李 健， 秦松波

(1. 上海發(fā)電設備成套設計研究院有限責任公司， 上海 200240； 2. 上海吳涇第二發(fā)電有限責任公司， 上海 200241)

運行與改造

低溫省煤器及MGGH振動原因分析與消振措施

李 健1， 秦松波2

(1. 上海發(fā)電設備成套設計研究院有限責任公司， 上海 200240； 2. 上海吳涇第二發(fā)電有限責任公司， 上海 200241)

針對火電機組中低溫省煤器及MGGH煙氣換熱器出現的振動問題，進行了深入的測試分析。結果表明：低溫省煤器與MGGH煙氣換熱器振動的原因為煙氣流速過高或來流不均引起的卡門渦街的脫落頻率與煙道聲學駐波頻率相近導致共振。通過在適當位置增加防振板和導流板，能夠有效地消除振動問題。

低溫省煤器； MGGH； 卡門渦街； 聲學駐波頻率； 振動

余熱利用是電站節(jié)能環(huán)保的重要手段，回收余熱對我國電站實現節(jié)能減排和環(huán)保發(fā)展戰(zhàn)略具有重要意義[1]。近年來，隨著國家節(jié)能、環(huán)保要求的不斷提高，煙氣余熱深度利用已經在全國電廠得到廣泛推廣。目前主要的利用方式為加裝低溫省煤器或MGGH系統(tǒng)，多數機組運行狀態(tài)較好，但是其中一些低溫省煤器及MGGH煙氣換熱器出現了振動問題，嚴重影響機組安全。因此有必要對該振動問題進行試驗研究，找出振動原因，并提出可靠的消振措施。

1 振動情況

某電廠2臺350 MW進口燃煤機組于2014年7月機組大修期間，在靜電除塵器入口水平煙道安裝了低溫省煤器，利用凝結水回收煙氣熱量，并將靜電除塵器入口煙氣溫度冷卻到93 ℃，以達到低低溫除塵器的工作煙氣溫度要求。2014年9月初投入運行后，低溫省煤器煙道在機組負荷超過325 MW時發(fā)生強烈振動，煙道出現明顯晃動，測得煙道壁面振動烈度最大超過50 mm/s，機組被迫降低負荷運行。

每臺鍋爐配有2套低溫省煤器，換熱管采用螺旋形翅片管，順排布置。換熱管外徑為45 mm，低溫省煤器本體煙道截面寬度為9 m，高度為5.136 m。

2 振動數據采集與分析

鍋爐尾部煙道管式換熱器發(fā)生振動，通常是由于換熱管繞流脫落頻率與煙道聲學駐波頻率接近時“卡門渦街會激起氣柱的振動”，即發(fā)生共振，見圖1。

圖1 卡門渦街會激起氣柱的振動示意圖

螺旋翅片管具有換熱面積大、流場均勻等特點，在低溫省煤器及MGGH中被廣泛使用。同時，螺旋翅片具有消除、減少繞流脫落的作用，是消除卡門渦街脫落頻率與聲學固有頻率共振的一種手段，一般不會產生脫落頻率與聲學駐波頻率共振的現象。但是該螺旋翅片管式低溫省煤器依然出現了振動現象。

在低溫省煤器劇烈振動時，使用愛默生S2130振動測量儀對兩側低溫省煤器區(qū)域煙道壁面多個位置、不同時間進行振動頻譜采集與測量，典型頻率見圖2。

圖2 煙道振動頻譜圖

從采集的頻譜分析，振幅和測試時間雖然不同，但最大振動分量的頻率是不變的，約為38 Hz。

同時，運行過程還發(fā)現：當機組負荷緩慢增加時，即使到滿負荷時，低溫省煤器也不會發(fā)生振動或振動不劇烈；而當機組快速增加負荷時，超過325 MW就會發(fā)生強烈振動。因此，使用TK2000電量錄波儀和高靈敏度專用壓力傳感器，通過煙道煙氣測量孔對低溫省煤器入口及內部煙氣壓力波形進行測量，記錄機組負荷約為330 MW時1 s內的波形圖進行分析。

圖3為不振動時低溫省煤器進口的波形圖，圖4為不振動時低溫省煤器內部的波形圖，圖5為振動時低溫省煤器進口波形圖，圖6為振動時低溫省煤器中部波形圖。

圖3 不振動時低溫省煤器進口波形圖

圖4 不振動時低溫省煤器內部波形圖

圖5 振動時低溫省煤器進口波形圖

圖6 振動時低溫省煤器中部波形圖

從圖3、圖4、圖5、圖6可以看出：低溫省煤器內部氣流振動頻率與煙道壁面振動頻率完全一致，且低溫省煤器內部氣流振動比進口更為劇烈。該現象符合漩渦脫落頻率與聲學駐波頻率共振，因此對脫落頻率和聲學駐波頻率進行計算。

當機組負荷變化時，煙氣溫度和煙氣流速發(fā)生變化，煙道的聲學駐波頻率發(fā)生變化。煙道聲學駐波頻率的簡化計算公式為[2]：

(1)

式中：fn為n次諧波的駐波頻率；n=1，2，3，當n=1時為固有頻率；T為煙道內絕對溫度，K；L為煙道壁面距離，m。

在325 MW負荷下，T取低溫省煤器進出口平均煙溫，約為383 K，L=5.136 m，計算得出fn=38.1 Hz，與測量值吻合。

在325 MW負荷下，對低溫省煤器進口煙氣流速分布進行了測量，A1～A5為寬度方向測點，1～8為高度方向測點(見表1)。

表1 振動時低溫省煤器進口煙氣流速分布 m/s

卡門渦街的脫落頻率

f=Sr(v/d)

