1 000 MW機組降低風機電耗率的有效運行措施

張樹利

（徐州華潤電力有限公司，江蘇 徐州 221142）

1 000 MW機組降低風機電耗率的有效運行措施

張樹利

（徐州華潤電力有限公司，江蘇 徐州 221142）

從理論層面對影響風機電流的因素進行分析，針對可控因素從實際運行方式角度提出1 000 MW機組降低風機電流的有效運行措施，對低氮燃燒器超超臨界鍋爐有一定的指導意義，也對其它型式燃燒器的爐型具有參考價值。

1 000 MW；電耗率；運行措施；風箱差壓

火力發電廠既是電能生產企業，也是電能高耗企業，對輔機進行節能改造和優化運行是降低廠用電率的有效途徑。發電企業中，風機是最龐大、最重要的輔機設備，風機的經濟運行對發電企業的節能工作影響很大[1]，風機是否節能運行對降低廠用電率具有舉足輕重的作用。

1 設備概況

某公司2×1 000 MW鍋爐為單爐膛、平衡通風、固態排渣、切圓燃燒、全鋼架懸吊結構、露天布置、超超臨界塔式直流爐，采用低 NOX擺動式四角切圓燃燒技術。燃燒系統共設置12層煤粉噴嘴（每臺磨煤機對應2層煤粉燃燒器）、1層緊湊燃燼風、6層可水平擺動的分離燃燼風、12層預置水平偏角的輔助風噴嘴、12層周界風、6層燃油二次風。燃燒器風箱分成獨立的上、中、下 3組。風煙系統、燃燒器系統、制粉系統中的風門均為蝶閥?？疹A器型式為三分倉容克式，為了減少空氣預熱器熱端的漏風，該容克式空氣預熱器設有漏風控制系統。送風機、增壓風機和一次風機為動葉可調軸流式風機，引風機為靜葉可調軸流式風機，風煙系統結構如圖1所示。

圖1 風煙系統結構示意

2 影響風機電流的因素

風機電流I的計算公式[2]為：

式中：N為風機功率；U為風機電壓；cosφ為電動機功率因數；ηe為電動機效率。

風機所需功率N的計算公式為：

式中：Q為風機流量；p為風機的全風壓；η為風機效率。

把式（2）代入式（1）即可得風機電流大小的計算公式：

對于已投產的風機，結合式（3）不難看出：電機效率、電機功率因數并非可調整的量，由于廠用母線電壓也較穩定，因此風機電流的大小主要取決于風機全壓、風機流量和風機效率。

2.1 風機全壓的影響

風機在管路系統中工作時，其產生的全壓等于管路系統的總阻力。風機運行穩定的必要充分條件為風機產生的能量等于風道裝置所需要的能量。其阻力曲線隨風道的截面積、長度、形狀，層風門擋板開度，燃燒器噴口截面積，二次風門擋板開度等參數的改變而變化[3]。

如圖2所示，動葉可調軸流式風機的穩定工作點在A點，對于同一流量qA的情況，如果風道阻力往工作點B方向變化，則風機壓頭降低，動葉關小，軸功率下降，風機電流降低；如果風道阻力往工作點E方向變化，則風機壓頭升高，動葉開大，風機電流增大。由上述分析可知：風機穩定運行時，風道阻力的大小決定風機能否穩定運行，也對風機全壓的大小起到決定作用。在同一流量下，全壓越高，風機電流越大。

圖2 動葉可調軸流式風機性能曲線

風道阻力越大則能量損失越大，風機的全壓就越高。風煙系統的風道中存在的能量損失包括：風煙流體在風道中的能量損失和鍋爐本體、磨煤機、脫硝系統、空預器、除塵器、脫硫系統等設備中的能量損失。

流體在通道中的能量損失分為以下兩大類：

（1）沿程能量損失。在同樣的條件下，風道越長，損失的能量越大。風、煙和風粉管路中的沿程損失包括風、煙和風粉風道阻力，對于已經投運的機組，該項損失可優化的空間較小。

