靜葉可調引風機低負荷失速原因分析及防治措施

謝富友，崔文利，陳清亮，任衍輝，李貴鵬

（1.大唐黃島發電有限責任公司，山東 青島 266500；2.大唐東北電力試驗研究院有限公司，吉林 長春 130000）

0 引言

以風電、光伏為代表的清潔能源進入快速發展期，為滿足日益增加的可再生能源消納需求，我國提出構建以新能源為主體的新型電力系統。可再生能源發電具有間歇性和波動性，提升系統的靈活性將是電力行業未來發展必須要解決的問題。火電機組深度調峰、燃氣發電、抽水蓄能，以及其他新型儲能方式都是提高電力系統調峰能力的有效手段。但是受建設條件、建設運行成本、建設周期、技術成熟度等多方面因素的制約，燃氣發電、抽水蓄能以及其他新型儲能的比例合計不超過5%，而且在未來一定時間內很難提升。鑒于我國電力結構特點，主力電源燃煤機組進行深度調峰，將是目前提升電網靈活性的重要選擇。

受煤電機組產能過剩和可再生能源消納政策影響，火電機組參與深度調峰日益頻繁，對鍋爐及輔機設備的可靠性提出了更高要求。靜葉可調軸流風機因結構簡單、維護量少、初投資成本低、對含塵氣流適應性好、調節性能好等優點在我國大型電站鍋爐上普遍應用。在機組深度調峰過程中，靜葉可調軸流風機極易出現低負荷的失速和喘振現象［1-2］，伴隨著風機本體的劇烈振動和爐膛壓力的大幅波動，嚴重威脅機組的安全運行。以680 MW 燃煤發電機組為例，結合靜葉可調軸流風機的失速機理，分析風機低負荷失速的原因，并結合運行實際制定防治措施。

1 設備介紹

某電廠三期2×680 MW 燃煤機組采用上海鍋爐廠制造的SG-2102/25.4-M953 型超臨界參數直流鍋爐，尾部配備兩臺三分倉回轉式空氣預熱器。鍋爐采用平衡通風方式，風煙系統采用兩臺動葉可調軸流式一次風機、兩臺動葉可調軸流式送風機和兩臺靜葉可調軸流式引風機。

工程所用引風機為成都電力機械廠生產的HA46236-8Z型靜葉可調軸流式風機，設計參數詳見表1，風機選型點（Test Block，TB）參數是鍋爐最大連續蒸發量（Boiler Maximum Continue Rate，BMCR）工況參數點的基礎上考慮10%的風量裕度、20%的風壓裕度和10 ℃的風溫裕度確定的。

表1 靜葉可調引風機設計參數

2 靜葉可調軸流風機失速機理

2.1 靜葉可調風機結構

靜葉可調軸流風機結構如圖1 所示，風機本體由進汽箱、D1 集流器、可調節前導葉、D2 集流器、葉輪、后導葉、擴壓器、冷卻風系統等組成。這里的“靜葉”指的是葉輪靜止不可調，“可調”指的是前導葉可調。其中，前導葉的主要作用是使氣流在進入葉輪前產生負預旋，可調節風量、風壓、改善風機性能和提高風機調節效率。

圖1 靜葉可調軸流風機結構

2.2 風機失速機理

風機失速是風機的一種不穩定的運行工況，對風機的危害較大［3-4］。軸流風機的失速性能與風機的葉片型式密切相關。軸流風機葉片通常是采用機翼理論設計的流線型結構，氣流分上下兩股貼著翼面流過，翼型的升力與翼型的形狀有關，主要取決于沖角α。設計工況下，氣流沖角約為0，如圖2（a）所示，此時氣流阻力小，風機效率高。當氣流沖角增大至超過臨界值后，葉背的流動邊界層受到破壞，尾部會出現渦流區，產生所謂的“失速”現象，此時作用于葉片的壓力大幅降低，阻力大幅度增加，如圖2（b）所示。

圖2 軸流式風機葉片氣流方向示意

軸流風機的壓力特性曲線為馬鞍形，與動葉可調風機相比，靜葉可調風機失速區范圍更寬。靜葉可調風機依靠可調前導葉使煙氣在進入葉輪前產生負預旋，流量越低氣流沖角就越大，其在低負荷也更產生失速問題。

本例涉及的軸流風機特性曲線如圖3 所示，曲線上的紅線為風機的失速線，風機工作點超出該線范圍，即進入失速區。由圖3 可知，風機的失速區基本處于風機流量較低的區域。

圖3 靜葉可調風機特性曲線

3 靜葉可調引風機運行特性分析

風機實際工況點由煙風系統管網阻力特性和風機出力特性共同決定。為摸底引風機低負荷失速原因，結合鍋爐低負荷穩燃試驗過程中的引風機運行數據進行風機特性分析，相關數據見表2，各負荷下風機工況點分布見圖4。

圖4 低負荷運行工況點分布

表2 引風機特性試驗數據

結合試驗數據對風機的工作點進行分析：50%THA 工況時，風機工作點距離失速線的安全裕量較大，工作狀態比較穩定；降至30%THA 工況時，風機工作點則基本上處于失速線的邊緣，稍有波動就有可能進入失速區。進一步對比發現，50%THA 和30%THA 工況之間的風機比壓能幾乎無差別，風機出力也相差不大，分析認為造成此現象的主要原因是：1）相比負荷降低速率，鍋爐煙氣量降速緩慢，負荷越低，煙氣氧量越大；2）鍋爐尾部金屬有蓄熱，降負荷過程中鍋爐尾部煙溫會緩慢降低，引風機煙氣量只有待煙溫降低后才會有明顯降低。

