火力發電廠引風機汽電聯驅的問題分析

賀彥鵬，商 政，李健豪，易海波

（中國電力工程顧問集團西北電力設計院有限公司，陜西 西安 710075）

0 引言

作為火力發電廠鍋爐的重要輔助設備，引風機克服了鍋爐尾部煙道、脫硝、除塵、脫硫的阻力，將鍋爐燃燒產生的煙氣抽出，保證了爐膛內燃燒所需的穩定壓力。隨著國內燃煤電廠大容量、高參數的發展趨勢，引風機的功率也隨之增大，合理選擇引風機動驅動方式，既有利用于減少能耗，提高電廠的發電效率，也有利于低排放的環保要求。

祝文杰[1]對660 MW超超臨界燃煤發電機組引風機選型進行了研究，并對增置風機的方案提出了優化。寧新宇[2]分析了引風機與驅動電機容量不匹配的問題，建議將引風機選型的流量裕度控制在10%～15%。江劍明[3]對引風機采用電動、蒸汽驅動（四段抽汽汽源）、蒸汽驅動（五段抽汽汽源）三種方案驅動方式進行了經濟性比較，研究表明蒸汽驅動（四段抽汽汽源）驅動方式經濟性最優。

國內對引風機及其驅動方式的研究，大部分集中在選型和經濟性比較方面，對于在設計、施工、調試過程中遇到的問題研究較少。本文以某660 MW火力發電廠汽電聯驅引風機為例，分析了在設計、施工、調試中的注意事項。

1 引風機及其驅動方式

引風機包括動葉可調和靜葉可調兩種型式。動葉可調軸流式引風機的液壓調節裝置由電動執行器直接驅動，調節動葉片角度調整風壓和風量。靜葉可調軸流式引風機的進口導葉角度由電動執行器直接驅動調整風壓、風量[4]。

根據驅動引風機方式的不同，引風機及驅動方式可分為引風機電機驅動、引風機汽輪機驅動、引風機汽電聯驅。引風機電機驅動啟停運行中調節平穩、靈活，控制簡單可靠，操作方便，但該方式需配備大容量的電機，增加了廠用電率，甚至可能引起母線電壓降低導致設備跳閘[5]。引風機汽輪機驅動可以大幅降低廠用電率[6]，但該方式需要直接從主汽輪機抽汽，發電廠的煤耗會增加；引風機汽輪機軸功率滿足引風機的軸功率時，汽輪機的設計軸功率與正常運行時引風機所需的驅動功率偏離較大，引風機汽輪機在運行中進汽調節閥開度偏小，效率偏低[7]；且在整套啟動過程中，需要額外給小汽輪機配置啟動汽源。

引風機汽電聯驅克服了引風機電機驅動和引風機汽輪機驅動的缺點。該方式降低了廠用電率；引風機汽輪機在運行中進汽調節閥可以全開，提高了引風機汽輪機的效率；且汽電聯驅的汽驅和電驅兩種驅動方式互為冗余，一定程度上提高了引風機的可靠性[8-9]。

2 汽電聯驅引風機設計、施工、調試問題分析

2.1 汽電聯驅引風機簡介

某660 MW火力發電廠汽電聯驅引風機布置在引風機房0 m處，采用單列布置1臺100%容量的動葉可調軸流式引風機。電機位于引風機與引風機汽輪機中間，電機一側直接與引風機相連，另一側通過離合器與引風機汽輪機相連，所有設備均在同一基礎平臺上，均為同軸安裝。

此發電廠選用動葉可調軸流式、定速運行引風機，該引風機為臥式布置，基本參數如表1所示。

表1 引風機基本參數

選用的電機為異步電動機，基本參數如表2所示。

表2 電機基本參數

為滿足引風機的參數，選配的引風機汽輪機為單杠、單流程、凝汽式汽輪機，運行方式為變參數、變功率、定轉速，TMCR工況功率為11 564 kW，VWO工況功率為11 817 kW，額定轉速5 650 r/min，基本參數如表3所示。

表3 引風機汽輪機基本參數

啟動時，電機直接帶動引風機工作，離合器分離，引風機汽輪機和電機斷開。引風機汽輪機的啟動汽源為輔助蒸汽，正常運行汽源為主機汽輪機中壓缸四段抽汽。

根據引風機汽電聯驅同軸布置的特性，離合器采用變速齒輪箱與離合器一體化設計的行星變速離合器。當汽輪機轉速達到離合器設定的轉速時，離合器驅動齒面與被驅動齒面自動嚙合。汽輪機轉速低于離合器設定動轉速時，離合器自動脫開。引風機在全轉速運行時，汽輪機能自行啟動并達到全速，離合器自動嚙合與電機相連。汽輪機也可以單獨停機，停機時離合器自動脫開而與電機斷開。

2.2 設計問題分析

由于引風機汽輪機、離合器、電機、引風機供貨廠家不同，在項目實施階段初期，需保證各設備的同軸度，運行時汽輪機的溫度高于引風機，汽輪機相對引風機會向上膨脹，因此在冷態安裝時，汽輪機中心要略低于引風機中心，從汽輪機至引風機應有向上的揚度。如在安裝時發現引風機汽輪機—離合器、離合器—電機、電機—引風機偏差超過設計要求時，要以轉速最高的引風機汽輪機的中心為基準，調整其它設備的中心。