（2）局部能量損失。風煙系統中彎頭、閥門、風道截面等突變點越多，局部能量損失越大。其中閥門處的能量損失可在運行中通過調整閥門開度而降低，該損失是本文討論的重點內容之一。蝶閥的開度與局部損失系數ξ的關系見表1。

表1 蝶閥局部損失系數表[4]

由上述分析可得出影響風機全壓的因素有：二次風門節流阻力、磨煤機冷/熱風門節流阻力、磨煤機通風阻力、脫硝系統阻力、空預器阻力、脫硫系統阻力、風道彎頭數量、風道長度、風道內壁粗糙程度等。

2.2 風機風量的影響

機組正常運行時，影響送風機、引風機、增壓風機、一次風機風量的因素主要包括：

（1）一次風量。每臺磨煤機的風量必須滿足煤粉正常輸送、為煤粉著火初期提供合適的氧量以及燃燒器安全運行的要求[5]。在確保磨煤機內部攜帶足夠煤粉和干燥風量，如一次風率較高時，可對磨煤機通風量進行優化。

（2）二次風量。二次風量的大小由鍋爐燃燒需要的氧量、空預器漏風量和二次風道外漏量決定。氧量設定值偏小或偏大都不利于機組經濟性,在同一負荷下,存在1個使各項損失之和達到最小的氧量值，即最優氧量[6]。為進一步降低二次風量，還應設法減少二次風在空預器中的漏風量和二次風外漏點。

（3）煙氣量。除降低空預器的漏風量外，還應降低爐膛漏風量，以降低引風機電耗。

2.3 其它因素的影響

風機電流除受風機全壓和風量影響外，還受風機效率、電機效率、電機工作電壓、電機功率因數等影響。

3 對策及成效

對風機電流的影響因素分析及對風機全壓和風量進行研究和試驗，有助于制定降低風機電耗率的有效運行措施。

3.1 降低風機全壓的措施

（1）降低送風機出口壓力。由圖1可知，鍋爐二次風沿途經過空預器前風道、空預器、空預器后風道后，進入鍋爐兩側的大風箱，再經過各類輔助風門調節后進入爐膛組織燃燒。風箱與爐膛的二次風門系統如圖3所示，機組在正常運行時，二次風門開度為25%～35%，風箱差壓一般控制在1.5～2.3 kPa。風箱差壓是利用二次風門進行節流控制的結果，可使二次風系統阻力增大、送風機出口壓力升高、風機動葉開度增大、風機電流升高；空預器二次風側和煙氣側差壓增大，漏入煙氣側的二次風量增加?？梢?，二次風能量損失較大的原因是局部能量損失、空預器漏風損失及沿程能量損失。因此，有必要研究降低風箱差壓的可行性。

圖3 風箱與爐膛間的二次風門系統示意

體積流量公式為：

式中：qv為體積流量；A為流通截面積；v為截面內流體的平均速度。

由式（4）可知，如果所有二次風門不節流和體積流量不變（即鍋爐二次風量不變），由于流經的總面積不變（二次風噴口截面積），則各二次風噴口處的流速v也不變，即：如果將各二次風門的開度同步開大，則二次風噴口處的風速變化不大。所以，在保持總風量不變的情況下，同步開大二次風門開度，對二次風噴口處的風量和風速影響較小。

在降低風箱差壓前要充分考慮以下關系安全運行的關鍵問題：低負荷階段（風箱差壓較?。t膛冒正壓時，進入爐膛的風量是否會太低以及爐膛中的火焰是否會倒回風箱。

表2為某日6號爐爐膛負壓擾動前后的部分參數，可以看出：當爐膛為負壓時，總風量增加、送風機出口壓力降低、動葉開度關小、風機電流降低，風箱差壓也降低至零甚至更低（已超出壓力變送器量程），但一定高于爐膛內的壓力，所以爐膛內的熱風不會倒流至風道中，且總風量不會降低。當爐膛出現正壓時，總風量基本沒變、送風機出口壓力升高（風機全壓升高）、動葉開度開大、風機電流升高，風箱與爐膛內部的壓力差為235 Pa，風箱中的風仍能在該差壓下順利進入爐膛，所以爐膛內的熱風不會倒流至風道中，且總風量不會降低。

