周云龍，吳　雪，楊　寧

(東北電力大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院，吉林 吉林132012)

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電廠冷風(fēng)管道振動現(xiàn)象的分析及改造措施

周云龍，吳雪，楊寧

(東北電力大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院，吉林 吉林132012)

摘要：針對某電廠鍋爐冷一次風(fēng)道的振動問題，通過對流場進行模擬并結(jié)合現(xiàn)場的實際情況，分析故障是由冷風(fēng)管道入口截面擴張引起的渦流、彎管處造成的渦流及二次流等問題所引起。提出了消除振動的方案：入口處加裝整流格柵；改變彎管角度。對改造后的風(fēng)道流場進行模擬，分析其結(jié)果明顯優(yōu)于改造前。對改造前后的風(fēng)機進行振動測試試驗，振幅明顯減小，驗證了采用裝置的合理性。

關(guān)鍵詞：風(fēng)道；振動；數(shù)值模擬；消振；導(dǎo)流板

火力發(fā)電廠可能發(fā)生振動的設(shè)備有很多，如送引風(fēng)機、煙風(fēng)道、汽輪機、發(fā)電機、各種泵閥等[1]。其中冷風(fēng)道系統(tǒng)的振動直接影響鍋爐運行，而某些運行多年的鍋爐，其冷一次風(fēng)道存在不同程度的振動，影響著電廠的安全運行[2]。根據(jù)不完全統(tǒng)計，全世界每年因管道振動而造成的經(jīng)濟損失高達數(shù)百億美元[3]，而我國這類事故也造成了巨大的損失。冷一次風(fēng)道是指從送風(fēng)機入口開始，到鍋爐本體空氣預(yù)熱器為止的管道。由于電廠空間的限制，冷風(fēng)管道的布置較為緊湊，風(fēng)機出口有多個變徑、等截面彎頭、變截面彎頭、關(guān)閉擋板風(fēng)門等，如果設(shè)計不合理很容易產(chǎn)生共振和強渦流區(qū)引起風(fēng)道的強烈振動。為了解決這種普遍的問題，很多電廠選擇在風(fēng)道外部加裝肋片、內(nèi)部加裝支撐桿、彎道加裝導(dǎo)流板等方式[4]。以上消振措施雖然在一定程度上可以降低或減小風(fēng)道系統(tǒng)的振動，但在改造方案的制定及施工過程中，如何更有效的通過加裝肋片、導(dǎo)流板等措施來盡可能的降低風(fēng)道系統(tǒng)的振動仍然是設(shè)計人員研究的重點與難點。

鍋爐冷風(fēng)道振動的研究在國內(nèi)起步較晚，由于國內(nèi)某些電廠發(fā)生了有關(guān)振動的破壞，才引起了某些單位的重視，如一些高等院校、大型鍋爐廠、電站和電力試驗研究所等。呂明、劉新宇[4]結(jié)合工程實際探討在煙道內(nèi)部加裝支撐桿。謝振華、周艷榮[5]對彎管內(nèi)部加裝導(dǎo)流板進行了優(yōu)化研究。王欣、郭小明、張輝等[6]對煙風(fēng)道內(nèi)部的加固肋進行了計算分析。上述研究均是從工程實際的角度出發(fā)進行的分析，從已發(fā)表的文獻上看，很少有將數(shù)值模擬與工程實際相結(jié)合的研究，僅有白湘[2]對鍋爐的冷風(fēng)道進行了二維流場的數(shù)值模擬，并在風(fēng)道內(nèi)部相應(yīng)部位加裝了導(dǎo)流板。本文結(jié)合電廠現(xiàn)場振動的實際情況對電廠的冷一次風(fēng)道進行了三維流場的模擬分析，根據(jù)優(yōu)化前后的模擬得到最終優(yōu)化方案，并對方案結(jié)果進行試驗，對比驗證方案的可行性。

1電廠情況簡介

某發(fā)電廠2×300 MW燃煤供熱機組采用上海鍋爐廠制造的 SG-1025/17.5-M881型亞臨界壓力中間一次再熱控制循環(huán)汽包爐，配用5套中速磨冷一次風(fēng)正壓直吹制粉系統(tǒng)。一次風(fēng)機為成都電力機械廠制造的GG24043型單吸離心風(fēng)機，采用入口導(dǎo)葉調(diào)節(jié)出力，主要設(shè)計參數(shù)：風(fēng)量為227 196 m3/h(63.2m3/s)；全壓為15.9 kPa；軸功率為1 149.4 kw；設(shè)計全壓效率為84.5%；風(fēng)機轉(zhuǎn)速為1 469 rpm。

