1060MW燃煤機組煙道流場性能診斷與優化

馬海彥，周雷，王庭文，周靜，譚厚章，金立梅

（1．華電寧夏靈武發電有限公司，寧夏回族自治區 銀川市 751400；2．熱流科學與工程教育部重點實驗室(西安交通大學)，陜西省 西安市 710049；3．西安格瑞電力科技有限公司，陜西省 西安市 710043）

0 引言

火電廠是我國最主要的煤炭資源消耗部門，提高燃煤電站能源利用效率、降低其污染物排放水平對我國節能減排工作具有重要意義。2000—2016年間我國發電裝機容量由3.19億kW增長至16.46億kW，其中燃煤機組占據絕大部分，過快的建設速度使其設計優化水平較低，因此燃煤機組各個系統和環節的優化節能是我國未來燃煤發電行業節能減排的突破點[1-2]。

燃煤機組煙道用于輸送、排放煙氣，其設計優化水平不僅決定了煙風系統阻力的大小[3]，而且影響相關設備的運行狀態[4-5]。其中，脫硫原煙道的設計結構決定了兩臺并聯引風機后各自煙氣流動的阻力特性，直接影響引風機的運行狀態。此外，原煙道結構還決定了吸收塔內的煙氣流速分布狀況，影響脫硫效率。目前，國內多家電廠在“引增合一”改造后，均有不同程度的引風機振動增大現場，嚴重制約了機組的安全經濟運行。相關問題的解決方案多集中在引風機加固和運行優化方面，系統性的煙風道系統優化設計和改造則鮮見報道。

隨著計算機技術的發展和數值模擬技術的成熟，流體動力學計算在火電廠煙風系統輔助設計和優化改造方面已獲得普遍成功應用，特別是鍋爐內燃燒和氣固流動[6-7]、尾部煙道的模擬優化[1]。本文采用流體動力學計算方法對 2×1060 MW 燃煤機組尾部煙道存在的問題進行診斷分析，并結合現場條件提出最優改造方案，解決引風機振動過大的問題，為燃煤機組類似問題的解決提供經驗和參考。

1 機組情況與模擬方法

1.1 機組情況

文中所研究2×1060 MW燃煤機組是世界首套百萬千瓦級超超臨界空冷機組，其節能減排升級改造計劃中，拆除原有增壓風機和脫硫煙氣旁路系統，在原有脫硫吸收塔的基礎上再增設一級吸收塔。新增吸收塔建成之前，并聯引風機與原吸收塔通過臨時煙道連接。由于其固有結構缺陷致煙道整體阻力較大，且 2臺并聯引風機后煙氣流動阻力特性差別較大，導致單側引風機振動嚴重。

新增脫硫塔建成后，擬采用圖1所示的方式對引風機和吸收塔進行連接(稱為“原設計方案”)。此方案未針對臨時煙道內煙氣流場進行優化設計考慮，特別是煙氣混合處和吸收塔入口煙道結構的不合理會使得來自2臺引風機的煙氣發生強烈的相互干擾，脫硫塔入口煙氣流速分布不均勻，導致煙道整體阻力增大，2臺并聯引風機運行條件產生較大差異，并且對脫硫效果產生不利影響。

圖1 脫硫原煙道現有布置方案Fig. 1 Existing layout plan of desulfurized primary flue

原設計方案煙道的煙氣流動阻力比臨時煙道更大，而且原設計方案煙道接入雙塔脫硫系統，引風機后煙風系統阻力進一步增大1 600 Pa。因此，若直接按原設計方案進行脫硫原煙道布置，會導致引風機進入更為惡劣的運行狀況。

由于新增吸收塔建成后隨即拆除臨時煙道，因此模擬計算和問題分析主要針對原設計方案，相關計算結果對比也僅在原設計方案和優化設計方案之間進行。而實際運行時的煙道阻力、風機振動等參數對比，則在臨時煙道和優化設計方案之間進行。

1.2 數值方法

脫硫原煙道內的煙氣流動為三維湍流問題，采用標準k-ε兩方程模型進行煙氣流場模擬計算[8-9]，即除連續方程和動量方程之外，還包含湍流動能k方程和耗散率ε方程；采用標準壁面函數法，對壁面附近的區域進行修正[10]。

以機組鍋爐最大連續蒸發量(boiler maximum continuous rating，BMCR)工況對應的煙氣量計算脫硫原煙道入口煙氣平均流速為15 m/s，設定速度入口邊界條件；選取脫硫塔入口靜壓(1 100 Pa)為壓力出口邊界條件。

