杜利梅，陳志波，劉殿瑋

(1.黑龍江省電力科學研究院，哈爾濱 150030;2.黑龍江華電齊齊哈爾熱電有限公司，齊齊哈爾 161000;3.哈爾濱鍋爐廠有限責任公司，哈爾濱 150046)

隨著機組向大容量、高參數(shù)的發(fā)展，鍋爐附屬設備產(chǎn)生振動的原因越來越復雜，其中煙道振動引起了多位學者的研究討論(這類振動機理并不是簡單的機械振動，而是聲學振動)，如柴錫強[1]等通過大量試驗排除了因省煤器中給水局部沸騰而引起汽水沖擊造成振動的可能性，得出煙氣經(jīng)省煤器形成卡門渦流引起風道聲學共振的結論;呂健[2]等針對鍋爐出口煙道護板振動、聲音較大的問題進行了細致的分析，并給出了解決方法。因此，為了分析鍋爐一次風暖風器及附屬風道振動的原因，本文以某熱電有限公司暖風器更換后的振動進行了數(shù)值模擬和實驗研究，并通過數(shù)值模擬對振動機理進行了深入的分析，最后根據(jù)計算結果提出了加裝防振隔板的改造方案，消除了暖風器及其附屬風道振動導致的機組安全運行隱患。

1 風道振動原因與振動機理分析

鍋爐各附屬風道振動原因比較復雜，主要因素包括風道的諧波頻率、氣流的卡門渦流的脫落頻率、結構的固有頻率。當氣流流經(jīng)風道時，其駐波頻率、卡門渦流的脫落頻率與設備的固有頻率或某階聲駐波頻率耦合就會發(fā)生共振[3-5]。

某熱電有限公司進行暖風器更換后，一次暖風器及其附屬風道發(fā)生嚴重的共振，并伴隨非常刺耳的噪聲，給機組運行帶來了極大的隱患。根據(jù)現(xiàn)場勘察和測試，分析得出發(fā)生振動的原因，即空氣在流經(jīng)暖風器過程中所形成的卡門渦流與結構固有頻率或某階聲駐波頻率耦合時就形成了暖風器及附屬風道的共振。其振動機理:空氣橫向沖刷管束時，形成的卡門渦流以一定的周期脫落產(chǎn)生了壓力波，形成了卡門渦流現(xiàn)象，引起共振的激振力一直存在[3]。氣流的聲駐波具有無限的諧波，只要卡門渦流引起的激振頻率與氣流聲駐波任一諧波頻率耦合，就會發(fā)生共振現(xiàn)象。

2 數(shù)值計算

2.1 物理模型

圖1為一次暖風器及其風道截面尺寸示意圖，風道尺寸為1 600 mm×2 400 mm，管束外徑為60 mm，橫、縱向截距分別為100 mm、95 mm。為了提高計算效率，采用雷諾相似的原則，以1∶10的比例進行建模。根據(jù)計算模型特點，如果對整個模型進行簡單網(wǎng)格劃分，則網(wǎng)格結構非常復雜而且網(wǎng)格數(shù)量龐大，難以進行數(shù)值計算。因此，采用分區(qū)畫網(wǎng)格，僅管束區(qū)域為非結構網(wǎng)格，其它區(qū)域為結構化網(wǎng)格，并且在主要計算區(qū)域進行網(wǎng)格加密處理，網(wǎng)格總數(shù)為7.2×105個，具體網(wǎng)格模型如圖2所示。

2.2 數(shù)學模型及邊界條件

采用空氣做流動介質(zhì)，設流體為不可壓，大渦模擬控制方程為

在計算中，μt采用 Smagorinsky-Lilly模型為網(wǎng)格的混合長度。在 Fluent中，Ls=min(κd，CsV1/3)，其中 κ 為常數(shù)，d為到最近的壁面的距離，V為計算單元的體積，計算時取 Cs=0.1[6]。

計算中進出口邊界條件:入口采用速度邊界，υ=9.58 m/s(此速度為暖風器入口的實際流速)，溫度為常溫;出口邊界采用outflow，壁面采用無滑移的邊界條件，湍流為壁面函數(shù)法。

2.3 計算結果分析與討論

流體繞圓柱流動時會對圓柱表面產(chǎn)生升力和阻力，主要是因為流體繞圓柱流動時會產(chǎn)生周期性交替脫落的卡門渦流，而渦流會引起脈動，其幅值較大，并在一定條件下形成穩(wěn)定的變化周期，可以推導得知由升力及阻力變化曲線經(jīng)傅里葉變換(FFT)后，得到的功率頻譜圖峰值即為卡門渦脫落頻率。

圖3、圖4為圓柱繞流的頻譜特性曲線。從圖3可以看出，升力系數(shù)曲線經(jīng)過一定時間后產(chǎn)生有規(guī)律的振蕩，說明流體在經(jīng)過圓柱表面后產(chǎn)生了穩(wěn)定、周期性的卡門渦流。由圖4的頻譜特性曲線可知，頻譜圖上存在明顯的峰值，表明此處的能量很集中，此時渦流的脫落具有明顯的周期性，并且渦流的能量很大。分析研究對象的頻譜，可知渦流脫落的頻率為50 Hz左右，此時頻譜圖上出現(xiàn)了很明顯的峰值，這是由于空氣流經(jīng)管束具有一定的剛性作用，在圓柱表面邊界層引起劇烈的擾動，致使一定的能量的損失，從而出現(xiàn)了很明顯的渦流。