(2)

式中：當Re大于1 000時，Sr近似于常數值(0.21)；v為繞流速度，m/s；d為管外徑，m，等于0.045 m。計算得出脫落頻率f主要在37～42 Hz，一般來說當脫落頻率接近駐波的某階諧波上下20%以內，容易發(fā)生聲學振動[3]，因此可以判斷低溫省煤器的振動是漩渦脫落頻率與聲學駐波頻率共振造成的。

由于當機組負荷緩慢增加時，即使到滿負荷時，低溫省煤器也不會發(fā)生振動或振動不劇烈，說明除了煙氣流速之外的其他因素也是引起共振的原因，因此在同樣負荷下，分別在振動時和不振動時，對低溫省煤器煙氣來流波形進行測量。

圖7為不振動時空氣預熱器出口波形圖，圖8為振動時空氣預熱器出口波形圖。

圖7 不振動時空氣預熱器出口波形圖

圖8 振動時空氣預熱器出口波形圖

從圖7和圖8中可以看出：振動時空氣預熱器出口煙氣波動頻率同低溫省煤器振動頻率相同，說明低溫省煤器振動時產生的壓力波可能對前方流場造成影響，為了避免這種影響，在爐內省煤器出口繼續(xù)進行測量。

圖9為不振動時爐內省煤器出口波形圖，圖10為振動時爐內省煤器出口波形圖。

圖9 不振動時爐內省煤器出口波形圖

圖10 振動時爐內省煤器出口波形圖

從圖9和圖10可以看出：煙氣波動頻率明顯不同于后方流場波動頻率，說明后方流場的影響已經可以忽略，同時振動時前方煙氣來流的振幅明顯大于不振動時，說明前方來流的振幅也是引起換熱管繞流脫落從而引起聲學共振的原因之一。

3 消振措施

為了消除低溫省煤器振動，在低溫省煤器管束區(qū)中部水平方向加裝防振隔板，使煙道聲學駐波頻率加倍，并在低溫省煤器前方煙道水平方向和垂直方向都安裝導流板(見圖11)，減少前方氣流的擾動。進行上述措施后，低溫省煤器在機組任何負荷下振動烈度不大于1 mm/s。

4 應用實例

某600 MW燃煤機組進行MGGH改造后，脫硫塔后煙氣換熱器出現劇烈振動。換熱管采用螺旋形翅片管，順排布置。低溫省煤器長度為12 m、高度為13 m，換熱管外徑為42 mm。圖12為不振動時MGGH內部波形圖，圖13為振動時MGGH內部波形圖。

圖12 不振動時MGGH內部波形圖

圖13 振動時MGGH內部波形圖

通過波形圖可以看出振動的主頻約為40 Hz。入口煙溫約為50 ℃，計算得出fn=13.8 Hz，3倍頻為41.5 Hz，設計流速在7～9 m/s，卡門渦街脫落頻率f在35～45 Hz。

由于煙氣換熱器前煙道不易安裝導流板，為了確保不再發(fā)生振動，在煙氣換熱器水平方向安裝9層防振隔板，將煙道分為10等分(見圖14)。安裝防振隔板后，MGGH煙氣換熱器不再發(fā)生振動。

圖14 防振隔板安裝位置圖

5 結語

通過對該電廠實測數據的分析可知，螺旋翅片管式低溫省煤器或MGGH換熱器在一定條件下也會發(fā)生漩渦脫落頻率與聲學駐波頻率共振的現象，影響該共振產生的條件包括煙氣流速、煙氣溫度、低溫省煤器煙道截面距離、煙氣來流振幅大小等。通過改變煙道截面距離、減小煙氣來流振幅大小，能夠有效地消除低溫省煤器的振動問題，對今后同類型低溫省煤器的設計和安全運行具有很大的借鑒意義。同時，通過煙氣波形記錄與理論計算相結合的方法，能夠準確地找出振動原因，為今后出現的類似問題找到了一條可行的解決途徑。

[1] 徐鋼, 許誠, 楊勇平, 等. 電站鍋爐余熱深度利用及尾部受熱面綜合優(yōu)化[J]. 中國電機工程學報, 2013, 33(14): 1-8, 15.

[2] 吳柏楊. 大型電站鍋爐尾部煙道聲學振動機理及消振措施[J]. 鍋爐技術, 2000, 31(10): 23-25.

[3] 魏新華. 大型電站鍋爐尾部煙道的聲學振動[J]. 鍋爐技術, 1993, 24(1): 1-10.

CauseAnalysisandCountermeasuresforVibrationofaLow-temperatureEconomizerandMGGH

Li Jian1, Qin Songbo2

(1. Shanghai Power Equipment Research Institute Co., Ltd., Shanghai 200240, China; 2. Shanghai Wujing No.2 Power Generation Co., Ltd., Shanghai 200241, China)

To solve the vibration problems occurring in low-temperature economizer and MGGH of a thermal power plant, deep testing and analysis were conducted. Results show that the vibration is found to be caused by the resonance due to the shedding frequency of Karman vortex resulted from too high or uneven flue gas flow being approximate to the frequency of standing acoustic waves of the flue duct. Above problems could be solved by adding shock plates and baffle plates at appropriate locations.

low temperature economizer; MGGH; Karman vortex; standing acoustic wave; vibration

2017-03-01；

2017-08-16

李 健(1987—)，男，工程師，主要從事電站節(jié)能、余熱利用與系統(tǒng)集成、污染物減排等方面的研究。E-mail: lijian@speri.com.cn

TK223.33

A

1671-086X(2017)06-0438-04