自投產(chǎn)后，兩臺機組的冷一次風(fēng)道系統(tǒng)存在劇烈的振動現(xiàn)象，長期劇烈振動導(dǎo)致風(fēng)道及膨脹節(jié)多處撕裂，加強筋板脫落等問題。振動現(xiàn)象發(fā)生后，曾經(jīng)采取過一些措施，如：加固風(fēng)道基礎(chǔ)，通過增加加強筋提高風(fēng)道剛性，在風(fēng)機出口擴散流道內(nèi)加裝導(dǎo)流板等，經(jīng)實際運行發(fā)現(xiàn)消振效果不大。由于風(fēng)道剛性增大導(dǎo)致空預(yù)器連接處出現(xiàn)裂縫，漏風(fēng)嚴(yán)重，影響到設(shè)備的安全、穩(wěn)定運行。

2冷一次風(fēng)道系統(tǒng)振動原因

風(fēng)道系統(tǒng)發(fā)生振動的原因有很多方面，而主要原因有以下兩點：一是機械干擾源(如軸承、轉(zhuǎn)子的不平衡、原動機等)引起的振動；二是流體誘發(fā)的振動。根據(jù)現(xiàn)場一次風(fēng)機運行情況分析，可以排除機械干擾源誘發(fā)風(fēng)道振動，分析認(rèn)為流動不穩(wěn)定和風(fēng)機入口內(nèi)流動不穩(wěn)定是誘發(fā)冷一次風(fēng)道振動的主要原因。

2.1流體誘發(fā)振動的機理

流體之所以會誘發(fā)振動，是由于流體本身運動的不穩(wěn)定性。具體的說，就是流動參數(shù)(如壓力、流速)出現(xiàn)了脈動，流體的脈動主要是因為流動過程中有旋渦產(chǎn)生。旋渦中有一個低壓區(qū)，旋渦的不斷發(fā)生和脫落，就會使流體相接觸的固體壁面受到交變力的作用，如水流過橋墩，風(fēng)吹過電線，就會在橋墩和電線后面出現(xiàn)旋渦，其結(jié)果輕則產(chǎn)生噪聲，重則出現(xiàn)振動。

一般而言，較小的流體脈動只會產(chǎn)生噪聲，而當(dāng)脈動較大，或者脈動并不是很大，但其脈動頻率與設(shè)備的固有頻率或設(shè)備內(nèi)氣體的聲學(xué)固有頻率相近或成整數(shù)倍而發(fā)生共振時，強烈的振動就會發(fā)生。系統(tǒng)產(chǎn)生共振后，將引起強烈的振動、噪聲，系統(tǒng)中的部件就會形成疲勞斷裂、變形以及磨損等。

2.2風(fēng)道內(nèi)流動不穩(wěn)定性誘發(fā)振動的原因

流道內(nèi)流動不穩(wěn)定的原因主要有：管道截面擴張引起邊界層分離產(chǎn)生旋渦；彎頭處內(nèi)、外徑處曲率變化造成速度分布不均勻產(chǎn)生二次渦；風(fēng)道內(nèi)支架和閥門對流動干擾產(chǎn)生旋渦；氣流紊流脈動和管道中氣柱共鳴等。

圖1　管道擴張產(chǎn)生渦流

圖2　彎頭雙螺旋流引起的截面速度不均

管道截面擴張引起渦流是由于流體從較小直徑的管道流向大直徑的管道時，流體慣性使它不能按照管道的形狀突然擴大，而是離開小管后逐漸的變大。在一定的流速范圍內(nèi)，氣流會在擴張壁面附近出現(xiàn)逆壓梯度區(qū)，發(fā)生主流與壁面分離現(xiàn)象(邊界層分離現(xiàn)象)，形成旋渦，并不斷被主流帶走，形成旋渦區(qū)，由于旋渦的存在產(chǎn)生很大的摩擦損失，使流動阻力增加，如圖1所示。

從圖2可以看出彎頭引起渦流和二次流是由于一方面在氣流流過彎管時，內(nèi)側(cè)的壓力低流速高，而外側(cè)的壓力高流速低，會在彎管內(nèi)側(cè)形成一個分離區(qū)，產(chǎn)生渦流。另一個方面，彎管區(qū)域由于流體質(zhì)點離心力不平衡，會在截面上產(chǎn)生雙旋渦形的二次流動，疊加在沿軸線的主流流動上[7]。

氣流流過風(fēng)道內(nèi)的支柱和閥門產(chǎn)生渦流是由于風(fēng)道內(nèi)的支柱和閥門對氣流的干擾，將在支柱和閥門后邊產(chǎn)生旋渦，旋渦的發(fā)生頻率與氣流的速度V和支柱或閥門的特征尺寸d有關(guān)，可由泰勒和瑞利提出的經(jīng)驗公式計算：

