【文章內容簡介】 工況后風機平均壓力Pa 換算值與BMCR設計值流量偏差% 換算值與BMCR設計值壓力偏差Pa TB點設計風量m3/sTB點設計風壓Pa 風機風量裕量% 風機風壓裕量% 從上表中可以看出，將引風機實測參數(shù)換算到BMCR工況下。 m3/s，設計壓力為3583Pa。%，%。引風機換算BMCR參數(shù)與風機TB點的對應設計參數(shù)對比，%，%?，F(xiàn)有引風機風壓裕量選擇偏大。將換算到BMCR工況下的流量及風壓標注在引風機設計性能曲線上（如圖2所示）：圖2 引風機性能曲線及各風機各工況點分布 引風機目前運行狀況分析216。 現(xiàn)有引風機運行安全性分析由圖1引風機運行曲線可以看出，目前各負荷下引風機實際運行均遠離失速區(qū)，風機失速風險較小。兩臺引風機實際運行中存在出力不平衡現(xiàn)象，風機電流一大一小運行，尤其是在低負荷工況時，兩臺引風機出力偏差較為為明顯（電流偏差在10A以上）。這樣運行情況下，出力小的風機抗壓力波動能力差，不利于風機的穩(wěn)定運行。建議電廠運值人員在運行時，對風機運行進行優(yōu)化調整，盡量使兩臺風機調平運行。216。 煙氣系統(tǒng)阻力情況分析試驗期間實測煙風系統(tǒng)阻力（即引風機全壓）處于正常運行狀態(tài)。大負荷運行時，煙氣系統(tǒng)主要阻力設備空預器實測進出口煙氣側阻力在1200Pa左右，而BMCR工況設計煙氣側阻力為1030Pa，說明試驗期間空預器煙氣側存在一定的積灰問題。表10 煙風系統(tǒng)各設備沿程阻力測量結果項　目單位實測值工況/290MW A空預器煙氣側進口Pa750B空預器煙氣側進口Pa900 A空預器煙氣側出口Pa2050 B空預器煙氣側出口Pa2050 A電除塵進口Pa2250B電除塵進口Pa2350 A電除塵出口Pa2450 B電除塵出口Pa2570A空預器煙氣側阻力Pa1300B空預器煙氣側阻力Pa1150 A電除塵煙氣側阻力Pa200B電除塵煙氣側阻力Pa220216。 引風機與系統(tǒng)匹配性分析由圖1引風機性能曲線可以看出，目前煙氣系統(tǒng)阻力特性曲線位于風機性能曲線位于風機性能曲線的左下部分，沒有通過風機的高效區(qū)。中、小負荷工況下風機設計效率未達到靜調軸流風機的正常水平，風機實際性能與設計性能近似，引風機實測運行效率與設計值相比，%。建議電廠對引風機進行全面檢查，查找中、小負荷效率偏低的原因。5. 增壓風機熱態(tài)試驗結果及分析 增壓風機試驗結果綜述脫硫系統(tǒng)的主控運行參數(shù)列于表11，增壓風機熱態(tài)試驗詳細的試驗數(shù)據(jù)與計算結果見表12。將實測的增壓風機運行點描繪于其性能曲線（由制作廠提供）上，見圖3。表11 增壓風機熱態(tài)試驗數(shù)據(jù)計算表名稱單位工況1工況2工況3測試時間/2012/9/152012/9/152012/9/16記錄時間　18:20~20:3018:2020:4013:10~15:30發(fā)電負荷MW 鍋爐蒸發(fā)量t/h 風機電流A 風機葉片開度% 3829就地伺服開度% 大氣壓力Pa895908989089590煙氣標準密度kg/m3 質量流量kg/s 進口面積m2 進口風溫℃ 進口靜壓Pa 進口密度kg/m3 風機進口流量m3/s 風機進口速度m/s 風機進口動壓Pa 風機進口全壓Pa 風機出口面積m2 風機出口風溫℃ 風機出口靜壓Pa 風機出口密度kg/m3 風機出口速度m/s 風機出口動壓Pa 風機出口全壓Pa 風機全壓Pa 風機平均密度kg/m3 風機單位質量功J/kg 壓縮性修正系數(shù)/ 電機實測電壓kV 電機實測電流A 電機額定功率kW2500 2500 2500 電機額定電壓kV6 6 6 電機額定電流A 電機額定轉速r/min426 426 426 電機額定功率因素/ 電機額定效率% 電機輸入功率kW 電機效率% 風機軸功率kW 風機效率% 換算至設計狀態(tài)下：設計轉速r/min420420420設計密度kg/m3進口秒流量m3/s風機壓力Pa壓縮修正系數(shù)/風機比功J/kg風機葉輪效率%圖3 增壓風機運性能曲線及實測運行點在其上的位置 增壓風機實測參數(shù)與其設計值比較在增壓風機熱態(tài)試驗工況中，最大負荷為290MW，（見表12）。