進一步分析氧量對風機運行特性的影響，計算并在風機特性曲線上繪制40%、30%THA 工況不同氧量下引風機工作點的位置，詳見圖5、圖6。40%THA 工況下，風機比壓能隨氧量的降低趨勢與對應的失速線變化趨勢基本一致，在此負荷點，隨氧量降低，風機工作點位置在改變，但比壓能距離失速線的安全裕量基本維持不變。30%THA 工況下，風機比壓能的安全裕量則隨氧量降低明顯上升。據此也得出，引風機失速風險最大區域基本處于30%THA附近。

圖5 40%THA工況下不同氧量對應工作點

圖6 30%THA工況下不同氧量對應工作點

綜前所述：為避免引風機在鍋爐低負荷落入失速區，鍋爐負荷從40%THA 繼續下降過程中，應盡量維持相對較低的鍋爐氧量運行，負荷降至30%THA以下，風機失速風險就基本消除。

4 防止引風機低負荷失速改造措施

上述優化措施是建立在空預器阻力正常的基礎上，考慮空預器堵塞、漏風等造成的煙風系統阻力增加，風機失速的風險仍存在，除考慮失速預警、風機運行狀態的實時監視外，仍需考慮進一步的改造措施。針對靜葉可調軸流風機，可采取的改造方案有變頻改造、加裝煙氣再循環管道和動葉可調風機改造［5-8］。

4.1 變頻改造

靜葉可調風機可調前導葉的調節范圍為-75°～+30°。加裝變頻器后，風機可實現軟啟動，依靠可調前導葉和風機轉速進行出力調節［9-11］。低流量下，風機可調前導葉角度保持在0°，依靠電機轉速調節風機出力；轉速調至最大后，則依靠可調前導葉開度繼續提升風機出力，變頻改造前后風機的特性曲線對比見圖7。因導葉角度的增加，風機低負荷下的失速線會有所提高。以引風機煙氣流量200 m3/s 為例，工頻工況下，風機的失速比壓能為2 693 Nm/kg，變頻工況下，風機的失速比壓能為3 261 Nm/kg，增加了568 Nm/kg，可見變頻改造對改變靜葉調節風機低負荷的失速特性有明顯效果。

圖7 引風機變頻改造前后特性曲線對比

根據調研情況，靜調風機變頻改造后，在進口葉片與輪轂的焊接處可能會產生疲勞裂紋，這是由于隨風機轉速不斷變化的交變應力和旋轉振動產生的動應力共同作用結果。故而在進行變頻改造時，應由風機生產廠家進行軸系和葉輪強度校核，確認風機的強度裕量是否能夠滿足要求；同時校核轉動部件的固有頻率，以最大限度地避開共振區。該方案改造的總投資預算約550萬元。

4.2 加裝煙氣再循環管道

加裝煙氣再循環管道與風機廠提出的KSE 分流裝置［12］改造原理本質相同，從引風機出口引出部分煙氣回送至引風機入口，在系統總阻力不變的情況下，通過增加引風機煙氣流量，使風機的工況點向右漂移，從而提高風機運行的安全性，系統改造示意見圖8。

圖8 引風機出口煙氣再循環管路

結合項目實際，以機組30%THA 工況為基準進行旁路煙道的設計。按引風機進出口壓差2 630 Pa進行核算，當管路為1 120 mm×5 mm 時，循環煙氣量可達74 m3/s，約占該工況下總煙氣量的31.25%，結合風機的運行特性曲線（圖3）進一步分析，該方案可提高低負荷下失速裕量約3 000 Pa，基本可徹底解決引風機低負荷的失速問題。

該方案改造范圍小，改造費用僅約90 萬元，改造后，僅需在30%THA 負荷附近投入再循環旁路，遠離該負荷，運行中通過關閉再循環系統電動門即可實現該系統隔離。

4.3 動葉可調風機改造

與靜葉可調風機相比，動葉可調軸流風機可在運行中調節葉片的安裝角，其工況范圍不是一條直線而是一個面，風機的等效曲線與系統阻力線接近平行，故可在相當寬的范圍內保持風機高效運行。當風機變負荷尤其是低負荷運行時，其經濟性優勢就更明顯，且動葉可調風機基本不存在低負荷失速問題。風機改造為動葉調節風機后的特性曲線見圖9，改造后，風機30%THA區域附近的失速比壓能＞6 000 Nm/kg，遠大于靜調風機的失速值，基本可消除失速的可能［13］。該方案的總改造費用約700萬元。

圖9 動葉可調風機改造后特性曲線

4.4 各種改造方案對比

對比三種改造方案：從改造后的效果看，動葉調節風機改造效果最好，加裝再循環管道改造方案次之；從投資預算看，加裝再循環煙道方案投資最少，而另兩種改造方案投資均較高。考慮引風機只是在特定負荷區間存在失速風險，故推薦采取加裝煙氣再循環管道方案。

5 結語

靜葉可調軸流風機的失速特性與葉片結構特性相關。低負荷下，通過引風機的流量小、葉片沖角大，風機工作點貼近失速線，故而風機易失速。

機組負荷由40%THA 降至30%THA 時，風機運行的工況點基本處于失速線的邊緣。通過適當控制運行氧量的方法可一定程度緩解失速問題產生的可能。

針對引風機低負荷失速問題，對比論證了三種改造措施。綜合比較，推薦采取加裝煙氣再循環管道改造措施，該方案投資低，實施后效果明顯，可基本消除低負荷引風機的失速風險。