本文主要介紹了浙江錢清發電有限責任公司#2爐煙氣脫硫裝置，該脫硫系統不配增壓風機，利用鍋爐引風機提供脫硫島阻力降，簡化了脫硫系統，減少了設備購置費用，降低了設備運行維護成本
正文：
前言
目前國內運行及在裝的FGD系統，基本上都配有增壓風機。本文主要介紹了浙江錢清發電有限責任公司#2爐煙氣脫硫裝置，該脫硫系統不配增壓風機，利用鍋爐引風機提供脫硫島阻力降，簡化了脫硫系統，減少了設備購置費用，降低了設備運行維護成本。
脫硫島是否要配增壓風機，當意外事故需要脫硫系統快速切除或一臺甚至二臺漿液再循環泵跳閘時，是否會影響主設備系統正常運行甚至造成鍋爐MFT，在FGD系統方案討論及初步設計時，存在不少擔心及爭論。因此，FGD參建各方以嚴謹科學的態度，分析了FGD系統發生意外事故時可能對主設備系統造成的影響，在控制邏輯設計時，采取種種預防措施，以確保主設備的安全。二年來的運行實踐證明，無增壓風機濕法煙氣脫硫技術是可行的，運行是穩定的、安全的，是新建電廠配套脫硫裝置值得借鑒和推廣的一項技術。
1.系統介紹
1.1風煙系統簡介
浙江錢清發電有限責任公司#2機組鍋爐采用420t/h超高壓自然循環、一次中間再熱鍋爐，銘牌主蒸汽出力420t/h，最大蒸汽出力430t/h，理論煙氣量547000N m3/h。
引風機為兩臺1788B/1615型離心風機，風壓為8255Pa，風機流量為420048m3/h，配YKK630-6電機，電機容量為1300kW，電機額定電流為152.2A，電機轉速為990r/min。使用YOTGC1000/1000液力耦合器，功率為640-1860kW，輸入轉速為950r/min。
爐膛壓力在小于─800Pa或大于┼1100Pa時,延時1.5秒，鍋爐MFT。
爐后脫硫系統采用石灰石/石膏濕法煙氣脫硫系統，吸收塔采用美國巴威(B&W)公司托盤噴淋塔，并配有三臺漿液再循環泵和三臺氧化風機，保證脫硫效率在90%以上，整個脫硫島系統理論最高壓損為3035Pa，另設有旁路煙道及旁路擋板，用于投切脫硫系統，脫硫島無增壓風機，脫硫島煙氣動力由鍋爐引風機提供。
1.2煙氣系統保護
爐后煙氣脫硫系統與鍋爐煙氣系統緊密相連，確保鍋爐的安全運行，是脫硫系統在保護控制邏輯設計時必須重視的問題。我公司煙氣系統保護控制邏輯如下:
在以下情況之一發生時，煙氣走旁路,脫硫裝置撤出運行：
a)FGD進口煙氣溫度低于119℃并超過5分鐘;
b)FGD進口煙氣溫度高于170℃并超過5分鐘;
c)FGD進口煙氣含塵量高于400mg/Nm3并超過10分鐘;
i)二臺引風機同時跳閘(根據引風機電流<30A判斷)
d)鍋爐投油時;
e)進口擋板門或出口擋板門關;
f)GGH故障停運;
g)三臺循環泵全部跳閘;(同時停運)
h)鍋爐MFT。
由FGD運行方式切換為煙氣旁路運行方式的煙氣擋板操作步驟(自動或手動)：打開煙氣旁路檔板;待旁路檔板全開時，關閉原煙氣入口檔板和凈煙氣出口檔板。當發生a)、b)、c)、d)、f)、i)情況之一時，常速打開煙氣旁路擋板，即旁路擋板采用脈沖步進式打開。(時間約為4-5分鐘)減少由此造成的鍋爐爐膛壓力波動;當發生e)、g)、h)情況之一時，快開旁路擋板，即一次開到位，時間約為28秒，快開成立優先于常速成立。
當FGD進口煙氣溫度高于155℃時將發出報警，運行人員應加強對煙溫的監視，根據機組設備的運行情況，必要時可提前用常速將FGD系統切至旁路。
2.系統投切分析
由于該脫硫系統無增壓風機，僅依靠鍋爐引風機提供相應動力。在投入脫硫前和投入脫硫后，脫硫島煙氣壓力穩定，引風機運行狀況相對穩定，能保證機組安全、穩定運行。只有當爐后脫硫島煙氣阻力發生變化時，引風機需做出一定調整，調整速率過快會影響爐膛燃燒，因此，在脫硫系統投切和漿液再循環泵啟停時，較易產生不良情況。
針對以上兩種情況，我們分別進行試驗：
2.1旁路擋板開關對鍋爐影響
在50萬m3/h煙氣量下，旁路擋板為手動關閉動作，脫硫系統為投入過程，得到下列曲線關系：
整個投入過程，爐膛負壓最大為：124Pa;最小為：-121Pa。為減少對機組主設備系統的影響，FGD旁路擋板投入時間約5分鐘，避免造成瞬時爐膛負壓過高或過低，引起鍋爐MFT動作。
在50萬m3/h煙氣量下，旁路擋板為手動打開動作，脫硫系統為切除過程，得到下列曲線關系：
文章摘要：
本文主要介紹了浙江錢清發電有限責任公司#2爐煙氣脫硫裝置，該脫硫系統不配增壓風機，利用鍋爐引風機提供脫硫島阻力降，簡化了脫硫系統，減少了設備購置費用，降低了設備運行維護成本
正文：
前言
目前國內運行及在裝的FGD系統，基本上都配有增壓風機。本文主要介紹了浙江錢清發電有限責任公司#2爐煙氣脫硫裝置，該脫硫系統不配增壓風機，利用鍋爐引風機提供脫硫島阻力降，簡化了脫硫系統，減少了設備購置費用，降低了設備運行維護成本。
脫硫島是否要配增壓風機，當意外事故需要脫硫系統快速切除或一臺甚至二臺漿液再循環泵跳閘時，是否會影響主設備系統正常運行甚至造成鍋爐MFT，在FGD系統方案討論及初步設計時，存在不少擔心及爭論。因此，FGD參建各方以嚴謹科學的態度，分析了FGD系統發生意外事故時可能對主設備系統造成的影響，在控制邏輯設計時，采取種種預防措施，以確保主設備的安全。二年來的運行實踐證明，無增壓風機濕法煙氣脫硫技術是可行的，運行是穩定的、安全的，是新建電廠配套脫硫裝置值得借鑒和推廣的一項技術。
1.系統介紹
1.1風煙系統簡介
浙江錢清發電有限責任公司#2機組鍋爐采用420t/h超高壓自然循環、一次中間再熱鍋爐，銘牌主蒸汽出力420t/h，最大蒸汽出力430t/h，理論煙氣量547000N m3/h。
引風機為兩臺1788B/1615型離心風機，風壓為8255Pa，風機流量為420048m3/h，配YKK630-6電機，電機容量為1300kW，電機額定電流為152.2A，電機轉速為990r/min。使用YOTGC1000/1000液力耦合器，功率為640-1860kW，輸入轉速為950r/min。
爐膛壓力在小于─800Pa或大于┼1100Pa時,延時1.5秒，鍋爐MFT。
爐后脫硫系統采用石灰石/石膏濕法煙氣脫硫系統，吸收塔采用美國巴威(B&W)公司托盤噴淋塔，并配有三臺漿液再循環泵和三臺氧化風機，保證脫硫效率在90%以上，整個脫硫島系統理論最高壓損為3035Pa，另設有旁路煙道及旁路擋板，用于投切脫硫系統，脫硫島無增壓風機，脫硫島煙氣動力由鍋爐引風機提供。
1.2煙氣系統保護
爐后煙氣脫硫系統與鍋爐煙氣系統緊密相連，確保鍋爐的安全運行，是脫硫系統在保護控制邏輯設計時必須重視的問題。我公司煙氣系統保護控制邏輯如下:
在以下情況之一發生時，煙氣走旁路,脫硫裝置撤出運行：
a)FGD進口煙氣溫度低于119℃并超過5分鐘;
b)FGD進口煙氣溫度高于170℃并超過5分鐘;
c)FGD進口煙氣含塵量高于400mg/Nm3并超過10分鐘;
i)二臺引風機同時跳閘(根據引風機電流<30A判斷)
d)鍋爐投油時;
e)進口擋板門或出口擋板門關;
f)GGH故障停運;
g)三臺循環泵全部跳閘;(同時停運)
h)鍋爐MFT。
