點3最大為4.84mm/s和4.01mm/s，1號引風機前、后軸承振速測點3超出報警值，在規定值范圍內，2號引風機運行參數良好，整體數據可以看到振動值均有大幅度的下降。

6 結論與建議

（1）改造前后的除塵器出口流場不均勻指數基本保持在0.2左右，流場分布趨勢較一致。試驗方認為在流場改造起始位置煙氣分布較為一致的前提下比較系統改造前后的煙氣流場改善情況較為合理。

（2）三個工況的脫硫塔進口煙道水平截面流場分布不均勻系數在由改造前的0.20以上下降至0.20以下。同時截面深度方向（前后墻）的煙速偏差有所降低。相比改造前，煙道中心近B側的煙速有所下降，煙道寬度方向中間區域高于兩側的對稱分布狀態。

（3）三個工況的脫硫塔出口煙道水平截面流場分布不均勻系數在0.20以上。試驗方認為脫硫塔出口煙道的煙氣流速均勻性較差，可能導致該段煙道阻力偏大，仍有降阻空間。

（4）改造后，不同工況下（350MW、270MW、175MW負荷），兩側引風機進口煙氣量分別為：A側343.9/262.4/181.1m3/s，B側347.1/257.5/182.8m3/s。兩側引風機有效功率分別為：A側2347/1215/545kW，B側2375/1210/546kW。日常運行期間，兩側引風機的工作狀態無明顯偏差。

（5）由改造前風機工況點擬合曲線與改造后工況點對比可見，相同煙氣量運行條件下，不同負荷的引風機全壓升均有較大程度的下降，由此推測改造后的引風機能耗亦有所下降。

（6）目前煙氣系統的阻力降低主要是由于除塵器出口至脫硫塔出口段的阻力降低所致，結合現場實測數據與DCS參數可知，脫硫塔阻力降低為主要因素，引風機進出口煙道阻力降低為次要因素。

（7）本次檢修，脫硫塔降阻效果良好，350MW負荷工況下，阻力下降約800Pa。350MW負荷工況下，改造后引風機進出口煙道阻力相比改造前阻力降低300Pa以上（相同煙氣量），達到本次數值模擬改造的預期效果。

（8）不同負荷負荷工況（350MW、270MW、175MW）時，在相同引風機全壓升、引風機進口煙氣流量條件下，改造后的風機有效功率均低于改造前，偏差值分別為4.6%，3.7%，2.3%，該值可近似認為引風機改造后的效率提升（相比改造前效率）。