采用六面體結構性網格和四面體非結構性網格結合的方式，對煙道計算區域進行網格劃分。以煙道阻力為特征參數，對煙道的網格劃分進行無關性驗證。

為了更直觀地表征煙道內可能產生的渦流，在煙道內煙氣流場計算完成后，引入離散相模型(discrete phase model，DPM)，從原煙道入口隨煙氣入射無慣性的惰性顆粒，借以觀察流體的運動軌跡。針對離散相的邊界條件設置，入/出口設為逃逸(Escape)，煙道壁面設為反彈(Reflect)。

2 原設計方案模擬結果與問題分析

利用上述模型和邊界條件，計算原設計方案脫硫原煙道內的煙氣流場，其問題主要在于兩臺引風機出口煙氣匯流處和吸收塔入口段煙道結構不合理，如圖2—4所示。在計算入口處隨煙氣入射無慣性顆粒，無慣性顆粒失蹤煙氣流動軌跡如圖3所示。

由圖2、3可見，兩部分煙氣經兩臺并聯引風機分別加壓后，在水平大煙道匯流，但煙氣匯流段煙道沒有相應的流場優化結構，使得來自兩臺引風機的煙氣發生強烈的相互干擾，出現較大的渦流區(y-z平面)，使實際通流面積遠小于煙道截面積，導致局部煙氣流速過高。這種情況會使煙氣流動阻力顯著增大，且渦流的存在會造成煙道結構的振動。

圖2 煙道匯流處流場模擬結果Fig. 2 Flow field simulation results of flue gas confluence

圖3 無慣性顆粒示蹤煙氣流動軌跡Fig. 3 Trace flue gas flow trajectory with no inertial particles

圖4 吸收塔入口段煙氣流場模擬結果Fig. 4 The simulation results of the smoke flow field in the intake tower

結合圖2(c)和圖3可以看到，兩部分煙氣的相互干擾不僅造成了渦流區，而且使得來自“引風機A”的煙氣對來“引風機B”的煙氣形成明顯的壓制。這一情況會使兩臺引風機的運行條件出現顯著差異，“引風機B”對應的煙氣流動阻力進一步增大，導致“引風機B”更明顯的振動。該模擬結果與現場實際情況一致，機組實際運行中A側引風機振動在安全運行允許的范圍內，而B側引風機則出現嚴重的振動情況，導致機殼開裂。

除了煙道匯流段結構不合理導致的吸收塔入口渦流外，吸收塔入口段煙道自身結構也存在明顯的問題。原水平煙道14 m×8 m截面與吸收塔入口5.46 m×18.16 m截面對接，原設計方案中在煙道側壁面(高14 m)上直接開了5.46 m×18.16 m的孔，接入吸收塔入口法蘭，在結構上沒有做平緩過度的考慮。這種結構會導致煙道內 x-z平面上出現渦流，與前述 y-z平面渦流相互作用，導致吸收塔入口煙氣流速分布極不均勻，如圖4所示。一方面，嚴重的渦流會帶來煙氣流動阻力增大和煙道結構振動的問題；另一方面，濕法脫硫工藝要求進入吸收塔的煙氣速度均勻，才能保證較高的脫硫效率，但嚴重的渦流和吸收塔入口結構不合理會使進入吸收塔的煙氣速度在吸收塔入口的水平方向(圖4(b))和垂直方向(圖4(c))上呈現極大的不均勻性。

圖 5為吸收塔入口截面的速度云圖，可見渦流區的存在導致實際煙氣流通截面積遠小于煙道截面積，最終使局部趨于煙氣流速過高，最高流速可達57 m/s(該截面平均煙氣流速為17 m/s)，而煙氣流速最低處接近于0 m/s，這一情況會嚴重影響脫硫效果。

圖5 吸收塔入口截面速度云圖Fig. 5 Cross section velocity of the absorption tower

3 煙道優化與分析

3.1 改造方案

為解決原設計方案中的渦流、阻力過大，以及吸收塔入口截面速度分布不均勻的問題，有必要針對原設計方案中存在的一系列布置和局部結構問題進行優化設計。機組的引風機和兩級吸收塔位置已經確定，需要在有限的空間內實現最優布置方案，具體設計中著重考慮了以下問題：1）避免并聯引風機煙氣的相互干擾，解決單側引風機振動問題；2）降低脫硫原煙道的整體阻力，改善引風機運行條件，提高機組運行經濟性；3）進入脫硫吸收塔的煙氣流速分布均勻，保證較高的脫硫效率；4）盡量減小改造工程量和成本。