由FGD運行方式切換為煙氣旁路運行方式的煙氣擋板操作步驟(自動或手動)：打開煙氣旁路檔板;待旁路檔板全開時，關閉原煙氣入口檔板和凈煙氣出口檔板。當發生a)、b)、c)、d)、f)、i)情況之一時，常速打開煙氣旁路擋板，即旁路擋板采用脈沖步進式打開。(時間約為4-5分鐘)減少由此造成的鍋爐爐膛壓力波動;當發生e)、g)、h)情況之一時，快開旁路擋板，即一次開到位，時間約為28秒，快開成立優先于常速成立。
當FGD進口煙氣溫度高于155℃時將發出報警，運行人員應加強對煙溫的監視，根據機組設備的運行情況，必要時可提前用常速將FGD系統切至旁路。
2.系統投切分析
由于該脫硫系統無增壓風機，僅依靠鍋爐引風機提供相應動力。在投入脫硫前和投入脫硫后，脫硫島煙氣壓力穩定，引風機運行狀況相對穩定，能保證機組安全、穩定運行。只有當爐后脫硫島煙氣阻力發生變化時，引風機需做出一定調整，調整速率過快會影響爐膛燃燒，因此，在脫硫系統投切和漿液再循環泵啟停時，較易產生不良情況。
針對以上兩種情況，我們分別進行試驗：
2.1旁路擋板開關對鍋爐影響
在50萬m3/h煙氣量下，旁路擋板為手動關閉動作，脫硫系統為投入過程，得到下列曲線關系：
整個投入過程，爐膛負壓最大為：124Pa;最小為：-121Pa。為減少對機組主設備系統的影響，FGD旁路擋板投入時間約5分鐘，避免造成瞬時爐膛負壓過高或過低，引起鍋爐MFT動作。
在50萬m3/h煙氣量下，旁路擋板為手動打開動作，脫硫系統為切除過程，得到下列曲線關系：
整個切除過程，爐膛負壓最大為：140Pa;最小為：-60Pa。為減少對機組主設備系統的影響，FGD旁路擋板切除時間約5分鐘，避免造成瞬時爐膛負壓過高或過低，引起鍋爐MFT動作。
試驗表明：脫硫系統正常投入和切除過程，引風機有足夠的調節能力，鍋爐爐膛負壓未發生劇烈變化，但整個投入和切除過程應盡可能慢，減少煙氣壓力波動對爐膛負壓的影響。而且當旁路擋板開度小于20%時對鍋爐影響較大，應更加注意小心;當旁路擋板開度大于20%時對鍋爐影響較小，可稍加注意。同樣，在旁路擋板關閉時，最后的20%對鍋爐影響較大，應加強監視和聯絡。
系統在正常投、切時，采用手動操作，機爐集控與脫硫集控用電話或對講機保持聯系，保證系統安全運行，整個投、切時間不小于5分鐘。但出于對脫硫島設備的保護，在進入FGD的煙溫、含塵(煙氣粉塵濃度)超標以及GGH故障等，有必要使旁路擋板在事故狀態時自動打開，切除脫硫島。為減少對主設備系統的影響，我們在控制策略上旁路擋板采用脈沖慢開方式，每個脈沖信號間隔25秒，擋板全開時間不小于6分鐘，即防止了機組異常情況的發生，又保護了脫硫島內設備。
當運行的二臺或三臺循環泵全部跳閘或鍋爐MFT，在這極端情況下，為保護脫硫設備，避免重大損失，旁路擋板在28秒內快速全開，快速切除脫硫島。
2.2再循環泵切換對鍋爐影響
為確保運行安全，脫硫島的三臺循環泵分別接于廠用電6kVA,B段，正常運行工況下(指燃煤含硫率小于1.06%)，運行的2臺循環泵，通常為#1、#3泵，接于6kVA,B段，以降低循環泵全部跳閘的機率。
在正常操作時，如將#1、#3漿液再循環泵切換為#2、#3漿液再循環泵運行，脫硫系統原 煙氣壓力發生一定波動，#1、#2引風機相應做出調整，以穩定鍋爐正常運行，操作過程是先開啟#2循環泵，穩定后再停用#1循環泵。在50萬m3/h煙氣量下，記錄的具體數據如下：
1)二臺運行時增開一臺，三臺運行，兩臺引風機電流平均增加5～8A，原煙氣壓力增加200～500Pa。
2)三臺運行時停開(運)一臺，二臺運行，兩臺引風機電流平均降低4～6A，原煙氣壓力降低250～450Pa。
3)爐膛負壓波動極值為：+120Pa~-183Pa。
試驗表明：漿液再循環泵的切換對鍋爐影響不大，引風機稍做調整，即可克服煙氣壓力帶來的波動，將鍋爐調整正常，保證脫硫系統與整套發電機組的穩定運行。
3.二年運行概況
我公司#2鍋爐煙氣濕法脫硫裝置，于2002年4月16日正式開工;2003年4月18日首次導入煙氣進行調試;2003年7月2日完成168小時試運行;在2003年9月1日至13日，由浙江省電力試驗研究所對#2FGD系統進行了性能測試及考核試驗,而后投入商業運行。在煤種含硫1.06，負荷分別為100%MCR、70%MCR，以及煤種含硫1.4，100%MCR時，做了性能考核試驗，在試驗過程中，三項功能保證全部合格，八項性能保證除噪音一項，也都合格。
現將從2003年9月開始二年來運行情況介紹如下：2003年9月至2005年8月,#2鍋爐運行總時間為16345小時,脫硫系統運行時間為15946小時，脫硫系統投運率97.55%,平均脫硫效率91.38%，脫除SO211690余噸,具體數據如下：
日期 鍋 爐
運行小時 脫硫系統
運行小時 脫硫系統
投運率%平均脫硫
效率%SO2去除量(噸)
2003年/9月 72069997.1091.52393.6
10月 744744100.0092.90409.5
11月 72066992.9090.10438.5
12月 74470294.3591.35379.4
2004年/1月 45043496.4092.80273.6
2月 69666695.6990.11585.6
3月 74473495.6690.74517.9
4月 720720100.0090.84516.1
5月 71968495.1391.66545.9
6月 63060295.6091.04383.5
7月 744744100.0091.59462.7
8月 74473198.2591.18495.5
9月 720720100.0091.08461.8
10月 72869695.6091.91436.7
11月 577577100.0091.17391.0
12月 72070097.2290.11454.7
2005年/1月 744744100.0091.41647.5
2月 430430100.0090.19325.3
3月 74473698.9290.28692.0
4月 72069195.9790.98670.0
5月 55554197.4892.65552.0
6月 73372098.2392.75586.4
7月 74472497.3192.23623.0
8月 55553896.9391.16447.8
總計 16345 15946 97.5591.3811690
我公司#2鍋爐煙氣濕法脫硫裝置是浙江天地環保公司第一次實施的(國產化率較高的)脫硫工程,在系統設計、安裝、設備選型等環節存在一些缺陷,同時我公司運行、管理人員接觸濕法脫硫時間不長、經驗不足，在二年的運行中也出現了一些問題,但從總的情況來看，運行情況基本穩定良好，各項指標均能達到設計值。
由于該脫硫系統不配增壓風機，我們在運行中格外給予關注。因機組停役、脫硫裝置檢修、試驗等原因，二年來，脫硫系統共計撤出運行34次，極大多數為有計劃手動撤出，機爐集控與脫硫控制采用電話或對講機聯系，撤出過程平穩，爐膛負壓波動在100Pa～200Pa之間。脫硫系統投運以來的二年多時間里，除了幾次保護誤動，沒有因運行異常而導致保護動作。