圖3 升力系數(shù)隨時間變化的曲線圖

圖4 頻譜特性曲線圖

卡門渦的形成和脫落是一個非常復雜的過程，當雷諾數(shù)超過某一值時，流動狀態(tài)不再穩(wěn)定，流動失去平衡，渦出現(xiàn)拉伸、后移，再向下游流動，導致產(chǎn)生了渦流。圖5為1/4T(T為一個周期)卡門渦形成及脫落的過程。卡門渦形成及脫落的原因是由于流體經(jīng)過圓柱時，在圓柱前緣流體質(zhì)點的壓力升高，促使正在形成的邊界層在圓柱體的兩側逐漸發(fā)展。但在高雷諾數(shù)時，流體流經(jīng)圓柱表面時，邊界層會向兩側分開，自由剪切層的最內(nèi)層與自由流的最外層相比，移動得較慢，于是這自由剪切層就形成了卷起而不連續(xù)的渦，在圓柱背面就出現(xiàn)了規(guī)則的渦型，而渦隨著時間會呈周期性地產(chǎn)生和脫落。

圖5 1/4T卡門渦形成、脫落過程

3 卡門渦脫落頻率計算及分析

根據(jù)聲學振動原理，管排橫向繞流的卡門渦流頻率的計算公式[1]為

式中:fK為卡門渦流頻率，Hz;St為斯特勞哈數(shù);u為氣流速度，m/s;D為管子外徑，m。

聲駐波與煙道寬度、氣流速度的關系式[1]為

式中:n為諧波系數(shù)，n=1，2，3，…n;C為氣流速度，m/s;B為煙道寬度，m。

由式(4)可以看出，只要存在駐波，其波長和風道寬度有很大的關系，第一階駐波波長是風道寬度的2倍;二階諧波波長等于風道寬度。

根據(jù)式(3)、式(4)、暖風器以及附屬風道的結構參數(shù)，計算出空氣在流經(jīng)暖風器過程中所形成的卡門渦流頻率和風道的階聲駐波頻率，如表1所示。

表1 卡門渦流脫落頻率和駐波頻率計算表

表1中的斯特羅哈數(shù)是根據(jù)橫、縱向截距比值查圖6[7]得到的。由表1計算結果可以看出，氣流在經(jīng)過暖風器及其附屬風道時，卡門渦流脫落頻率與一階諧波頻率耦合即發(fā)生共振。

圖6 斯特羅哈數(shù)St

經(jīng)過計算可知，由圖4得出卡門渦脫落頻率約為50 Hz，而現(xiàn)場實際計算后的卡門渦脫落頻率為45.97 Hz，數(shù)值計算和現(xiàn)場實際計算值相差約8%左右，有一定的誤差。主要原因是數(shù)值計算未考慮氣流溫升后粘度、密度變化的影響，進一步驗證了現(xiàn)場發(fā)生振動是卡門渦脫落導致的。

由數(shù)值計算和現(xiàn)場勘查結果計算分析，針對暖風器及其附屬風道振動問題，本文在振動區(qū)域橫向和縱向分別加裝了2塊防振隔板，隔板厚度為3 mm，加裝防振隔板后，把流體截面區(qū)域劃分為9個小格，如圖7所示，破壞了渦的產(chǎn)生，消除了卡門渦脫落頻率與某階聲駐波頻率的耦合，也就消除了共振。實踐證明，加裝隔板措施使現(xiàn)場消振達到了很好的效果，從而驗證了數(shù)值計算的準確性。

圖7 加裝隔板后風道示意圖

4 結論

1)根據(jù)暖風器改造后風道振動數(shù)值模擬計算結果，流體經(jīng)圓柱繞流后會產(chǎn)生穩(wěn)定的、周期性的卡門渦流，卡門渦脫落頻率為50 Hz。

2)根據(jù)聲學原理和現(xiàn)場實際情況計算，卡門渦脫落頻率為45.97 Hz，與數(shù)值計算結果相差不大，驗證了數(shù)值模擬的準確性。

3)一階諧波頻率與卡門渦脫落頻率耦合會產(chǎn)生共振。

[1]柴錫強，熊建國，朱云水.鍋爐尾部煙道振動原因分析及對策[J].浙江電力，2004(6):6-9.

[2]呂健，王占軍.鍋爐出口煙道振動原因分析及消除辦法[J].鍋爐制造，2012(2):23-25.

[3]楊國旗，郁翔，李平，等.330 MW機組鍋爐尾部煙道振動分析[J].陜西電力，2010(5):77-79.

[4]李慧雪，秦萍麗.管式空氣預熱器的振動及其消除方法研究[J].鍋爐制造，2011(6):38-40.

[5]呂明，劉新宇.鍋爐脫硫系統(tǒng)尾部煙道中內(nèi)撐桿的振動探討[J].電力建設，2005，26(4):24-26.

[6]趙宏強，蔣海華，謝武裝.基于大渦模擬的旋風分離器內(nèi)流場數(shù)值模擬研究[J].環(huán)境工程學報，2009，3(4):759-763.

[7]董琨.卡門渦流對電站鍋爐安全性的影響及治理措施[J].熱力發(fā)電，2008，37:31-34.