分析爐膛負壓的波動情況對總風量的影響，進行降低風箱差壓的試驗和停爐后檢查燃燒器噴口，對風箱差壓控制曲線（手動控制目標）進行優化后的測試結果如表3所示。

表2 爐膛負壓擾動前后部分參數對比

表3 優化前后的風箱差壓

（2）降低一次風母管壓力。機組正常運行時，一次風母管壓力一直偏高，磨煤機組熱風門開度較?。ㄟ\行磨煤機組的熱風門平均開度不到40%），導致熱風調門處局部損失增加。在保證不影響磨煤機出力的情況下，對一次風母管壓力曲線進行優化，測試結果如表4所示。

表4 優化前后的一次風母管壓力

（3）降低磨煤機通風阻力。在磨煤機運行過程中，加強對磨煤機電流、進出口差壓、出口溫度、出口風粉管壓力等參數的監視。

（4）降低空預器阻力?？疹A器阻力的降低，對降低送風機、引風機和一次風機的通道阻力都有積極意義。具體操作中可根據空預器煙氣側進出口差壓，及時調整空預器吹灰頻次和蒸汽參數，并充分利用配風的調節手段降低NOX的生成量，切忌一味靠增大噴氨量來滿足環保要求，防止空預器堵塞。此外，還可利用停機機會及時對空預器進行沖洗，以徹底清除蓄熱元件上附著的硫酸氫銨和灰粒。

（5）降低SCR（選擇性催化還原法脫硝）區域的阻力。SCR區域的阻力大小直接影響引風機的通道阻力，進而影響引風機的電耗。將SCR吹灰納入定期工作內容，嚴格按照SCR吹灰蒸汽參數要求進行吹灰。

（6）降低脫硫系統阻力。密切監視脫硫漿液池液位和密度、除霧器差壓等參數，降低引風機的通道阻力，以降低引風機的電耗。

3.2 降低風機流量的措施

（1）降低磨煤機通風量。在保證磨煤機組差壓不升高、電流不增大、出口溫度不降低、出口壓力不低于2 500 Pa的前提下，每臺磨煤機組均進行了最小通風量試驗，得出不同磨煤機組、不同煤量對應的最小通風量，具體見表5。煤的發熱量較低或可磨系數較低會導致煤耗增加，需要較大的一次風機裕量[7]，因此除了運行優化外，還應選擇優質燃煤。

（2）優化爐膛氧量。試驗期間，對飛灰含碳量進行測量，發現氧量優化后含碳量并未增大。因此優化爐膛氧量，優化前后的氧量見表6。

表5 優化前后的磨煤機通風量

表6 優化前后的爐膛氧量

（3）減小空預器漏風。在降低一次風機和送風機全壓的同時，也降低了一次風、二次風與煙氣側的差壓，降低空預器漏風量。另外，防止空預器堵灰也是降低空氣側與煙氣側差壓的有效辦法。調整空預器扇形板密封自動跟蹤時間，由原來的24 h調整為12 h，正常運行中要密切監視空預器密封裝置的運行情況，有密封板故障報警時及時處理。

3.3 節能效果

（1）送風機及一次風機出口壓力的降低可有效降低空預器漏風率。

過量空氣系數計算公式[8]：

漏風率AL和過量空氣系數的換算關系式[9]：

式中：α″，α′分別為煙道進、出口煙氣過量空氣系數。

某1 000 MW機組在滿負荷期間進行一次風壓、二次風壓與空預器漏風關系試驗。試驗前，51號空預器煙氣側進/出口氧量為2.54%/5.68%，由公式（5）可計算得出對應的進/出口過量空氣系數α為1.137%/1.371%；52號空預器煙氣側進/出口氧量為2.74%/4.8%，對應的進/出口過量空氣系數為1.15%/1.296%。將一次風壓由13.9 kPa降低至10.6 kPa，二次風壓由2.2 kPa降低至1.3 kPa。30 min后 51號空預器煙氣側進/出口氧量為2.61%/3.5%，對應的進/出口過量空氣系數為1.142%/1.2%；52號空預器煙氣側進/出口氧量為2.83%/3.3%，對應的進/出口過量空氣系數為1.156%/1.186%。