保護誤動大致情況如下：
(1)2003年6月27日，由于#2爐2號角中排油槍推進信號誤發，造成#2爐脫硫旁路煙道擋板保護動作打開。原因是天下雨，雨水滲入油槍控制箱，導致2號角中排油槍推進行程開關絕緣下降，誤接通。隨后運行人員在CRT上撤出“油槍投入切旁路”聯鎖開關，手動關閉旁路煙道擋板。經熱工人員處理后，系統恢復正常。運行人員逐投入“油槍投入切旁路”聯鎖開關。
(2)2003年7月7日，由于同樣原因，#2爐2號角中排油槍推進信號再次誤發信號，造成#2爐脫硫旁路煙道擋板保護動作打開。經熱工人員處理后，恢復正常。
二次油槍推進信號誤發，引起脫硫旁路煙道擋板保護動作常速打開，爐膛負壓波動均在100Pa～200Pa之間，說明保護控制邏輯設計是正確的。同時，由于二次誤動，我們采取如下預防措施：⑴在油槍控制箱上加裝防護罩;⑵在#2FGD聯鎖保護中的鍋爐投油保護上加裝投撤小開關。投油助燃，是有計劃的可控行為，只在鍋爐準備投油時，經聯系確認后投上保護小開關，避免誤動。
(3)2005年2月16日，熱工人員在檢修出口煙道擋板執行機構時，因處理不當，在投運#2FGD時，造成出口擋板開信號未反饋，在運行人員投入旁路擋板聯鎖開關后，旁路擋板快開動作，運行人員立即撤聯鎖開關，旁路擋板停在10%處，此時爐膛負壓變化為-98～142Pa。后熱工人員在DCS組態中對相關的RS觸發器進行復位，系統恢復正常。
此次旁路擋板快開誤動，因運行人員快速處理，沒有記錄爐膛出口壓力變化的全過程，但從旁路擋板10%開度時，爐膛出口壓力的微小波動，我們可判定，旁路擋板快開動作時，鍋爐爐膛出口壓力的變化，不會導致MFT。
從二年的運行實踐可以確定，脫硫系統不配增壓風機，運行是安全的。
脫硫系統不配增壓風機，運行中在經濟性上是否有利，我們通過與與裝置增壓風機電廠的對比，來作簡要分析：
浙江肖山電廠二臺420t/h 鍋爐的125mW機組，(已增容至130Mw)原有的二臺引風機，型號為Y4-73 ?11 N26.5D, 出力50萬M3/H，電機功率700KW,額定電流80.3A 。在脫硫改造項目中，由天地公司實 施，二臺機組共用一套脫硫系統，,配置一臺3000kW增壓風機,在二臺機組正常運行時，引風機電流60+60，約120A，增壓風機電流250～270A，當一臺機組運行時，在常規三臺循環泵運行情況下，增壓風機電流150A左右。
我公司不配增壓風機的脫硫系統在滿負荷(135Mw)運行時，二臺引風機電流約210A左右。如假設脫硫島其它用電設備相同，僅在風煙系統上，節電效果是明顯的，在單臺機組運行時效果更甚。當然，在設備檢修維護方面，費用節約也是可觀的，不作進一步探討。
根據測試結果，我公司#2鍋爐煙氣濕法脫硫系統耗電情況如下：當滿負荷(設計值)時，脫硫島耗電量920kWh/h，占#2機組發電量0.7%，考慮引風機增加電耗約350 kWh/h(脫硫系統投撤前后，引風機增加的電流)，占#2機組發電量的1%左右。
綜上所述，濕法煙氣脫硫技術不使用增壓風機是切實可行地。適當將鍋爐引風機功率加大，不使用增壓風機可大副降低脫硫系統造價，減少脫硫系統運行維護成本，是一項非常值得推廣的技術。
整個切除過程，爐膛負壓最大為：140Pa;最小為：-60Pa。為減少對機組主設備系統的影響，FGD旁路擋板切除時間約5分鐘，避免造成瞬時爐膛負壓過高或過低，引起鍋爐MFT動作。
試驗表明：脫硫系統正常投入和切除過程，引風機有足夠的調節能力，鍋爐爐膛負壓未發生劇烈變化，但整個投入和切除過程應盡可能慢，減少煙氣壓力波動對爐膛負壓的影響。而且當旁路擋板開度小于20%時對鍋爐影響較大，應更加注意小心;當旁路擋板開度大于20%時對鍋爐影響較小，可稍加注意。同樣，在旁路擋板關閉時，最后的20%對鍋爐影響較大，應加強監視和聯絡。
系統在正常投、切時，采用手動操作，機爐集控與脫硫集控用電話或對講機保持聯系，保證系統安全運行，整個投、切時間不小于5分鐘。但出于對脫硫島設備的保護，在進入FGD的煙溫、含塵(煙氣粉塵濃度)超標以及GGH故障等，有必要使旁路擋板在事故狀態時自動打開，切除脫硫島。為減少對主設備系統的影響，我們在控制策略上旁路擋板采用脈沖慢開方式，每個脈沖信號間隔25秒，擋板全開時間不小于6分鐘，即防止了機組異常情況的發生，又保護了脫硫島內設備。
當運行的二臺或三臺循環泵全部跳閘或鍋爐MFT，在這極端情況下，為保護脫硫設備，避免重大損失，旁路擋板在28秒內快速全開，快速切除脫硫島。
2.2再循環泵切換對鍋爐影響
為確保運行安全，脫硫島的三臺循環泵分別接于廠用電6kVA,B段，正常運行工況下(指燃煤含硫率小于1.06%)，運行的2臺循環泵，通常為#1、#3泵，接于6kVA,B段，以降低循環泵全部跳閘的機率。
在正常操作時，如將#1、#3漿液再循環泵切換為#2、#3漿液再循環泵運行，脫硫系統原 煙氣壓力發生一定波動，#1、#2引風機相應做出調整，以穩定鍋爐正常運行，操作過程是先開啟#2循環泵，穩定后再停用#1循環泵。在50萬m3/h煙氣量下，記錄的具體數據如下：
1)二臺運行時增開一臺，三臺運行，兩臺引風機電流平均增加5～8A，原煙氣壓力增加200～500Pa。
2)三臺運行時停開(運)一臺，二臺運行，兩臺引風機電流平均降低4～6A，原煙氣壓力降低250～450Pa。
3)爐膛負壓波動極值為：+120Pa~-183Pa。
試驗表明：漿液再循環泵的切換對鍋爐影響不大，引風機稍做調整，即可克服煙氣壓力帶來的波動，將鍋爐調整正常，保證脫硫系統與整套發電機組的穩定運行。
3.二年運行概況
我公司#2鍋爐煙氣濕法脫硫裝置，于2002年4月16日正式開工;2003年4月18日首次導入煙氣進行調試;2003年7月2日完成168小時試運行;在2003年9月1日至13日，由浙江省電力試驗研究所對#2FGD系統進行了性能測試及考核試驗,而后投入商業運行。在煤種含硫1.06，負荷分別為100%MCR、70%MCR，以及煤種含硫1.4，100%MCR時，做了性能考核試驗，在試驗過程中，三項功能保證全部合格，八項性能保證除噪音一項，也都合格。
現將從2003年9月開始二年來運行情況介紹如下：2003年9月至2005年8月,#2鍋爐運行總時間為16345小時,脫硫系統運行時間為15946小時，脫硫系統投運率97.55%,平均脫硫效率91.38%，脫除SO211690余噸,具體數據如下：
日期 鍋 爐
運行小時 脫硫系統
運行小時 脫硫系統
投運率%平均脫硫
效率%SO2去除量(噸)
2003年/9月 72069997.1091.52393.6
10月 744744100.0092.90409.5
11月 72066992.9090.10438.5
12月 74470294.3591.35379.4
2004年/1月 45043496.4092.80273.6
2月 69666695.6990.11585.6
3月 74473495.6690.74517.9
4月 720720100.0090.84516.1
5月 71968495.1391.66545.9
6月 63060295.6091.04383.5