(1)

上式適用于250

3冷風(fēng)道三維流場數(shù)值模擬及方案優(yōu)化

3.1模型的建立及網(wǎng)格劃分

風(fēng)道內(nèi)的流動是三維湍流問題，基于湍流的復(fù)雜性，一般需要選擇合適的湍流模型。由于風(fēng)道內(nèi)部存在回流，并且計算區(qū)域較多，本文采用最廣泛、最有效的標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型。標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型的湍動能k和耗散率ε方程為如下形式：

(2)

(3)

在上述方程中，Gk為平均速度梯度引起的湍動能；Gb為浮力影響引起的湍動能；Ym為可壓縮湍流脈動膨脹對總的耗散率的影響。

圖3　改造前風(fēng)道流場物理模型

圖4　改造前空氣流速測量值與模擬值對比圖

在Fluent中，作為默認(rèn)值常數(shù)C1ε=1.44，C2ε=1.92，Cμ=0.09，湍動能k與耗散率ε的湍流普朗特數(shù)分別為σk=1.0，σε=1.3。

由圖3分析得出，冷一次風(fēng)管道沿軸線為非對稱布置，所以計算采用三維數(shù)值模擬更加的合理。計算區(qū)域模型采用Pro/E構(gòu)建三維實體模型后導(dǎo)入CFD前處理軟件Gambit生成計算網(wǎng)格。網(wǎng)格模型的入口采用速度入口，出口采用壓力出口，劃分的網(wǎng)格數(shù)為996 632。本文已進行的網(wǎng)格無關(guān)性驗證，在模擬了網(wǎng)格數(shù)分別為564 369、756 243、996 632、1 034 925的四組模型后，選取了網(wǎng)格數(shù)為996 632，其網(wǎng)格的質(zhì)量及計算量最優(yōu)。

數(shù)值分析選擇連續(xù)相模型及顯示差分格式，采用Simple算法。入口邊界條件采用速度入口邊界條件，根據(jù)風(fēng)機出口質(zhì)量流量計算速度給定；出口邊界條件為壓力出口，根據(jù)空預(yù)器入口壓力給定；壁面邊界條件為無滑移壁面。

3.2模擬結(jié)果可靠性分析

本文運用皮托管測試現(xiàn)場流體流動方向上所選取的100個測點。在測試的過程中，皮托管滿壓孔需要對準(zhǔn)氣流的方向，感應(yīng)頭的水平線應(yīng)該與氣流方向一致，偏斜的角度上下不超過12度。運用皮托管得到的空氣動壓力數(shù)值，利用公式(4)計算數(shù)值，從而計算出測點的速度。

(4)

式中，各項物理含義為：ΔPi為動壓力；k為修正系數(shù)，在標(biāo)準(zhǔn)的皮托管中 k=1；g為重力加速度，N/m2；γ為被測流體的重度，N/m3。

將改造前風(fēng)道流場模擬結(jié)果中的100個測點的模擬速度導(dǎo)出并與現(xiàn)場測量計算得到的數(shù)值相對比得到的結(jié)果如圖4所示。

從圖4中可以看到改造前風(fēng)道流場模擬結(jié)果的空氣流速與現(xiàn)場實際測量值之間最大的差距不大于5%，所以可以證明模型的可靠性。

3.2改造前風(fēng)道流場分析

圖5　改造前風(fēng)道流場壓力分布

由圖5分析得出改造前的流場壓力分布很不均勻，A、B、C、D四處尤為明顯，其壓力在此處發(fā)生了突變，而這四處位置分別為風(fēng)道入口的擴散區(qū)域、風(fēng)道的S型彎道區(qū)域和90°彎角區(qū)域。由圖3可知風(fēng)道入口擴散區(qū)的變截面管的水平方向兩側(cè)擴展角為14.75°，風(fēng)道下壁面垂直方向擴展角為17.57°。此處擴展角過大，氣流通過時會產(chǎn)生較大的能量損失，并產(chǎn)生旋渦，造成流動不穩(wěn)定引發(fā)管道系統(tǒng)振動。而S型彎道和90°彎角分布緊湊，彎角很大，很容易產(chǎn)生振動。

在冷一次風(fēng)道內(nèi)X、Y、Z方向不同位置依次選取特征界面來觀察流場情況，如圖6所示。X軸向選取了X=1.735、2.885、4.025、6.33、7.77、8.77、10.29、11.35、12.31這9個斷面，分別位于風(fēng)道入口的擴展段前、中、后部，中間斷的“S”型來回彎前、中、后部，90°彎角前、中、后部；Z方向選擇了Z=-0.3；壓力分布Y方向選擇了Y=1.722、2.513；速度分布Y方向選擇Y=1、2.513。