將51號和52號空預器進出口的過量空氣系數代入公式（6）可算出51號空預器試驗前后空預器漏風率由18.4%降低至4.9%，52號空預器試驗前后空預器漏風率由11.4%降低至2.85%，可見降低一次、二次風壓力也有利于降低空預器的漏風率，試驗數據如表7所示。

表7 空預器漏風率試驗數據

（2）有效降低六大風機電流。

二次風箱差壓、一次風機母管壓力、磨煤機通風量、氧量優化前后運行工況的對比試驗表明，上述降低風機電流措施的效果明顯，詳見表8。

從表8不難看出：風機電流較優化前明顯降低，5號機組2臺送風機電流降低108 A，2臺引風機電流降低52 A，2臺一次風機電流降低38 A，風機電流共降低198 A，單臺機組每年的節電量約為1 423.2118萬kWh。

2013年8月，通過邏輯優化和風機、磨煤機組運行參數調整，該公司各風機廠用電率占比明顯降低。對比2013年和2012年的同期（以9月份為例）參數，2012年的風機廠用電率為2.1%，2013年下降至1.84%，效果明顯。各風機廠用電率的同比數據如表9所示。

表8 試驗前后部分參數對比

表9 5號爐風機的廠用電率（以9月份為例）

3.4 其它方法

風機節能措施還包括：優化啟停機、低負荷期間的風機運行方式、提高風機效率的引風機和增壓風機合并改造、風機變頻改造等。

4 結語

通過對風機全壓、流量對風機電流的影響分析，某公司采取降低風機電耗措施，使爐側的風機電耗率大幅度降低。由此可見，無需對風機及系統進行技改，僅通過運行調整手段就能取得明顯節能效果。所以，在機組正常運行中要緊盯風機及磨煤機組參數變化，及時進行調整，以保證風機節能運行。

[1]刑希東.燃煤電站鍋爐一次風機電流大原因分析[J].風機技術，2011（2）:62-66.

[2]吳必科.電站鍋爐引風機電流偏差大的原因分析及對策[J].電站系統工程，2004，20（5）:11-13.

[3]陳云.基于匹配分析的送風機增容改造目標探討[J].華東電力，2013，41（10）:2187-2190.

[4]孔瓏.工程流體力學（第二版）[M].北京：中國電力出版社，1992.

[5]岑可法，周昊，池作和.大型電站鍋爐安全及優化運行技術[M].北京：中國電力出版社，2003.

[6]劉吉臻.鍋爐經濟性分析及最優氧量的確定[J].動力工程，2009，29（3）:245-249.

[7]葉勇健.玉環電廠煙風系統風機參數的設計[J].中國電力，2009，42（1）:54-57.

[8]周強泰.鍋爐原理（第二版）[M].北京：中國電力出版社, 2009.

（本文編輯：徐 晗）

On the Effective Operation Measures for Reducing Fan Power Consumption Rate of 1 000 MW Units

ZHANG Shuli
（China Resources Power（Xuzhou）Co.，Ltd.，Xuzhou Jiangsu 221142，China）

The elements that affect fan current are analyzed theoretically.In the light of controllable factors, effective operation measures for reducing fan power consumption rate of 1 000 MW units are proposed in terms of practical operation mode，which can not only be applied to ultra-supercritical boilers with low NOXburners but also to boilers with other types of burners.

1 000 MW；power consumption rate；operation measures；bellow differential pressure

TK223.26

B

1007-1881（2015）02-0040-05

2014-07-21

張樹利（1984），男，工程師，從事發電廠鍋爐運行工作。