7月 744744100.0091.59462.7
8月 74473198.2591.18495.5
9月 720720100.0091.08461.8
10月 72869695.6091.91436.7
11月 577577100.0091.17391.0
12月 72070097.2290.11454.7
2005年/1月 744744100.0091.41647.5
2月 430430100.0090.19325.3
3月 74473698.9290.28692.0
4月 72069195.9790.98670.0
5月 55554197.4892.65552.0
6月 73372098.2392.75586.4
7月 74472497.3192.23623.0
8月 55553896.9391.16447.8
總計 16345 15946 97.5591.3811690
我公司#2鍋爐煙氣濕法脫硫裝置是浙江天地環保公司第一次實施的(國產化率較高的)脫硫工程,在系統設計、安裝、設備選型等環節存在一些缺陷,同時我公司運行、管理人員接觸濕法脫硫時間不長、經驗不足，在二年的運行中也出現了一些問題,但從總的情況來看，運行情況基本穩定良好，各項指標均能達到設計值。
由于該脫硫系統不配增壓風機，我們在運行中格外給予關注。因機組停役、脫硫裝置檢修、試驗等原因，二年來，脫硫系統共計撤出運行34次，極大多數為有計劃手動撤出，機爐集控與脫硫控制采用電話或對講機聯系，撤出過程平穩，爐膛負壓波動在100Pa～200Pa之間。脫硫系統投運以來的二年多時間里，除了幾次保護誤動，沒有因運行異常而導致保護動作。
保護誤動大致情況如下：
(1)2003年6月27日，由于#2爐2號角中排油槍推進信號誤發，造成#2爐脫硫旁路煙道擋板保護動作打開。原因是天下雨，雨水滲入油槍控制箱，導致2號角中排油槍推進行程開關絕緣下降，誤接通。隨后運行人員在CRT上撤出“油槍投入切旁路”聯鎖開關，手動關閉旁路煙道擋板。經熱工人員處理后，系統恢復正常。運行人員逐投入“油槍投入切旁路”聯鎖開關。
(2)2003年7月7日，由于同樣原因，#2爐2號角中排油槍推進信號再次誤發信號，造成#2爐脫硫旁路煙道擋板保護動作打開。經熱工人員處理后，恢復正常。
二次油槍推進信號誤發，引起脫硫旁路煙道擋板保護動作常速打開，爐膛負壓波動均在100Pa～200Pa之間，說明保護控制邏輯設計是正確的。同時，由于二次誤動，我們采取如下預防措施：⑴在油槍控制箱上加裝防護罩;⑵在#2FGD聯鎖保護中的鍋爐投油保護上加裝投撤小開關。投油助燃，是有計劃的可控行為，只在鍋爐準備投油時，經聯系確認后投上保護小開關，避免誤動。
(3)2005年2月16日，熱工人員在檢修出口煙道擋板執行機構時，因處理不當，在投運#2FGD時，造成出口擋板開信號未反饋，在運行人員投入旁路擋板聯鎖開關后，旁路擋板快開動作，運行人員立即撤聯鎖開關，旁路擋板停在10%處，此時爐膛負壓變化為-98～142Pa。后熱工人員在DCS組態中對相關的RS觸發器進行復位，系統恢復正常。
此次旁路擋板快開誤動，因運行人員快速處理，沒有記錄爐膛出口壓力變化的全過程，但從旁路擋板10%開度時，爐膛出口壓力的微小波動，我們可判定，旁路擋板快開動作時，鍋爐爐膛出口壓力的變化，不會導致MFT。
從二年的運行實踐可以確定，脫硫系統不配增壓風機，運行是安全的。
脫硫系統不配增壓風機，運行中在經濟性上是否有利，我們通過與與裝置增壓風機電廠的對比，來作簡要分析：
浙江肖山電廠二臺420t/h 鍋爐的125mW機組，(已增容至130Mw)原有的二臺引風機，型號為Y4-73 ?11 N26.5D, 出力50萬M3/H，電機功率700KW,額定電流80.3A 。在脫硫改造項目中，由天地公司實 施，二臺機組共用一套脫硫系統，,配置一臺3000kW增壓風機,在二臺機組正常運行時，引風機電流60+60，約120A，增壓風機電流250～270A，當一臺機組運行時，在常規三臺循環泵運行情況下，增壓風機電流150A左右。
我公司不配增壓風機的脫硫系統在滿負荷(135Mw)運行時，二臺引風機電流約210A左右。如假設脫硫島其它用電設備相同，僅在風煙系統上，節電效果是明顯的，在單臺機組運行時效果更甚。當然，在設備檢修維護方面，費用節約也是可觀的，不作進一步探討。
根據測試結果，我公司#2鍋爐煙氣濕法脫硫系統耗電情況如下：當滿負荷(設計值)時，脫硫島耗電量920kWh/h，占#2機組發電量0.7%，考慮引風機增加電耗約350 kWh/h(脫硫系統投撤前后，引風機增加的電流)，占#2機組發電量的1%左右。
綜上所述，濕法煙氣脫硫技術不使用增壓風機是切實可行地。適當將鍋爐引風機功率加大，不使用增壓風機可大副降低脫硫系統造價，減少脫硫系統運行維護成本，是一項非常值得推廣的技術。
整個切除過程，爐膛負壓最大為：140Pa;最小為：-60Pa。為減少對機組主設備系統的影響，FGD旁路擋板切除時間約5分鐘，避免造成瞬時爐膛負壓過高或過低，引起鍋爐MFT動作。
試驗表明：脫硫系統正常投入和切除過程，引風機有足夠的調節能力，鍋爐爐膛負壓未發生劇烈變化，但整個投入和切除過程應盡可能慢，減少煙氣壓力波動對爐膛負壓的影響。而且當旁路擋板開度小于20%時對鍋爐影響較大，應更加注意小心;當旁路擋板開度大于20%時對鍋爐影響較小，可稍加注意。同樣，在旁路擋板關閉時，最后的20%對鍋爐影響較大，應加強監視和聯絡。
系統在正常投、切時，采用手動操作，機爐集控與脫硫集控用電話或對講機保持聯系，保證系統安全運行，整個投、切時間不小于5分鐘。但出于對脫硫島設備的保護，在進入FGD的煙溫、含塵(煙氣粉塵濃度)超標以及GGH故障等，有必要使旁路擋板在事故狀態時自動打開，切除脫硫島。為減少對主設備系統的影響，我們在控制策略上旁路擋板采用脈沖慢開方式，每個脈沖信號間隔25秒，擋板全開時間不小于6分鐘，即防止了機組異常情況的發生，又保護了脫硫島內設備。
當運行的二臺或三臺循環泵全部跳閘或鍋爐MFT，在這極端情況下，為保護脫硫設備，避免重大損失，旁路擋板在28秒內快速全開，快速切除脫硫島。
2.2再循環泵切換對鍋爐影響
為確保運行安全，脫硫島的三臺循環泵分別接于廠用電6kVA,B段，正常運行工況下(指燃煤含硫率小于1.06%)，運行的2臺循環泵，通常為#1、#3泵，接于6kVA,B段，以降低循環泵全部跳閘的機率。
在正常操作時，如將#1、#3漿液再循環泵切換為#2、#3漿液再循環泵運行，脫硫系統原 煙氣壓力發生一定波動，#1、#2引風機相應做出調整，以穩定鍋爐正常運行，操作過程是先開啟#2循環泵，穩定后再停用#1循環泵。在50萬m3/h煙氣量下，記錄的具體數據如下：
1)二臺運行時增開一臺，三臺運行，兩臺引風機電流平均增加5～8A，原煙氣壓力增加200～500Pa。
2)三臺運行時停開(運)一臺，二臺運行，兩臺引風機電流平均降低4～6A，原煙氣壓力降低250～450Pa。
3)爐膛負壓波動極值為：+120Pa~-183Pa。
試驗表明：漿液再循環泵的切換對鍋爐影響不大，引風機稍做調整，即可克服煙氣壓力帶來的波動，將鍋爐調整正常，保證脫硫系統與整套發電機組的穩定運行。
