風扇磨煤機制粉系統抽爐煙防爆改造研究

張 鋒，晉中華，趙衛東，楊培軍，嚴俊山

（1.西安熱工研究院有限公司，陜西 西安 710054； 2.西安益通熱工技術服務有限責任公司，陜西 西安 710032）

風扇磨煤機屬于高速磨煤機，適用于磨制高水分褐煤和高揮發分、易磨制的煙煤[1-2]。近年來由于煤質變化造成風扇磨煤機制粉系統運行發生爆炸的情況時有發生。某熱電廠鍋爐采用的MFH風扇磨煤機制粉系統，干燥介質由高溫爐煙、熱風組成，屬于二介質干燥系統。該廠風扇磨煤機制粉系統發生過爆燃事故，給企業造成了較大的損失，制粉系統存在安全隱患，嚴重威脅機組安全運行。為此，進行了制粉系統爆炸原因分析和抽低溫爐煙改造。

1 制粉系統爆炸原因分析

制粉系統爆燃或爆炸根本上屬于煤粉爆燃或爆炸，是一種壓力急劇上升的燃燒過程[3-4]。煤粉爆燃或爆炸形成的條件主要有以下3個。

1）煤粉質量濃度 煤粉達到一定的質量濃度范圍時，爆炸的危險性會提高。對于煙煤而言，氣粉混合物質量濃度在0.32～4.00 kg/m3范圍內會發生爆炸。一般制粉系統中，氣粉混合物質量濃度均處于該范圍之內。

2）點火能 點火能是煤粉爆炸的一個重要條件，而且決定了爆炸時產生的壓力等級和爆炸強度。明火能夠提供點火能。

3）氧量（體積分數，下同） 不同煤種防爆對氣粉混合物的氧量要求不同[5]。

該廠鍋爐現有風扇磨煤機制粉系統原設計磨制褐煤，采用高溫爐煙、熱風二介質干燥。而鍋爐實際燃用煤種屬于煙煤，原煤水分、熱值等參數與設計煤種相比發生了較大變化，具體參數見表1。由表1可見，由于實際入爐煤的全水分低于設計值，且收到基低位發熱量高于設計值，原風扇磨煤機制粉系統已無法滿足現有實際煤種的需要。

表1 設計煤質與實際入爐煤質對比Tab.1 The design coal quality and actual coal quality

目前，磨煤機入口干燥介質由高溫爐煙和熱風構成，在當前入爐煤質條件下，習慣的運行方式是磨煤機入口熱風調節閥全開、高溫爐煙或熱風混合調節閥全關，磨煤機入口溫度在400～500 ℃。由高溫爐煙溫度（1000 ℃）及熱風溫度（350 ℃）混合而得，可初步判斷干燥介質的組成主要是以熱風為主，高溫爐煙的比例較低，因此造成磨煤機入口氧量偏高，加上制粉系統漏風、密封風等因素[6]，導致磨煤機的分離器出口氧量偏高。實際測試結果見表2。

表2 磨煤機分離器出口氧量 單位：%Tab.2 The oxygen content at outlet of the mill separator

由表2可見，即使在磨煤機入口冷風調節閥全關時，2號磨煤機和5號磨煤機的分離器出口氧量也分別達到17.6%和17.5%。褐煤氣粉混合物的防爆氧量應小于12%，而煙煤氣粉混合物的氧量要求小于14%[2]。因此，實際運行氧量已遠超過風扇磨煤機直吹式制粉系統安全運行的限值，磨煤機出口氧量偏高給制粉系統帶來了極大的安全隱患。另外，從爐膛出口抽取的高溫爐煙中存在未燃盡的碳顆粒，有可能以“火星”的方式進入制粉系統，給風扇磨制粉系統的安全運行帶來進一步的威脅。

因此，必須對現有的風扇磨制粉系統進行相關改造，解決制粉系統安全運行問題，減少和杜絕制粉系統發生爆燃的機會。

2 制粉系統改造方案

以燃用褐煤的標準進行制粉系統改造初步設計，即要求制粉系統改造后，磨煤機出口或系統末端氧量不得高于12%[1]。為此，需要改變磨煤機入口干燥劑的組成[7]，本文提出5個制粉系統改造方案。