基于上述原則，保留現有水平方向大煙道位置保持不變，通過對與大煙道連接部分結構的微調和在大煙道內部添加一系列隔斷/導流板，解決原有方案中存在的問題，減小煙道的整體阻力，并使吸收塔入口截面速度分布趨于均勻。具體優化改造方案：1）保留原引風機出口彎頭處導流板中的隔板將來自并聯引風機的兩部分煙氣分開，結合電廠要求，為預留合適的CEMS測點安裝位置，煙道分隔板延伸到吸收塔入口煙道前；2）兩臺引風機出口煙道進入水平段后截面擴大，由水平段到吸收塔入口煙道截面又發生突縮，煙道截面積突變會使流動受阻，為此，在煙道豎直轉水平的彎頭、水平煙道的中段和吸收塔入口煙道段采用分段變徑的方式實現煙道接入吸收塔的平緩過渡，避免渦流區的出現；3）彎頭局部結構優化、添加合適的導流板。

最終確定改造方案如圖6所示。

圖6 改造方案煙道布置和結構示意圖Fig. 6 The flue arrangement and schematic diagram of the modified scheme

3.2 模擬結果與分析

利用前述相同的模型和邊界條件，計算改造方案脫硫原煙道內的煙氣流場，如圖7所示。

改造方案脫硫原煙道中，在煙氣經過彎頭進入水平煙道時，通過煙道中的隔板將兩股煙氣分開，直至吸收塔入口異型彎頭才使兩股煙氣混合進入脫硫塔，這樣的結構可消除兩股煙氣的相互壓制，煙氣匯流處的渦流區基本消除(如圖 7(b)所示)，使兩臺并聯運行的引風機運行環境相對隔離，減小相互之間的影響，可有效降低煙道整體阻力。此外，采用分段變徑的方式實現煙道截面的平緩過渡，避免吸收塔入口截面的渦流區出現，速度分布更加均勻(圖 7(c))，截面最高煙氣流速降為24 m/s(原設計方案中該截面最高流速為57 m/s)。

圖7 改造方案煙道內流場模擬結果Fig. 7 Simulation results of flow field in the flue

實際施工改造方案與原設計方案的煙道整體阻力對比如表1所示。取兩臺引風機出口壓力的平均值為模擬計算入口靜壓，定義“入口靜壓相對偏差”δ，來衡量兩臺引風機出口壓力的差異，如式(1)所示：

式中：PA、PB分別為A、B兩側引風機出口靜壓模擬結果。

表1 煙道整體阻力數據對比Tab. 1 Comparison of overall resistance data of flue

與原設計方案相比，改造方案中煙道整體阻力降低了 1420 Pa，且并聯運行引風機出口壓力相對偏差由6%減小為1%，可有效解決單側引風機振動的問題，同時優化濕法煙氣脫硫(wet flue gas desulfurization，WFGD)入口煙氣流場，提升脫硫效果。

4 煙道改造實際效果分析

機組在新增脫硫吸收塔建成，并按照上述改造方案進行煙道連接后投入運行，在機組相同運行工況下(1 000 MW)，對比改造前后脫硫原煙道進出口壓力以及風機振動值等參數，結果如表 2所示。

表2 改造前后參數比較Tab. 2 Comparison of parameters before and after transformation

可以看出，改造后，2臺并聯風機出口煙氣靜壓偏差小于3%，煙道整體阻力低于300 Pa，風機振動值由4.6 mm/s以上降低為2.5 mm/s左右，煙道優化改造效果顯著。

5 結論

某電廠2×1060 MW燃煤機組在“引增合一”改造后，并聯運行的引風機均出現單側風機振動嚴重致機殼開裂的情況。為此，本文采用流體動力學計算方法對脫硫原煙道存在的問題進行診斷分析，并結合現場條件提出最優改造方案，為燃煤機組類似問題的解決提供參考。

機組脫硫原煙道按照優化方案進行改造施工后，煙道整體阻力降低300 Pa，兩臺并聯引風機出口壓力相對偏差降低3個百分點，B側引風機振動值由4.6 mm/s以上降低為2.5 mm/s左右，解決了單側引風機振動嚴重的問題。此外，與原設計方案相比，脫硫吸收塔入口煙氣流速分布均勻，可保證較好的脫硫效果。

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