3.二年運行概況
我公司#2鍋爐煙氣濕法脫硫裝置，于2002年4月16日正式開工;2003年4月18日首次導入煙氣進行調試;2003年7月2日完成168小時試運行;在2003年9月1日至13日，由浙江省電力試驗研究所對#2FGD系統進行了性能測試及考核試驗,而后投入商業運行。在煤種含硫1.06，負荷分別為100%MCR、70%MCR，以及煤種含硫1.4，100%MCR時，做了性能考核試驗，在試驗過程中，三項功能保證全部合格，八項性能保證除噪音一項，也都合格。
現將從2003年9月開始二年來運行情況介紹如下：2003年9月至2005年8月,#2鍋爐運行總時間為16345小時,脫硫系統運行時間為15946小時，脫硫系統投運率97.55%,平均脫硫效率91.38%，脫除SO211690余噸,具體數據如下：
日期 鍋 爐
運行小時 脫硫系統
運行小時 脫硫系統
投運率%平均脫硫
效率%SO2去除量(噸)
2003年/9月 72069997.1091.52393.6
10月 744744100.0092.90409.5
11月 72066992.9090.10438.5
12月 74470294.3591.35379.4
2004年/1月 45043496.4092.80273.6
2月 69666695.6990.11585.6
3月 74473495.6690.74517.9
4月 720720100.0090.84516.1
5月 71968495.1391.66545.9
6月 63060295.6091.04383.5
7月 744744100.0091.59462.7
8月 74473198.2591.18495.5
9月 720720100.0091.08461.8
10月 72869695.6091.91436.7
11月 577577100.0091.17391.0
12月 72070097.2290.11454.7
2005年/1月 744744100.0091.41647.5
2月 430430100.0090.19325.3
3月 74473698.9290.28692.0
4月 72069195.9790.98670.0
5月 55554197.4892.65552.0
6月 73372098.2392.75586.4
7月 74472497.3192.23623.0
8月 55553896.9391.16447.8
總計 16345 15946 97.5591.3811690
我公司#2鍋爐煙氣濕法脫硫裝置是浙江天地環保公司第一次實施的(國產化率較高的)脫硫工程,在系統設計、安裝、設備選型等環節存在一些缺陷,同時我公司運行、管理人員接觸濕法脫硫時間不長、經驗不足，在二年的運行中也出現了一些問題,但從總的情況來看，運行情況基本穩定良好，各項指標均能達到設計值。
由于該脫硫系統不配增壓風機，我們在運行中格外給予關注。因機組停役、脫硫裝置檢修、試驗等原因，二年來，脫硫系統共計撤出運行34次，極大多數為有計劃手動撤出，機爐集控與脫硫控制采用電話或對講機聯系，撤出過程平穩，爐膛負壓波動在100Pa～200Pa之間。脫硫系統投運以來的二年多時間里，除了幾次保護誤動，沒有因運行異常而導致保護動作。
保護誤動大致情況如下：
(1)2003年6月27日，由于#2爐2號角中排油槍推進信號誤發，造成#2爐脫硫旁路煙道擋板保護動作打開。原因是天下雨，雨水滲入油槍控制箱，導致2號角中排油槍推進行程開關絕緣下降，誤接通。隨后運行人員在CRT上撤出“油槍投入切旁路”聯鎖開關，手動關閉旁路煙道擋板。經熱工人員處理后，系統恢復正常。運行人員逐投入“油槍投入切旁路”聯鎖開關。
(2)2003年7月7日，由于同樣原因，#2爐2號角中排油槍推進信號再次誤發信號，造成#2爐脫硫旁路煙道擋板保護動作打開。經熱工人員處理后，恢復正常。
二次油槍推進信號誤發，引起脫硫旁路煙道擋板保護動作常速打開，爐膛負壓波動均在100Pa～200Pa之間，說明保護控制邏輯設計是正確的。同時，由于二次誤動，我們采取如下預防措施：⑴在油槍控制箱上加裝防護罩;⑵在#2FGD聯鎖保護中的鍋爐投油保護上加裝投撤小開關。投油助燃，是有計劃的可控行為，只在鍋爐準備投油時，經聯系確認后投上保護小開關，避免誤動。
(3)2005年2月16日，熱工人員在檢修出口煙道擋板執行機構時，因處理不當，在投運#2FGD時，造成出口擋板開信號未反饋，在運行人員投入旁路擋板聯鎖開關后，旁路擋板快開動作，運行人員立即撤聯鎖開關，旁路擋板停在10%處，此時爐膛負壓變化為-98～142Pa。后熱工人員在DCS組態中對相關的RS觸發器進行復位，系統恢復正常。
此次旁路擋板快開誤動，因運行人員快速處理，沒有記錄爐膛出口壓力變化的全過程，但從旁路擋板10%開度時，爐膛出口壓力的微小波動，我們可判定，旁路擋板快開動作時，鍋爐爐膛出口壓力的變化，不會導致MFT。
從二年的運行實踐可以確定，脫硫系統不配增壓風機，運行是安全的。
脫硫系統不配增壓風機，運行中在經濟性上是否有利，我們通過與與裝置增壓風機電廠的對比，來作簡要分析：
浙江肖山電廠二臺420t/h 鍋爐的125mW機組，(已增容至130Mw)原有的二臺引風機，型號為Y4-73 ?11 N26.5D, 出力50萬M3/H，電機功率700KW,額定電流80.3A 。在脫硫改造項目中，由天地公司實 施，二臺機組共用一套脫硫系統，,配置一臺3000kW增壓風機,在二臺機組正常運行時，引風機電流60+60，約120A，增壓風機電流250～270A，當一臺機組運行時，在常規三臺循環泵運行情況下，增壓風機電流150A左右。
我公司不配增壓風機的脫硫系統在滿負荷(135Mw)運行時，二臺引風機電流約210A左右。如假設脫硫島其它用電設備相同，僅在風煙系統上，節電效果是明顯的，在單臺機組運行時效果更甚。當然，在設備檢修維護方面，費用節約也是可觀的，不作進一步探討。
根據測試結果，我公司#2鍋爐煙氣濕法脫硫系統耗電情況如下：當滿負荷(設計值)時，脫硫島耗電量920kWh/h，占#2機組發電量0.7%，考慮引風機增加電耗約350 kWh/h(脫硫系統投撤前后，引風機增加的電流)，占#2機組發電量的1%左右。
綜上所述，濕法煙氣脫硫技術不使用增壓風機是切實可行地。適當將鍋爐引風機功率加大，不使用增壓風機可大副降低脫硫系統造價，減少脫硫系統運行維護成本，是一項非常值得推廣的技術。
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波力國際力推富士電機風機水泵用變頻器 |
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為迎接富士電機新近專門開發開發的風機水泵用變頻器FRENIC-VP系列變頻器上市，波力國際貿易（上海）有限公司組織相關專業職員和營業職員研究VP系列產品的先進功能和特點，制定推廣方案及技術解決方案,將在水處理,空調機組、制冷、礦山、電力等行業推廣相關產品。以體現其優越節能特點.