方案1：將磨煤機入口冷風調節閥封閉，將磨煤機入口熱風通道封閉，從電除塵器出口通過爐煙風機抽取低溫爐煙代替熱風和冷風作為調溫介質，與從爐膛出口來的高溫爐煙組成高溫爐煙、低溫爐煙二介質干燥系統。

方案2：將磨煤機入口冷風調節閥封閉，從電除塵器出口或引風機出口通過爐煙風機抽取低溫爐煙代替冷風，保留熱風通道（但需要增加熱風調節閥和隔絕閥），與從爐膛出口來的高溫爐煙組 成高溫爐煙、低溫爐煙、熱風三介質干燥系統。方案2系統布置如圖1所示。

圖1 方案2系統布置Fig.1 The system layout of scheme 2

方案3：將磨煤機入口冷風調節閥封閉，將磨煤機入口熱風通道封閉，從空氣預熱器（空預器）進口通過爐煙風機抽取中溫爐煙代替熱風和冷風作為調溫介質，與從爐膛出口來的高溫爐煙組成高、中溫爐煙二介質干燥系統。

方案4：在脫硝系統入口煙道適當位置抽取中溫爐煙，通過爐煙管道和風扇磨煤機自身負壓將中溫爐煙引至風扇磨煤機入口，與熱風、高溫爐煙混合，組成高、中溫爐煙、熱風的三介質干燥系統。

方案5：在脫硝系統入口煙道適當位置抽取中溫爐煙，以方案4為基礎增加爐煙風機，通過爐煙風機抽取中溫爐煙并經過爐煙管道送至風扇磨煤機入口，與熱風、高溫爐煙混合，組成高、中溫爐煙、熱風的三介質干燥系統；同時增設爐煙風機旁路，在爐煙風機故障或檢修時，通過風扇磨煤機自身負壓抽取中溫爐煙，可達到方案4的效果。方 案5系統布置如圖2所示。

圖2 方案5系統布置Fig.2 The system layout of scheme 5

3 改造方案分析比較

3.1 方案1

方案1采用高溫爐煙、低溫爐煙二介質干燥系統，不摻混冷風和熱風，可以有效控制磨煤機出口氧量，實際運行中高溫爐煙氧量在3.5%（爐膛出口氧量），電除塵器出口實測氧量在6.5%左右。采用此方案后，磨煤機出口氧量可控制在9%以內。方 案1的缺點是一次風占總入爐風量的比例降低，可能會在一定程度上推遲煤粉氣流的著火時間，影響燃燒穩定性。

3.2 方案2

方案2采用高溫爐煙、低溫爐煙和熱風三介質干燥系統，與方案1相比，由于一定比例熱風的摻入，磨煤機出口氧量會有所升高。

3.2.1 抽低溫爐煙位置

為選擇低溫爐煙抽取點，在不同位置抽出低溫爐煙，實測得到氧量、煙氣靜壓、煙氣溫度等參數見表3。

表3 低溫爐煙抽取點測試結果Tab.3 Test result of low temperature furnace flue gas extraction point

方案2低溫爐煙抽取點的位置是在引風機的入口還是出口，應根據引風機的性能曲線和運行特性確定。

1）從表3中測試結果來看，引風機進、出口的氧量差別不大，不作為選擇抽煙氣點的主要因素。若低溫爐煙抽出點選在引風機進口，再循環煙氣不經過引風機，通過引風機的煙氣量沒有變化，僅是提升壓頭增加；若低溫爐煙抽出點改至引風機出口，引風機的煙氣量和提升壓頭同時升高。

2）在主蒸汽流量680 t/h，引風機出口循環風調節閥全關時，實測A、B側引風機入口的煙氣量分別為430580、430165 m3/h；在出口循環風調節閥全開時，實測A、B側引風機入口的煙氣量分別為467154、453565 m3/h。查閱引風機工作曲線可知，目前引風機的工作點煙氣量偏低，在增加提升壓頭后工作點更靠近失速曲線，引風機運行容易失穩。應考慮在引風機出口抽取低溫爐煙，以增加通過引風機的煙氣量，使工作點更加遠離失速曲線，同時提高引風機運行效率[8]。

