某600 MW機組引風機出口煙道流場優化

胡善苗，韋紅旗，沙遠超，汪 超

(東南大學 能源與環境學院，南京 210096)

在國家“節能減排”的號召下，人們越來越重視大型火電機組煙道流場優化。煙道的設計不僅決定風煙系統的阻力，并且會影響機組運行的經濟性和安全性。引風機出口煙道的結構決定了其內部流場特性，并且會直接影響引風機的運行狀態；同時，出口煙道的流場特性還會影響脫硫塔內的流場，進而影響脫硫效率[1]。因此，對引風機出口煙道流場進行數值模擬研究，保證流場分布均勻，對解決機組振動、提高脫硫效率、減少煙道阻力、保證機組經濟安全運行等具有重要意義。

近年來，對鍋爐尾部煙道數值模擬的研究越來越完善[2-6]。但在以往的流場優化研究中，缺乏客觀的流場評價與分析標準，并且在描述優化效果時，對簡單流場的分析存在人為誤差，具有一定的片面性。筆者以某電廠600 MW機組為研究對象，針對其引風機振動嚴重、煙道流場紊亂、管道阻力大的問題，利用計算流體動力學(CFD)數值模擬技術，將脫硫塔內的噴淋層簡化為多孔介質模型，對引風機出口煙道流場進行數值模擬，提出煙道優化改造方案，并通過計算煙道煙氣的速度、湍動能與速度偏差系數等參數，對優化后的煙道流場進行分析與評價，為煙道流場優化改造提供合理的設計方案與理論依據。

1 設備概況

該600 MW機組配備2臺引風機，引風機采用雙級動葉可調軸流式風機，其設計參數見表1，其中：T.B工況為風機額定工況，BMCR工況為鍋爐最大連續蒸發量工況，THA工況為汽輪機熱耗驗收工況。煙氣從引風機引出，經匯流后進入脫硫塔，引風機出口煙道為方形煙道，不設增壓風機、煙氣旁路及煙氣換熱器。機組在實際運行過中，存在引風機軸承箱振動劇烈、出口煙道振動大的問題，影響著機組的安全運行。

表1 引風機設計參數

2 數值模擬

2.1 模型建立

利用三維建模軟件，根據現場施工圖紙按1∶1進行建模(見圖1)。

圖1 原結構模型

在滿足工程要求的前提下，為便于建模與模擬，對該煙道作出如下假設：

(1)將煙氣視為不可壓縮牛頓流體，定常流動。

(2)假設引風機出口煙氣速度分布均勻。

(3)忽略煙道中支撐桿等對流場影響較小的內部構造。

(4)導流板的厚度相對煙道尺寸較小，模擬時忽略其厚度影響。

采用六面體結構化網格對煙道計算區域進行網格劃分(見圖2)，對近壁面網格進行加密處理，第一層網格厚度為5 mm，法向增長率為1.5，以適應邊界層處煙氣速度的變化。將煙道阻力作為特征參數，進行網格無關性驗證，最終確定網格數量為246萬。采用標準k-ε方程模擬煙氣的湍流流動。脫硫塔內漿液液滴對煙氣流動的作用采用多孔介質模型進行模擬[7-9]。通過設置不同方向上的黏性阻力與慣性阻力，以保證模擬時的阻力與實際運行情況相近，阻力系數按噴淋層壓降設置，噴淋層壓降為1 800 Pa。

圖2 原結構網格

2.2 邊界條件

入口邊界條件設置為均勻速度入口，速度按BMCR 工況下的設計煙氣量進行計算；出口邊界條件設置為大氣壓力出口；壁面、導流板、隔板均設置為標準無滑移壁面。采用SIMPLEC算法模擬速度場與壓力場的耦合，迭代過程采用低松弛迭代的變松弛因子法。

2.3 流場評價標準

采用速度偏差系數來評價煙道內部流場的均勻性。速度偏差系數越小，表示速度分布越均勻[10-11]。速度偏差系數的具體計算公式為：

(1)

3 結果分析

3.1 原結構數值模擬結果

為確保引風機即使在BMCR工況下也不會出現帶負荷能力不足問題，進而也能保證鍋爐在其他工況下的安全穩定運行，因此選用BMCR工況下的設計煙氣量作為邊界條件進行數值模擬。

原結構數值模擬結果見圖3。

圖3 原結構數值模擬結果

由圖3(a)可得：原結構中，引風機出口至脫硫塔入口的煙道內流線紊亂，多處形成渦流，主要集中在區域1～區域4。區域 1、區域2 處渦流是因為拐角處煙道結構設計不合理，煙氣沿豎直煙道爬升后經拐角進入水平煙道，導致拐角處氣流紊亂；區域 3 處渦流是因為兩側流體直接對沖匯流；區域4處渦流是因為煙氣在直角煙道轉彎時受到離心力的作用。渦流的存在導致引風機出口煙道流場分布不均勻，影響引風機的運行狀態，同時會增加煙道流動阻力。