富士電機FRENIC-VP系列變頻用具有適應HVAC市場的最佳功能,節省空間，操縱簡便、具體特點如下
一、 對風機?水泵具有最佳功能
,鐵皮廠房通風降溫; ● 可以設置V/f折線（2點）
可以任意設置具有較大慣量設備的最佳V/f折線2點。
● 裝有工頻運轉切換用程序
標準裝載自動切換工頻運轉所必須的變頻器的控制電源輔助輸進端子，還裝有工頻運轉切換用程序。
● 防止電動機結露功能
防止泵因四周急劇的溫度變化導致電動機結露。
● 裝有完備的PID控制功能
裝有根據溫度.壓力進行流量和風量控制和風量控制運轉時所必須的“低水量停止功能”“輸出警報信號”“輔助電壓輸進”（V2端子標準裝備）
● 可以設置瞬時停電頻率
通過設置發生瞬時停電后的空轉引起的減速水平，來電后無需使之停止即可繼續平穩運轉。
● 可以多種方法設置頻率
可以選擇與使用的頻率信號相符的最佳方法設置頻率。
操縱面板運轉，模擬輸進（4-20Ma，0-+5V，0-+10V，正動作/反動作），多段速度8段（0-7）設置，轉移頻率3點等。
二、 為節能做出貢獻
● 標準地裝備自動節能運轉功能
將電動機的損耗控制到最小限度，在使用風機，水泵時可以進一步省電�！� 可進行電力監控
在操縱面板上（使用多功能操縱面板時）可以進行簡易的電力監控（顯示累計電力和電力用度等）
● 全部機種中標準裝有控制電源輔助輸進端子
可以確保變頻器的控制電源，所以在自動切換運轉商用電源時使用方便。
三、 便捷的保養，完備的保護功能
● 可判定主電路電容器的壽命
可確認其相對于電容器容量初期值的比率。
● 裝載長壽命冷卻風機
通過采用長壽命冷卻風機（設計壽命：7年），減少了交換的麻煩.
● 累計運轉時間的記錄和顯示
記錄.顯示“變頻器本體”、“印刷電路板”及“冷卻風機”的累計運轉時間。
● 可通過晶體管輸出壽命預告信號
在“主電路電容器”、“印刷電路板的電解電容器”或“冷卻風機”的任何一個接近壽命期限時輸出。
● 記錄最近四次的報警歷史
有關這四次的具體信息也可以確認。
,浙江車間通風; ● 輸出/輸進缺相保護功能
可以在啟動時及運轉時經常性的檢查出輸有缺相。
● 裝載漏電保護功能
保護輸出電路漏電引起的過載電流，使變頻器停止運行。
● 可通過PTC熱敏電阻保護電動機
作為通過電子熱保護電動機的補充，可以通過PTC熱敏電阻保護電動機。
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收錄時間:2011年02月16日 05:29:25 來源: 作者:
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中國風機產業網 一般冷庫多由制冷機制冷，利用氣化溫度很低的液體（氨或氟里昂）作為冷卻劑，使其在低壓和機械控制的前提下蒸發，吸收貯藏庫內的熱量，從而達到冷卻降溫的目的�？照{制冷大市場專家先容，冷庫制冷機組在實際運行當中，因為長時間使用而不保養或者使用不當，往往會產生良多的題目，如制冷量不足、制冷溫度不夠、臟堵、油堵等等，這些題目將直接影響到整個冷庫的制冷效果，給使用者帶來不小的損失。因此，如何準確有效地對冷藏冷庫進行維修維護十分重要。
首先，在冷藏冷庫價格運行中，冷庫工作職員要常常留意機組的制冷壓縮機油鏡的油面，確保油面保證在油鏡劃定的范圍內。一旦制冷壓縮機泛起缺油現象，將會泛起卡死、燒電機等一系列連鎖故障。從冷庫制冷機組第一次運轉開始,負壓風機工程，就要及時留意油面程度，在投入運行的第一個月應更換冷凍油，此后保持每年更換一次。
其次，在使用調試冷庫制冷機組前，要用專業的設備檢測所用電源電壓、附近環境溫度等是否在機組所劃定的正常運行的范圍之內，避免因電壓不足（過高）。
再次，要嚴格保持冷庫制冷機組制冷輪回的干燥，尤其是當用無縫鋼管做蒸發器時，千萬不能讓其生銹，鋼管上不得殘留有金屬雜質、酸類物質和水分。另外整個冷庫制冷機組必需安裝電流保護裝置，保護制冷機組的避免因超負荷極載等造成損壞，制冷機組在調試安裝時不能頻繁地開關機，起碼要保持運行5分鐘以上才執行關機操縱。
專家夸大，只有使用者在冷庫制冷機組的安裝運行中嚴格按照技術規范手冊進行操縱，并進行細致的保養維護，才能保證機組的正常運行并延長其使用壽命，從而為使用者創造更多的價值。
離心風機的氣動噪聲的產生存在多種因素，風機進口氣流的不穩定流動與葉輪之間的相互作用 ;流道內氣流在葉片界面上分離產生渦流 ,渦流分離產生渦流脫離噪聲 ;葉輪流道出口氣流突然擴散產生的氣體稀疏形成的噪聲 ;高速流道與蝸舌之間相互作用產生噪聲。減少流場的不穩定性和不均勻性是降低噪聲風機的關鍵所在 ,偶極子對風機噪聲起主導作用。要降低風機紊流噪聲 ,一般采用在葉片進、出氣位置加整流裝置的方法。在葉片進、出氣位置加整流裝置可使風機葉輪進氣口氣流均勻 ,出氣口渦流脫落的強度減弱 ;而在葉道內設置導流裝置則可使葉道內流動的主氣流的一部分能量轉移到邊界層上 ,促使邊界層穩定而不易分離。合理設計管路 ,采取合理的風機調節方式 (如改變轉速法、軸向軸流器法、改變動葉角度法 ) ,盡可能不采用閘門調節法。
許多不同類型的風機在許多不同應用程序都可以使用。這些應用是成功的，如預期工作時，風機和系統必須既在結構上以及從性能的角度來看兼容。此信息將作為風機選型過程的一部分。
主要應用注意事項
風機可以給如清潔或污濁的空氣，常溫或高溫，煙霧或氣體控制，低或高侵蝕等封閉的矩陣的濃度降低提供指導，但在在選擇過程中，應注意通用的應用特點。這些特點雖然不是具有所有的包容性，但是，他們的確存在一個良好的起點，一個成功的應用。
DEFINED主要考慮因素有哪些？
風機類型
1，螺旋槳風機：螺旋槳風機可能有很多不同的葉片形狀和葉片數。它們一般具有相對小的集線器。它們可以或不具有一個殼體。外殼在面板，以孔的形式存在。該面板被安裝在一個壁上，使得空氣不會從排出再循環回到入口。壓力是正常的，具有很高流速的靜態壓力小于1英寸。這些風機是最適合的流通空氣，是從/到大的空間供應和排出干凈空氣。
2，離心式翼型（后傾）：這些風機是最有效的離心設計。靜態效率峰值在80％左右，并出現60％左右的遞送。其性能特性曲線是穩定在一個很寬的范圍。而且，風機馬力曲線是嚴禁超載。風機設計適用于所有形式的控制方法。它主要適用于清潔空氣的應用，但可以處理非粘性粉塵狀顆粒。由于應力的考慮，這樣的設計能通過800°F，這是最適合用于通過III類中等速度（高達13.5英寸WG）和適宜的溫度。
標簽: 風機應用
本文鏈接: 風機應用（FA/126-08）（一）
鋒速達是負壓風機生產廠家|水簾生產廠家|環保空調生產廠家|屋頂風機廠家，下面鋒速達和大家一起討論： 上一篇: 選型系統的影響（二） 下一篇: 選型系統的影響（二） 發表評論 取消回復
異形非標風淋室的組成部分：
標準風淋室由大箱體（風機、過濾器安裝于此箱體內）
小箱體（雙吹風淋室此側安裝噴嘴，數量與大箱體一致）
頂板（安裝內嵌式照明燈）
內底板（不銹鋼砂板）
風淋室雙門體
其它配件：過濾器，風機，智能電路板，噴嘴，照明燈。
本文鏈接: 異形非標風淋室的組成部分
鋒速達是
負壓風機生產廠家|水簾生產廠家|環�？照{生產廠家|
屋頂風機廠家，下面鋒速達和大家一起討論： 上一篇: 高壓鼓風機如何正確使用 下一篇: 吸塵器的工作原理 發表評論 取消回復
悉,7月12日華電鐵嶺鎮西堡風能場第一臺風機一次并網成功。華電鐵嶺鎮西堡風電場工程是華電新能源公司在遼寧省開發建設的首個風能項目,一期建設規模為4.8萬千瓦,該項目于2009年底核準并開工建設。在參建各方的共同努力下,該項目如期實現了并網發電的目標,也為推動華電新能源事業在遼寧地區的發展做出了積極貢獻。
鼓風機規格:EHS-329(三相交流電50HZ/60HZ),功率:750W/850W,最大風量:2.4立方米/分/2.9立方米/分,電壓:200-240V/220-240V(3.7A/3.9A),346-415V/380-480V(2.14A/2.25A),具有:低震動.高風壓.體積小.重量輕.低噪音.新設計.免保養.壽命長等特點.