3）從能耗方面考慮，無論從引風機進口或出口抽取低溫爐煙的影響不大，區別在于這部分能量是由爐煙風機提供還是引風機提供。從投資成本考慮，如果在引風機出口抽取低溫爐煙，并且引風機能夠穩定工作，爐煙風機的壓頭則可以較低，風機的投資可以減少。

綜上所述，在目前引風機設備條件下，針對改造方案2，在引風機出口抽取低溫爐煙更有利于引 風機的安全運行，因此選取引風機出口作為低溫爐煙的抽取位置。

3.2.2 制粉系統熱力計算

方案2熱風具體的摻入比例需要經過制粉系統熱力計算和運行調試確認。當前煤種下針對方案2進行制粉系統熱力計算，其結果見表4。低溫爐煙溫度和磨煤機出口溫度均確定為150 ℃，制粉系統漏風系數為0.3。由表4可見：爐膛出口高溫爐煙的氧量為3.5%，相應的過量空氣系數為1.2；低溫爐煙抽出點定于引風機出口處，該處的煙氣氧量為6.5%，相應的過量空氣系數為1.448%。方案2的設計工況對應磨煤機出力為25 t/h，熱風比例較高（占干燥劑總量的28.44%）；方案2的校核工況1對應磨煤機出力為25 t/h，熱風比例較低（僅占干燥劑總量的0.78%）；方案2的校核工況2對應磨煤機出力為40 t/h，熱風比例較低（僅占干燥劑總量的0.08%）。方案2校核工況1和工況2為基本不摻熱風，分別對應磨煤機出力25、40 t/h，磨煤機入口干燥劑初溫分別為356、472 ℃。

表4 制粉系統熱力計算結果Tab.4 Thermodynamic calculation result of the pulverizing system

對于設計工況，通過設定磨煤機出口氧量略低于12%，計算得到可摻入的熱風比例最高時，干燥劑中熱風的質量分數為28.44%，高溫爐煙和低溫爐煙的質量分數分別為17.00%和54.56%，一次風中熱風占爐膛總風量的份額達到17.0%。因此，可以有效保證煤粉氣流的及時著火，同時保證終端干燥劑中（磨煤機出口）氧的體積分數在11.71%（小于12%）。

計算得到方案2校核工況1和工況2終端干燥劑中（磨煤機出口）氧體積分數分別為8.76%和8.07%，可遠低于規定數值12%。磨煤機出口風量分別為96785、94519 m3/h。

3.2.3 鍋爐熱力計算

鍋爐出力680 t/h時，改造前鍋爐熱效率測試[9]結果見表5。按照方案2改造后鍋爐熱力計算結果見表6[10]。由表6鍋爐熱力計算結果可知，排煙溫度將達到188.43 ℃，較改造前（表5）約升高28 ℃，鍋爐運行經濟性降低。

表5 改造前鍋爐效率測試結果Tab.5 The boiler efficiency test result before the retrofit

表6 按照方案2改造后鍋爐熱力計算結果Tab.6 Thermodynamic calculation result of the boiler after retrofit using scheme 2

3.3 方案3

與方案1、方案2相比，方案3抽取低溫爐煙的位置發生了改變，在空預器進口抽取中溫爐煙比從除塵器出口抽取低溫爐煙更容易，爐煙風機壓頭和能耗會有所降低[11]。但由于尚未經過電除塵器，所抽取中溫爐煙的溫度、含塵量較高，對爐煙風機的磨損會更強，需要選擇耐磨型的高溫爐煙風機，大大增加了成本。同時中溫爐煙輸送管道也存在積灰和阻力增加的可能。

3.4 方案4

方案4抽取中溫爐煙的位置在脫硝系統入口， 由于該位置的負壓較小（約-700 Pa），可以利用風扇磨煤機的自身入口負壓將中溫爐煙抽至磨煤機入口，因此無需配置爐煙風機。按照方案4改造后鍋爐熱力計算結果見表7。

表7 按照方案4改造后鍋爐熱力計算結果Tab.7 Thermodynamic calculation result of the boiler after retrofit using scheme 4