根據設備布置情況，此發電廠引風機汽輪機排汽方式為上排汽，配備整體式凝汽器，如圖1所示，從左到右依次為汽輪機、離合器、電機、引風機。

圖1 汽電聯驅引風機布置圖

引風機汽輪機的排汽管道水平段中心距汽機轉子中心線尺寸為1 132 mm，排汽管道水平段直徑為1 352 mm，轉子中心距運轉層之間高度為946 mm，而整個汽輪機布置于標高為3 384 mm的混凝土基礎上，排汽管道頂標高約為7.0 m。鑒于該種排汽方式，引風機汽輪機排汽管道布置的相對較高，在設計階段要注意引風機房土建結構的高度，確保檢修起吊設備能夠正常使用。

2.3 施工問題分析

在引風機汽輪機沖轉過程中，由于汽輪機軸承振動超過停機值，造成機組跳機。振動、轉速隨時間變化的曲線如圖2所示。在23：55：18， 轉 速 達 到 1 947 r/min，#1軸 承Y向振動達到168 μm、#2軸承Y向振動達到了197 μm，均超過廠家設定的停機值125 μm，引風機汽輪機跳機。

圖2 引風機汽輪機沖轉過程振動曲線

經檢查，引風機汽輪機的潤滑油系統、盤車裝置、調節保安系統、真空系統、軸封系統、凝結水系統、閉式水系統、循環水系統均按設計圖、廠家及規范要求安裝，但與引風機汽輪機直接相連管道的限位支架、固定支架存在影響膨脹的情況，對照引風機汽輪機廠家提供的位移方向，割除部分受限支架根部，支吊架底部加滑動聚四氟乙烯板，使其僅承受垂直方向的作用力，不限制管道隨引風機汽輪機移動，如圖3所示。割除受限支架后，引風機汽輪機沖轉順利，4個振動值均在報警值之下，均未超過 30 μm。

2.4 調試問題分析

汽輪機達到額定轉速，引風機達到BMCR工況50%～100%時，通過離合器嚙合，機組進入汽電聯驅狀態。在調試過程中，引風機汽輪機轉速穩定在5 650 r/min左右，引風機軸功率隨電機功率而波動。在時間11：32：10，離合器X向振動超過廠家設定的報警值100 μm，達到106 μm，觸發報警，接近停機值。離合器振動、蓋振隨時間變化的曲線如圖4所示，離合器X向蓋振在0.37 mm/s左右波動，離合器Y向蓋振在0.67 mm/s左右波動，離合器Y向振動在70 μmm左右波動，離合器X向振動在90 μmm左右波動，逼近報警值100 μmm。

圖4 離合器振動曲線

隨著時間范圍擴大，軸承振動、汽輪機轉速、電機電流、引風機動葉位置隨時間變化如圖5所示，其中電機電流可以表征電機輸出功率、引風機動葉位置可以表征引風機軸功率。發現無論引風機軸功率、引風機汽輪機轉速、電機輸出功率如何變化，離合器X向振動值均在較高范圍內波動，且接近或達到了廠家設定的報警值100 μm。經此分析，排除了離合器由于相連旋轉機械而引起離合器本身振動超限的原因。

圖5 離合器振動曲線與相關參數對比

經分析，其他可能影響離合器振動超限的原因有離合器自身質量問題、連接管路膨脹受限、土建基礎問題。離合器為廠家整體供貨到場安裝，到貨后經相關試驗，并無質量問題；連接管路已按照設計、廠家圖紙及相關標準規范驗收，影響膨脹的支吊架根部均已割除；基礎混凝土的強度、沉降、抗震性能已在土建交付安裝時做過相關試驗，均滿足要求。排除由于設備、安裝、基礎原因造成的離合器振動超限。

對比離合器相關振動參數，離合器X向蓋振、Y向蓋振均較小，遠低于廠家的設定報警值，離合器Y向振動也在合理范圍內波動，僅離合器X向振動出現異常。經現場測量核算，離合器工作狀態良好，除離合器X向振動外其他參數均在合理區間。經召開專題會議，各方專家達成一致結論，此狀態可滿足現場安全可靠運行條件。終擬定將離合器振動振幅停機值改為200 μm。更改離合器振動振幅停機值后，在機組升負荷直至滿負荷運行時，機組平穩運行，均未出現其他異常。

3 結語

與火力發電廠傳統配置的電驅引風機和汽驅引風機相比，汽電聯驅在廠用電率、引風機汽輪機效率等方面有著明顯的優勢，但在工程設計、施工、調試等方面也與前兩者不同。

設計時要注意不同廠家設備之間的配合，保證設備的同軸度，現場調整時要以引風機汽輪機中心為基準調整其它設備的中心；汽電聯驅引風機布置時，考慮排氣管道的高度，合理設計引風機房土建結構的高度，確保檢修起吊設備可以正常使用；支吊架影響引風機汽輪機的膨脹時，合理割除部分受限支架根部，使汽輪機可以按設計要求膨脹。調試運行中要注意核查離合器的振動限值，在滿足機組安全正常運行的前提下優化限值。