適用范圍：
塑料,金屬,化工,印刷機械,礦業,電器設備,醫療設備,各式燃燒機,包裝,環保養殖業等等。
適用于工業吸塵；印刷吸著；粉粒體輸送；殘布處理；畜糞發酵瀑氣；洗凈后吹干；印刷強制干燥；干燥用氣刀；裁紙機氣墊；瓦斯重油噴燃；煙氣吹吸；電解液攪拌；洗瓶機吹干；沖床機；洗車吹干；焚化爐； 傳票輸送；紙布條吹送；養殖場通風機池氧氣補給；制書本機；真空脫水；織布機吸絲；照相制版；網版印刷機吸著；燙布機；牛乳紙盒充填機；豆腐機械；加工物保持；工事現場；焊接廢氣吸��；瓦斯分解等等
特點：
1.安裝容易
高壓鼓風機配備齊全，可隨時安裝與使用，供壓縮空氣或用于抽真空，也可任意安裝于水平或垂直的方向。
2.可靠性高
與其他廠牌做比較時，在高壓力的范圍堪稱一枝獨秀。因此當使用情況變化時，機器仍可安全運轉。除了葉輪之外，高壓鼓風機沒有其他動作，因此可靠性之高幾乎免維修。設計卓越的高壓鼓風機使用獨一無二且散熱良好的精密外側軸承，因此它具有下列優點：高壓縮比；軸承運轉溫度低；潤滑油脂壽命長；保養容易。
3.低噪音
高壓風機低噪音馬達直接運轉，在加上一體式的銷音設施，因此噪音極低。
4.無油無污染
葉輪旋轉時，不與任何部分零件接觸，免潤滑，因此可保證百分之百無污染。
5.最高品質
以臺灣高壓風機公司專業制造經驗，最精密機械設計加上慎重電機配合標準儀器測試，使用所有零件均能達到最高品質要求，運用標準IP54，F級與馬達效率高，故障極少，馬達與鼓風機之間有軸封分離，預防異物進入。同時為確保功能效果，每一臺鼓風機在出廠前均經過嚴格測試。
在需要24小時照明的地下車庫,一次性投資幾十萬元,就能獲得免費使用20年的太陽能照明系統,節約用電近5500萬度。在高交會上,深圳華僑城都市娛樂投資公司與深圳市均益安聯光伏系統工程公司正式簽約,將在占地125萬平方米的歡樂海岸項目應用均益安聯自主創新的國家級專利項目“太陽能光伏”應用系統,打造一個深圳最大的太陽能停車場,每年可節約電量270萬度,減少碳排放2150噸。
停車場采取傳統照明方式耗電量巨大,若采用太陽能供電照明,提供能源的太陽能電池板總面積僅約600平方米,安裝在園區購物中心屋頂,“一套設備使用期限是20年,根據計算,20年中這套太陽能照明系統可以節電5430萬度,減少碳排放4.3萬噸。”
據介紹,目前深圳約有地下車庫約4000萬平方米,每年耗電約達16億度,如果其中20%采用太陽能直流使用LED照明的技術進行改造,每年節約3.2億度電,減少碳排放約達250萬噸。
離心壓縮機葉輪頂部間隙對性能有很大影響，多年來一直是葉輪機械研究的難點與熱點 [1-7] 。 Hathaway 等人 [3] 、 Gao 等人 [4] 分別采用試驗方法和數值方法研究了 NASA LSCC 半開式葉輪的內部流場，分析了不同間隙大小對葉輪性能的影響。 Engin [5] 采用商用軟件 Fluent 研究了不同間隙尺寸對級性能的影響。 Backman 等人 [6] 研究了半開式葉輪軸向間隙尺寸對級性能的影響。 Yoon 等人 [7] 則研究了徑向間隙對離心葉輪性能、級性能和級穩定性的影響。
因為離心葉輪內部流動非常復雜，并且受試驗手段的限制，葉頂間隙的研究一般采用數值方法 [3-5] 。公開文獻對頂部間隙研究中，葉頂間隙一般采用從葉輪進口到出口恒定大小的形式 [3-5] 。由于現實中的安裝問題以及運行過程中葉輪和機殼的熱膨脹和工質壓力隨徑向增大，從葉輪進口徑向間隙到葉輪出口軸向間隙尺寸的大小通常是變化的。本文采用數值方法研究了 7 種從葉輪進口徑向間隙到出口軸向間隙線性減小葉輪頂部間隙形式半開式葉輪的氣動性能、出口氣流角、頂隙泄漏量和葉輪損失；同時為與恒定尺寸葉頂間隙對比，同時采用葉輪進口徑向間隙和出口軸向間隙尺寸的平均值作為恒定葉頂間隙尺寸進行數值模擬。分析結果對了解離心式葉輪頂部間隙形式對半開式葉輪性能的影響提供參考。
1 計算方法
計算采用模型為 NASA LSCC 葉輪 [3] ，為三元直線元素成型半開式后向葉輪，基本幾何及流動參數如表 1 所示。計算采用的從葉輪進口徑向間隙到出口軸向間隙尺寸線性降低的分布形式見表 2 ，恒定葉頂間隙計算頂隙尺寸見表 2 中第 4 行。
表 1 葉輪基本幾何參數和運行參數
D 1 /mm
D 2 /mm
b 2 /mm
b 1 /mm
Z
β 2 / （°）
q m0 / （ kg/s ）
n / （ r/min ）
870
1524
141
218
20
35
30
1862
表 2 計算間隙分布形式
葉頂間隙分布
Case A
Case B
Case C
Case D
Case E
Case F
Case G
進口徑向間隙 t in /mm
3.85
6.00
8.00
10.0
6.00
8.00
10.0
出口軸向間隙 t out /mm
1.30
1.30
1.30
1.30
2.54
2.54
2.54
平均間隙 t a vg /mm
2.58
3.65
4.65
5.65
4.27
5.27
6.27
無量綱平均間隙 t avg /b 2 /%
1.825
2.587
3.295
4.004
3.026
3.735
4.443
流場計算采用商用計算軟件 CFX ，利用葉輪對稱性，采用單葉道進行流場計算，葉輪上下游適當延長。 NASA LSCC 葉輪設計間隙為 2.54mm ，無量綱間隙為 1.8% 。計算時設計間隙單葉道網格節點總數約 32 萬，改變間隙形式時間隙尺寸增大，采用了更多網格數，網格節點總數約 42 萬。設計間隙時的計算網格如圖 1 所示。
計算采用理想氣體空氣，對流項采用高階迎風格式；紊流模型采用k-ε兩方程模型，壁面采用 Scalable 壁面函數法。邊界條件給定如下：進口給定總溫總壓邊界條件，出口給定質量流量；葉片及輪盤等固體壁面給定無滑移壁面邊界條件，機殼設定為靜止壁面。計算收斂判據設置為 RMS 殘差小于 5×10-7。