由表7可見，方案4主要有2個優點：1）排煙溫度比改造前升高幅度小，改造后排煙溫度171.18 ℃，較改造前升高10 ℃以內；2）不存在爐煙風機停轉檢修等問題，各臺磨煤機的中溫爐煙量可以按需分配，互不影響，并且不受磨煤機組合方式的制約。

方案4還存在以下缺點：1）由于中溫爐煙的溫度與熱風溫度相差不大，其調溫效果不及由引風機前后所抽的低溫爐煙；2）中溫爐煙、高溫爐煙、熱風之間的比例控制不及方案2靈活，且干燥劑中高溫爐煙的比例僅為2%，由于所需高溫爐煙量較少，因此可能需要縮小高溫爐煙入口面積；3）對爐煙輸送速度有一定的要求，速度偏低時可能會造成爐煙輸送管道積灰和堵灰。

3.5 方案5

方案5和方案4的鍋爐熱力計算結果相同。方案5與方案4相比，增加爐煙風機后運行的可靠性和靈活性更高。西安熱工研究院有限公司曾利用類似的方案對國內20余臺中儲式制粉系統進行過改造[12-13]，未發生爐煙管道堵灰問題，但抽爐煙口的結構需按圖3示意進行優化。由于抽爐煙口采用了擴口結構，進入擴口的煙氣流速降低至5～6 m/s，且從與煙氣流向垂直的方向抽取中溫爐煙，使得進入爐煙管道的灰量大為減少。另外，還可以考慮在爐煙管道上增加流化措施，進一步防止爐煙管道堵灰。

圖3 抽中溫爐煙擴口示意Fig.3 Schematic diagram of the duct for extracting medium temperature furnace flue gas

電廠風扇磨煤機設計出力在40 t/h，日常習慣運行在25 t/h，磨煤機的壓頭裕量較大，將爐煙流速控制在不低于15 m/s，則爐煙管道堵灰的風險很低。

3.6 方案比較

采用方案2具有較高的運行靈活性，通過使用熱風隔絕閥可以達到方案1的效果，同時由于保留了熱風接入通道，對煤種的適應范圍寬，在運行中可調節的手段較為豐富；另外，由于低溫爐煙的溫度低、含塵量低，爐煙風機的造價較小，并且可降低其運行維護成本。方案2的缺點是改造后排煙溫度約升高28 ℃，對鍋爐運行經濟性影響較大。采用方案4無需爐煙風機，并且爐煙管道改造工程量小，改造成本低，但其對煤種的適應性和調節的靈活程度不及方案2，另外改造后引風機煙氣量不變，但壓頭增加，會導致風機更接近失速曲線運行，需要通過開大引風機回流閥等手段，以提高引風機運行的安全性。方案5在方案4基礎上進行了改進，通過增設爐煙風機旁路可以達到方案4的效果，運行的可靠性和靈活性更高，由于抽煙氣口后各設備處理的煙氣量不變，因此對其性能（如脫硝催化劑壽命、除塵器效率等參數）影響小。

4 空氣動力計算

4.1 方案2

4.1.1 爐煙風機選型

按照改造方案2，從A、B側引風機出口煙道引出低溫爐煙，通過安裝在鍋爐房零米的爐煙風機加壓后通過管道送入空預器出口熱風管道。爐煙風機需要一定的壓頭克服引風機出口煙道內的負壓，以及低溫爐煙輸送管路的摩擦阻力和彎頭等局部阻力[14]。爐煙風機提升壓頭以及煙氣量參數的計算結果見表8。

表8 制粉系統空氣動力計算結果Tab.8 Aerodynamic calculation result of the pulverizing system

綜合設計工況和校核工況的計算結果，最終選定爐煙風機參數如下：工作介質為低溫爐煙；介質溫度為150 ℃；風機壓頭為1789 Pa；風機風量為111941 m3/h。

4.1.2 引風機核算

經過計算，按照改造方案2，制粉系統在基本不摻熱風的條件下，最大抽低溫爐煙的煙氣量約占原煙氣量的15%，抽低溫爐煙后引風機入口負壓相應會提高33%左右。即制粉系統改造后爐膛出口至低溫爐煙抽出位置的煙氣量比改造前增加15%，引風機入口負壓估計將由改造前的-2.9 kPa變化至 -3.8～ -3.9 kPa。