要對比實測參數(shù)與設計參數(shù)，前者與后者就得換算至同一工況和同一介質密度。根據(jù)實測的風機流量與其壓力的關系。按此關系將290MW工況時的風機參數(shù)換算至BMCR工況下的風機參數(shù)及與其設計參數(shù)的比較示于表12。表12 增壓風機熱態(tài)試驗實測值與其設計值比較蒸發(fā)量t/h設計蒸發(fā)量t/h換算流量1m3/s換算壓力1PaBMCR設計工況流量m3/sBMCR設計工況壓力pa與BMCR工況相比流量偏差m3/s與BMCR工況相比壓力偏差paTB點設計流量%TB點設計壓力%流量裕量2%壓力裕量2%注1：該值為兩臺風機測量平均值的換算值。 注2：對于BMCR工況來說為偏差，對于TB工況來說為裕量。將實測值換算至BMCR工況下， m3/s。而BMCR工況的引風機設計流量為543 m3/s，設計壓力為2554Pa。將兩者進行比較，%，%。增壓風機實測的風量、風壓與BMCR設計值基本相同。增壓風機實測參數(shù)與TB點的對應設計參數(shù)比較，%，%，風機選型合理，裕量選取恰當。216。 現(xiàn)有增壓風機運行安全性分析增壓風機為靜葉可調軸流風機，自身可調節(jié)范圍窄。由圖3可知，試驗中三個運行工況點均在性能曲線中下部區(qū)域運行。風機運行點均遠離失速區(qū)，不存在失速風險。然而，風機實際運行點均沒有通過高效區(qū)，風機運行效率低，有一定的節(jié)能空間。216。 現(xiàn)有脫硫系統(tǒng)阻力情況分析試驗期間實測大負荷(290MW)脫硫系統(tǒng)阻力(增壓風機風壓)與設計值相當，處于正常水平。為了進一步說明脫硫系統(tǒng)的設備阻力情況。滿負荷時熱工院技術人員，對脫硫系統(tǒng)的沿程靜壓進行了測量。表13 脫硫系統(tǒng)主要阻力元件進出口靜壓差3爐脫硫系統(tǒng)阻力主要元件GGH原煙氣進口Pa 差壓 GGH原煙氣出口Pa GGH凈煙氣進口Pa 差壓 GGH凈煙氣出口Pa GGH差壓Pa吸收塔差壓Pa775整個脫硫系統(tǒng)阻力處于合理范圍（表13），GGH原煙氣靜壓差為533，凈煙氣側差壓為540Pa；整個吸收塔靜壓差為775Pa（三層噴淋層+兩級除霧器）；均與設備設計阻力值相近，整個脫硫系統(tǒng)阻力處于正常狀況。216。 增壓風機與系統(tǒng)匹配性分析由圖3增壓風機運行曲線可以看出，目前脫硫系統(tǒng)阻力特性曲線沒有通過風機性能高效區(qū)。各負荷工況下增壓風機實測效率低(54%62%)，增壓風機選型裕量偏大，經濟運行效果差。建議電廠在有條件的情況下，對增壓風機進行節(jié)能改造。6. 環(huán)保技術改造后系統(tǒng)阻力變化說明為相應國家環(huán)保國策，電廠計劃加裝脫硝裝置。脫硝設備加裝后對煙風系統(tǒng)最大的影響是煙風系統(tǒng)阻力增加，而煙風量基本無變化。煙風系統(tǒng)：按照電廠提供的脫硝設計參數(shù)，機組脫硝技術改造后，增加三層SCR反應層（兩用一備使用）。在BMCR工況時，煙風系統(tǒng)按增加1000Pa考慮。292MW工況時，系統(tǒng)阻力增加838Pa；230MW工況時，系統(tǒng)阻力增加544Pa；175MW工況時，系統(tǒng)阻力增加419Pa。脫硫系統(tǒng)：根據(jù)電廠《脫硫改造技術協(xié)議》中關于脫硫系統(tǒng)阻力變化的論述（脫硫系統(tǒng)設計阻力3900Pa），本可研報告在現(xiàn)有脫硫系統(tǒng)BMCR實測阻力的基礎上再進行1200Pa的修正。