2 計算結果分析
2.1 計算預測性能與試驗結果對比
為驗證計算模型，在設計間隙時計算了 5 種流量工況，分別為設計流量的 66.7% 、 83.3% 、 100% 、 117% 和 133% 。按照文獻 [3] 中計算葉輪效率和壓比的位置，采用質量流量加權平均方法對計算結果進行數據處理，并考慮輪盤摩擦損失后 [8] ，預測的葉輪多變效率與試驗結果對比如圖 2 所示。在計算的流量范圍內，計算結果與試驗結果符合較好，說明了計算模型的正確性。
2.2 不同間隙葉輪性能對比
圖 3 和圖 4 給出了設計流量下線性減小間隙和恒定間隙葉輪效率和壓比的對比。圖 3 和圖 4 橫坐標表示葉輪進口徑向間隙和出口軸向間隙平均值除以葉輪出口寬度的無量綱間隙尺寸，圖 3 縱坐標表示葉輪多變效率，圖 4 縱坐標表示葉輪出口與進口總壓之比；每一個大寫字母代表一種間隙分布，其含義參考表 2 ，菱形代表恒定間隙。
圖 3 表明，在相同的流量工況下，間隙平均值增大，線性減小間隙形式和恒定間隙形式的葉輪效率均降低，這與文獻 [4-7] 結論一致。對于出口軸向間隙較小的 A - D 4 種形式，當葉輪進口徑向間隙增加，但進、出口間隙之比小于 3 時，葉輪效率下降比較平緩；而進、出口間隙之比大于 5 時，葉輪效率下降速度加快。對于出口軸向間隙比較大的 E - G 3 種形式，進口徑向間隙增加，葉輪多變效率基本線性下降；但下降斜率比葉輪出口軸向間隙較小的 A - D 形式在進、出口間隙之比大于 5 時更為平緩。這就造成了雖然 G 點的平均間隙尺寸大于 D 點，但是 G 點葉輪效率高于 D 點。線性減小間隙與相應的恒定間隙相比，除了在 A 和 D 兩種情況，其他 5 種情況線性減小頂隙形式葉輪效率均高于對應的恒定間隙分布形式。
圖 4 表明，在流量相同的工況，出口軸向間隙較小的 A - D 4 種形式，進口徑向間隙增加，但進、出口間隙之比小于 3 時，與設計點相比，壓比有所降低，而后又升高，在進口徑向間隙增大到進、出口間隙之比為 4.6 時，壓比達到最高，而后隨進口徑向間隙增加逐漸降低。對于出口軸向間隙為 2.54mm 的 E - G 3 種形式，隨著葉輪進口徑向間隙的逐漸增大，壓比降低； E - G 3 種形式葉輪進、出口壓比絕對值低于 A - D 4 種形式。與效率分布相似，除了 A ，其他 6 種間隙形式均高于對應的恒定間隙葉輪的壓比。
從上面分析可知，進、出口平均間隙大小對葉輪效率影響比較大，而對葉輪壓比影響比較明顯。而葉輪出口軸向間隙對葉輪壓比的影響比較大，進口徑向間隙對壓比影響較��；這與文獻 [6] 結論相符。同時，除了進口徑向間隙和出口軸向間隙相差不大時，或者相差很大時之外，從葉輪進口到葉輪出口線性減小葉頂間隙形式優于從葉輪進口到出口恒定間隙形式。
2.3 通過葉頂間隙質量流量對比
圖 5 給出了不同間隙分布形式通過葉頂間隙的泄漏質量流量。橫坐標表示與圖 3 相同，縱坐標表示通過葉頂間隙的泄漏質量流量，圖中各種符號含義與圖 3 相同。
可見，無論出口軸向間隙較小的 A - D 4 種間隙形式，還是較大的 E - G 3 種間隙形式，隨著間隙平均值逐漸增加，通過葉頂間隙的泄漏質量流量線性增加， A 點除外，但是線性變化間隙形式泄漏量低于恒定間隙泄漏量。這說明間隙分布形式對通過葉頂間隙的泄漏質量流量影響較小，泄漏流量主要取決于平均間隙尺寸。
2.4 葉輪出口絕對氣流角對比
圖 6 為間隙形式 G 、 C 、設計間隙和 G 點對應恒定間隙 6.27mm 葉輪出口周向平均絕對氣流角沿展向分布。圖中橫坐標表示從輪轂到機殼的無量綱長度， 0 對應于輪轂， 1 對應于機殼；縱坐標表示葉輪出口氣流方向與徑向的絕對出口氣流角。
從圖 6 可見，在設計間隙下葉輪出口沿展向氣流出口絕對氣流角分布比其他兩種情況更加均勻。對于 G 所對應的間隙形式，距離輪轂 5 % ～ 45% 的區域，絕對氣流角明顯增大，但是低于恒定的 6.27mm 間隙形式；而距離輪轂 55 % ～ 80% 的區域，絕對氣流角有所降低。這說明平均間隙尺寸增加，線性變化頂隙形式沿展向葉片負荷分布趨向不均勻，其中距離輪轂 5 % ～ 45% 的區域的葉輪負荷增大，而距離輪轂 55 % ～ 80% 的區域受葉頂泄漏流動的影響負荷降低；恒定間隙時負 荷分布更加不均勻。形式 C 與 G 相比， G 在 5 % ～ 45% 的區域高于 C 點，而 55 % ～ 80% 的區域 G 稍低于 C 。這必然促進葉輪內部二次流的強度。
2.5 葉輪出口損失對比
圖 7 給出了設計間隙、 C 、 F 、 4.65mm 和 5.27mm 間隙形式葉輪出口靜熵的分布。葉輪旋轉方向為從右向左。從圖 7 可見，壓力面與機殼之間的角區靜熵較高，這與文獻 [4] 計算結果一致。 C 形式和 F 形式相比， F 對應的葉輪出口軸向間隙增大，高靜熵區域面積增大，靜熵絕對值增加，葉輪內部損失增加；恒定間隙 4.65mm 和 5.27mm 的趨勢與上面相同。線性減小間隙與相應的恒定間隙對比，恒定間隙葉輪內部損失較大。
3 結論
進口徑向間隙和出口軸向間隙的平均值對葉輪效率、葉頂間隙泄漏量和葉輪出口損失影響比較大，而對壓比影響較��；葉輪壓比主要取決于出口軸向間隙。隨著間隙平均值的增加 ，沿展向葉片負荷分布趨向不均勻，其中距離輪轂 5 % ～ 45% 的區域的葉輪負荷增大，而距離輪轂 55 % ～ 80% 的區域受葉頂泄漏流動的影響負荷降低。線性減小間隙形式與對應的恒定間隙相比，線性減小間隙形式優于恒定間隙，尤其在葉輪軸向間隙較小時。
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