圖6　改造前風(fēng)道截面流場分布圖

圖7　改造后風(fēng)道流場物理模型

由圖6風(fēng)道內(nèi)截面的靜壓分布和速度分布可以看出A、B、C、D四個區(qū)域流場情況近似相同，它們存在較強的渦流區(qū)域，導(dǎo)致流場通流面積大大減小，故這些位置需要進行優(yōu)化改造。主要優(yōu)化措施為改變S區(qū)域角度及弧長，取最優(yōu)方案；在入口擴散處加裝整流格柵，優(yōu)化此后的流場。

3.3風(fēng)道流場優(yōu)化方案分析

圖7為改造后的模型圖，將圖3中S彎的A、B、C、D四個曲面改為圖7所示的曲面。四個曲面原角度A、D為150°，B、C為30°，現(xiàn)在角度均改為158.96°。曲面弧長變B、C為4 000 mm，A、D為2 000 mm。改變后兩個S彎分布的距離增加，中間直線距離加長。在風(fēng)道擴散區(qū)域加裝整流格柵，一般情況下風(fēng)機的出口距離較短，存在著較強的擾動，會使后續(xù)流動形成一定的渦流；并且擴散區(qū)域的截面積變化較大，也會影響后續(xù)的流場。在擴散區(qū)域采用整流格柵的方法減小管道截面上的橫向流和流場畸變度旋轉(zhuǎn)的渦流消失，以形成穩(wěn)定的流動[8]。加裝的整流格柵由于風(fēng)道截面尺寸的變化，格柵板之間的間距采用等間隔法。

結(jié)合圖6和圖8可以看出，改造后的流場分布更加均勻，A、B、C三處渦流區(qū)域均已消失，D處也得到了改善，明顯優(yōu)于改造前。

圖8　改造后風(fēng)道截面流場分布圖

圖9是改造前后風(fēng)道流向(Y=1，Z=-0.3)的總壓分布?？梢钥闯龈脑烨暗牧鲌鰤毫υ?m到16m之間波動頻繁，而改造后的壓力值趨于平穩(wěn)，故改造后的流場流動更加均勻。

圖9　改造前后風(fēng)道流向的總壓分布

表1數(shù)據(jù)是對風(fēng)道振動較強的4個點進行風(fēng)道改造前后振動頻率與幅度的測試試驗數(shù)據(jù)。

表1　改造前后振點頻率及幅度測試數(shù)據(jù)

由表1中可知改造后測試各點振動幅度以及振動頻率均有所減弱，所以改造后的風(fēng)道能夠達到生產(chǎn)安全的標(biāo)準(zhǔn)。

4結(jié)論

(1)通過對鍋爐冷一次風(fēng)道三維流場的數(shù)值模擬，分析得到振動原因和需要優(yōu)化的部位，分別為風(fēng)道入口擴散區(qū)域，風(fēng)道S彎區(qū)域。

(2)針對不同振動部位制定優(yōu)化方案，對方案模型進行三維流場數(shù)值模擬，對比模擬結(jié)果選擇最優(yōu)方案。

(3)對改造前后的冷一次風(fēng)道振動最強烈的四個位置進行測量，得到改造后的風(fēng)道符合安全運行的需要。

參考文獻

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Power Plant Cooling Pipe Vibration Phenomenon Analysis and Improvement Measures

ZHOU Yun-long，WU Xue，YANG Ning

(Energy Resource and Power Engineering College，Northeast Dianli University，Jilin Jilin 132012)

Abstract：In this paper，research for the vibration of the cooling pipe in the boiler，by simulating the flow field and combined with the actual situation of the scene，analysis of the fault is made caused by the eddy current of the inlet cross section expansion，the vortex and secondary flow of the bend pipe in the cooling wind pipe.Put forward the vibration solution：Add rectifier grille in the inlet cross；change the bend angle and equipped.Simulation the air duct flow field of after transforming，analysis of the results is better than before.Vibration test of the fan before and after modification，the amplitude decreased greatly，verified the rationality of using device.

Key words：Air channel；Vibration；Numerical simulation；Eliminate vibration；Diversion board

中圖分類號：TP29

文獻標(biāo)識碼：A

文章編號：1005-2992(2016)01-0041-06

作者簡介：周云龍(1960-)，男，吉林省扶余市人，東北電力大學(xué)能源與動力工程學(xué)院教授，博士，博士生導(dǎo)師，主要研究方向：液-固兩相流.

收稿日期：2015-09-12