具體改造后各試驗負荷下系統(tǒng)阻力變化情況見表14所示 ：表14 機組技術改造后系統(tǒng)阻力變化情況項目單位TBBMCR工況1工況2工況3大氣壓力Pa8959089590895908989089590鍋爐主蒸汽流量t/h/1025 實測進口平均密度kg/m3/ 流量m3/s 實測風機壓力Pa 脫硝阻力增加Pa 脫硫改造阻力增加Pa 7. 脫硝技術改造后引風機單獨擴容改造選型參數(shù)預估 風量參數(shù)預估試驗期間，在大負荷（）下，將其換算到1025t/h蒸發(fā)量后。%，%。為了保證安全穩(wěn)定運行，在引風機改造時，需對引風機風量進行重新確定?？紤]到煤質差、空預器漏風等情況，新風機風量在實測BMCR工況參數(shù)的基礎上，選取5%的裕量。因此，新風機風量為：= m3/s。由于增加脫硝裝置，風機進口密度降低，因此在考慮風機風量裕量時，需進一步對新風機設計風量進行密度修正。，根據(jù)質量流量守恒原則，考慮密度修正后的新風機TB工況設計風量為：，圓整后，最終新引風機TB工況設計風量為:。 風壓參數(shù)預估，。%，%，原風機仍具有一定的壓力裕量。但增加脫硝裝置后，需重新核算引風機風壓參數(shù)。將原引風機實測風壓換算至1025t/h蒸發(fā)量后，由于目前煙風系統(tǒng)設備狀況良好，考慮今后空預器積灰阻塞情況加劇，對換算后的BMCR工況下的風機壓力增加15%的裕量，=，再加上脫硝裝置設計阻力1000Pa（已考慮裕量），最終新風機設計風壓為：+1000=，圓整后取為：。 電機選型參數(shù)預估改造后新電機額定功率為；（計算式kW），選取5%的裕量圓整后。由于原風機配套電機額定功率為1600kW，因此，現(xiàn)有電機需進行增容改造。 引風機改造必要性說明由上節(jié)分析可知，將脫硝技術改造后引風機單獨擴容改造選型設計參數(shù)為表15，并將風機改造后不同工況下的設計參數(shù)標注在現(xiàn)有引風機性能曲線上如圖4所示，并論證脫硝技術改造后，現(xiàn)有引風機改造的必要性。表15 脫硝改造后各個工況下引風機運行參數(shù)列表選型參數(shù)表單位TBBMCR大氣壓力Pa8959089590898908989089590鍋爐蒸發(fā)量t/h\原風機進口平均靜壓Pa\脫硝裝置阻力Pa進口靜壓Pa52244499370723951864進口密度kg/m3 流量m3/s全壓升Pa47004201壓縮修正/ 原風機轉速r/min746746746746746比壓能J/kg圖4 新風煙系統(tǒng)參數(shù)在原風機性能曲線上的位置將新煙風系統(tǒng)不同工況下的設計參數(shù)標注在原引風機性能曲線上，可以清楚地看到機組中、小負荷運行時，已靠近失速區(qū)，風機實際運行安全裕度偏低。并且，試驗所測小負荷工況為175MW，與機組實際50%工況尚有差距。因此，原引風機在小負荷運行時，從阻力線特性曲線分布趨勢觀察，很可能已經在失速區(qū)運行。風機BMCR工況點已接近性能曲線頂部。繼續(xù)保留原引風機使用，機組運行可靠性已無法得到保證。因此，綜上所述，脫硝技術改造后，現(xiàn)有引風機必須進行增容改造或更換。8. 脫硝改造后引風機、增壓風機合并改造選型參數(shù)預估對于脫硫增壓風機與引風機二合一方案，必須首先確認二合一后系統(tǒng)風量和風壓參數(shù)，從而根據(jù)新風機設計參數(shù)確定改造方案。 風量參數(shù)的預估由于風機二合一后，風量保持不變， 風壓參數(shù)的預估通常情況下，引風機全壓大小表明煙風系統(tǒng)阻力大小，而脫硫增壓風機全壓大小表明脫硫系統(tǒng)阻力大小。風機二合一后，單一風機所克服的系統(tǒng)阻力為煙風系統(tǒng)阻力與脫硫系統(tǒng)阻力之和。煙風系統(tǒng)：本次試驗工況下，兩臺引風機全壓換算到BMCR設計狀態(tài)后為：?，F(xiàn)有煙風系統(tǒng)阻力狀況良好，考慮今后由于空預器漏風率進一步增大或積灰情況惡化等原因引起的阻力變化。本