由圖3(b)可得：煙氣匯流后截面軸向速度分布不均勻，中間存在大面積高速區，兩側上方形成低速渦流區，總體呈現“中間高，兩側低”的分布趨勢，截面速度偏差系數高達49.8%；煙氣匯流后速度較高且分布不均勻，會導致煙道振動加重和引風機工作效率下降，進而影響機組運行的安全性。由圖3(c)可得：脫硫塔入口截面兩側軸向速度分布不均勻，從B側到A側遞增，截面速度偏差系數為40%；脫硫塔入口截面速度分布不均勻會影響塔內煙氣速度的均勻分布，并且影響脫硫效率。

湍動能可以用來衡量煙道內部氣流的穩定性。湍動能越大，說明氣流越不穩定，能量損耗越大。由圖3(d)可得：原結構中，在煙氣匯流后截面的中間區域存在較大的湍動能，最大值達到40 m2/s2，是因為兩側流體對沖匯流形成了較大的渦流區域。由圖3(e)可得：原結構中，在脫硫塔入口B側上部近壁區域存在較大的湍動能，最大值達到25 m2/s2，脫硫塔入口氣流不穩定。

3.2 優化后結構數值模擬結果

針對原結構流場存在的問題，通過增設導流板、設置倒角等方式對原結構煙道進行優化設計[12-15]。優化后結構模型見圖4。

圖4 優化后結構模型

具體優化方案為：

(1)在2臺引風機出口水平煙道拐角處分別新增一組導流板(優化導流板1)，以改善經拐角向豎直煙道爬升的氣流的均勻性。

(2)在兩側豎直煙道后的拐角處增加一組導流板(優化導流板2)，以解決煙道拐角處氣流紊亂嚴重的問題。

(3)在水平煙道匯流處增設一組導流板(優化導流板3)，并增加一塊隔板，以解決兩側氣流直接對沖匯流而引起的中間速度過高、兩側存在渦流的問題。

(4)在脫硫塔入口水平煙道漸擴段新增一組導流板(優化導流板4)，以改善漸擴段煙氣充滿度不高的問題。

(5)在脫硫塔入口拐角處，將直角改為倒角，并增設一組導流板(優化導流板5)，以改善脫硫塔入口煙氣的均勻性。

優化后結構數值模擬結果見圖5。

圖5 優化后結構數值模擬結果

對比圖3(a)和圖5(a)可得：優化后，在引風機出口煙道內，煙氣明顯分布得更為均勻，拐角處設置的導流板消除了大范圍的渦流；兩側煙氣匯流時經導流板與隔板的作用，氣流流動相對更加平穩，在煙道中的充滿度得到了提高。

對比圖3(b)和圖5(b)可得：優化后，匯流后截面軸向速度分布變得均勻，中間的高速區與兩側的低速渦流區均已消失，截面速度偏差系數由49.8%降至14.9%，減輕了高速氣流對煙道的沖擊，有利于提高煙道流場均勻性，減輕煙道振動。對比圖3(c)和圖5(c)可得：優化后，脫硫塔入口截面軸向速度分布變得更均勻，優化后煙道兩側不存在明顯的速度梯度變化，截面速度偏差系數由40%減小到20%；優化后截面底部依然存在小范圍的高速區，這是因為氣流進入脫硫塔前經過一段斜坡煙道；但是，截面軸向速度保持在12～14 m/s，進入脫硫塔的氣流變得均勻，有利于提高脫硫效率。

對比圖3(d)和圖5(d)可得：優化后，匯流后截面湍動能顯著減小，在匯流處布置導流板與隔板可有效抑制氣流擾動，消除高湍動能區域，截面湍動能最大值由40 m2/s2減小到6.5 m2/s2。

對比圖3(e)和圖5(e)可得：優化后，脫硫塔入口截面湍動能明顯減小，最大值由25 m2/s2減小到3 m2/s2，氣流流動更為穩定。

3.3 優化前后煙道阻力

引風機出口煙道的阻力對引風機運行狀態及機組運行經濟性均有一定影響。在BMCR工況下，對優化前后引風機出口至脫硫塔入口的煙道阻力進行分析對比，結果見表2。

表2 優化前后煙道阻力的對比

由表2可得：優化后，煙道阻力有所下降，優化后結構的煙道阻力較原結構下降255 Pa，優化效果顯著。

4 試驗驗證

根據鍋爐冷態自模化原理，采用網格法，在冷態條件下對煙道內主要截面的煙氣速度進行測試，優化后的測試結果見圖6。

圖6 優化后的測試結果

數值模擬計算是在理想狀態下進行的，忽略煙道中支撐桿等對流場的影響，并且實際引風機出口煙氣速度分布不均勻，導致數值模擬結果與測試結果存在一定偏差。在不同的特征截面上，測試所得的速度分布與數值模擬的速度分布基本一致，可以認為數值模擬結果能夠準確反映引風機出口煙道流場的分布。

5 結語

(1)原結構引風機出口后煙道流場分布不均勻，拐角、匯流區域結構設計不合理容易形成渦流區域、高速區域，引起煙道振動，影響引風機運行狀態。

(2)通過在拐角、匯流區域布置導流板、設置倒角可有效改善引風機出口煙道流場分布，提高煙道內速度分布的均勻性，減小煙道流動阻力。優化后結構的煙道整體阻力比原結構的煙道整體阻力降低255 Pa，降阻效果明顯。