風機開度為50%（A側）和60%（B側），尚有裕量，滿足制粉系統改造后煙氣量和煙氣阻力提高的要求。

4.1.3 低溫爐煙和熱風混合管道

按照改造方案2，低溫爐煙與熱風在空預器出口熱風管道處混合，然后通過原熱風管道送至爐膛出口混合室與高溫爐煙混合。由于低溫爐煙的摻入，熱風管道內的介質流速將會升高，表9為根據表8各工況數據計算得到的低溫爐煙和熱風混合后熱風管道內的介質流速。

表9 低溫爐煙和熱風混合管道內的介質流速Tab.9 Flow rate of the mixture of low temperature furnace flue gas and hot air in the pipe

上述3個工況的熱風冷煙混合物速度均較高，且高于規程[14]的推薦值（10～15 m/s）。因此，需要考慮增加低溫爐煙和熱風混合管道的直徑以降低介質速度。如管道內徑更換為1.8 m，則3個工況對應的熱風冷煙混合物速度將分別變化為13.70、11.53、20.55 m/s。

4.2 方案5

采用方案4，即由脫硝系統入口抽取中溫爐煙，考慮到防止爐煙管道積灰（中溫爐煙流速應不低于15 m/s），通過計算可得到中溫爐煙管道的尺寸及其阻力參數，結果見表10。由表10可知，選定爐煙氣流平均速度為15.4 m/s。一側中溫爐煙供2臺磨煤機，以爐煙管道末端2臺磨煤機運行考慮時，爐煙輸送管道的總阻力為295.8 Pa；以爐煙管道首尾各1臺磨煤機運行考慮時，爐煙輸送管道的總阻力為231.1 Pa。在一側中溫爐煙供3臺磨煤機時，爐煙輸送管道的總阻力為394 Pa。脫硝系統入口煙道內煙氣的靜壓為-700 Pa，風扇磨煤機入口的負壓為-1400～ -1900 Pa，兩者之間的壓差在700～1200 Pa，有足夠的裕量為2臺或3臺磨煤機提供中溫爐煙[15]。

表10 方案4爐煙管道尺寸及阻力計算結果Tab.10 Calculation result of size and resistance of the flue duct in scheme 4

方案5在方案4的基礎上，增加了爐煙風機及其相應的出入口管道，在方案4爐煙管道尺寸及阻力計算的基礎上，按爐煙輸送管道的總阻力為 800 Pa和爐煙風機為3臺磨煤機提供中溫爐煙考慮，爐煙風機的參數為：工作介質是由脫硝入口抽取的中溫爐煙；介質溫度為360 ℃；風機壓頭為 1725 Pa；風機風量為215473 m3/h。

從運行可靠性、靈活性、經濟性等方面綜合比較各方案，尤其重點比較方案2和方案5后，綜合考慮已有工程經驗等因素，本文推薦方案5作為對制粉系統進行改造的最終方案。

5 結論

1）由于實際入爐煤種與設計煤種發生較大的變化，原有風扇磨煤機制粉系統已無法滿足實際入爐煤種的需要，磨煤機出口氧量遠高于規定數值，對磨煤機的安全運行造成了巨大的威脅，制粉系統必須進行相關改造。

2）最終確定的改造方案：在脫硝系統入口煙道適當位置抽取中溫爐煙，通過爐煙管道和風扇磨煤機自身負壓將中溫爐煙引至風扇磨煤機入口，與熱風、高溫爐煙混合，組成高、中溫爐煙、熱風的三介質干燥系統；同時增設爐煙風機旁路，在爐煙風機故障或檢修時，通過風扇磨煤機自身負壓抽取中溫爐煙。改造后，磨煤機分離器出口氧量也可以控制在12%以內，排煙溫度升高幅度在10 ℃左右，可以有效避免爐煙管道積灰堵灰問題，同時增加了運行的可靠性和靈活性。

3）該方案已經實施，但目前運行時間較短，具體改造效果有待進一步跟蹤考察。