馬海彥，周雷，王庭文，周靜，譚厚章，金立梅

（1．華電寧夏靈武發(fā)電有限公司，寧夏回族自治區(qū) 銀川市 751400；2．熱流科學(xué)與工程教育部重點實驗室(西安交通大學(xué))，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(jié)能減排工作具有重要意義。2000—2016年間我國發(fā)電裝機(jī)容量由3.19億kW增長至16.46億kW，其中燃煤機(jī)組占據(jù)絕大部分，過快的建設(shè)速度使其設(shè)計優(yōu)化水平較低，因此燃煤機(jī)組各個系統(tǒng)和環(huán)節(jié)的優(yōu)化節(jié)能是我國未來燃煤發(fā)電行業(yè)節(jié)能減排的突破點[1-2]。

燃煤機(jī)組煙道用于輸送、排放煙氣，其設(shè)計優(yōu)化水平不僅決定了煙風(fēng)系統(tǒng)阻力的大小[3]，而且影響相關(guān)設(shè)備的運行狀態(tài)[4-5]。其中，脫硫原煙道的設(shè)計結(jié)構(gòu)決定了兩臺并聯(lián)引風(fēng)機(jī)后各自煙氣流動的阻力特性，直接影響引風(fēng)機(jī)的運行狀態(tài)。此外，原煙道結(jié)構(gòu)還決定了吸收塔內(nèi)的煙氣流速分布狀況，影響脫硫效率。目前，國內(nèi)多家電廠在“引增合一”改造后，均有不同程度的引風(fēng)機(jī)振動增大現(xiàn)場，嚴(yán)重制約了機(jī)組的安全經(jīng)濟(jì)運行。相關(guān)問題的解決方案多集中在引風(fēng)機(jī)加固和運行優(yōu)化方面，系統(tǒng)性的煙風(fēng)道系統(tǒng)優(yōu)化設(shè)計和改造則鮮見報道。

隨著計算機(jī)技術(shù)的發(fā)展和數(shù)值模擬技術(shù)的成熟，流體動力學(xué)計算在火電廠煙風(fēng)系統(tǒng)輔助設(shè)計和優(yōu)化改造方面已獲得普遍成功應(yīng)用，特別是鍋爐內(nèi)燃燒和氣固流動[6-7]、尾部煙道的模擬優(yōu)化[1]。本文采用流體動力學(xué)計算方法對 2×1060 MW 燃煤機(jī)組尾部煙道存在的問題進(jìn)行診斷分析，并結(jié)合現(xiàn)場條件提出最優(yōu)改造方案，解決引風(fēng)機(jī)振動過大的問題，為燃煤機(jī)組類似問題的解決提供經(jīng)驗和參考。

1 機(jī)組情況與模擬方法

1.1 機(jī)組情況

文中所研究2×1060 MW燃煤機(jī)組是世界首套百萬千瓦級超超臨界空冷機(jī)組，其節(jié)能減排升級改造計劃中，拆除原有增壓風(fēng)機(jī)和脫硫煙氣旁路系統(tǒng)，在原有脫硫吸收塔的基礎(chǔ)上再增設(shè)一級吸收塔。新增吸收塔建成之前，并聯(lián)引風(fēng)機(jī)與原吸收塔通過臨時煙道連接。由于其固有結(jié)構(gòu)缺陷致煙道整體阻力較大，且 2臺并聯(lián)引風(fēng)機(jī)后煙氣流動阻力特性差別較大，導(dǎo)致單側(cè)引風(fēng)機(jī)振動嚴(yán)重。

新增脫硫塔建成后，擬采用圖1所示的方式對引風(fēng)機(jī)和吸收塔進(jìn)行連接(稱為“原設(shè)計方案”)。此方案未針對臨時煙道內(nèi)煙氣流場進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計考慮，特別是煙氣混合處和吸收塔入口煙道結(jié)構(gòu)的不合理會使得來自2臺引風(fēng)機(jī)的煙氣發(fā)生強(qiáng)烈的相互干擾，脫硫塔入口煙氣流速分布不均勻，導(dǎo)致煙道整體阻力增大，2臺并聯(lián)引風(fēng)機(jī)運行條件產(chǎn)生較大差異，并且對脫硫效果產(chǎn)生不利影響。

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

原設(shè)計方案煙道的煙氣流動阻力比臨時煙道更大，而且原設(shè)計方案煙道接入雙塔脫硫系統(tǒng)，引風(fēng)機(jī)后煙風(fēng)系統(tǒng)阻力進(jìn)一步增大1 600 Pa。因此，若直接按原設(shè)計方案進(jìn)行脫硫原煙道布置，會導(dǎo)致引風(fēng)機(jī)進(jìn)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(shè)計方案，相關(guān)計算結(jié)果對比也僅在原設(shè)計方案和優(yōu)化設(shè)計方案之間進(jìn)行。而實際運行時的煙道阻力、風(fēng)機(jī)振動等參數(shù)對比，則在臨時煙道和優(yōu)化設(shè)計方案之間進(jìn)行。

1.2 數(shù)值方法

脫硫原煙道內(nèi)的煙氣流動為三維湍流問題，采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε兩方程模型進(jìn)行煙氣流場模擬計算[8-9]，即除連續(xù)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(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法，對壁面附近的區(qū)域進(jìn)行修正[10]。

以機(jī)組鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量(boiler maximum continuous rating，BMCR)工況對應(yīng)的煙氣量計算脫硫原煙道入口煙氣平均流速為15 m/s，設(shè)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(jié)構(gòu)性網(wǎng)格和四面體非結(jié)構(gòu)性網(wǎng)格結(jié)合的方式，對煙道計算區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格劃分。以煙道阻力為特征參數(shù)，對煙道的網(wǎng)格劃分進(jìn)行無關(guān)性驗證。

為了更直觀地表征煙道內(nèi)可能產(chǎn)生的渦流，在煙道內(nèi)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(shè)置，入/出口設(shè)為逃逸(Escape)，煙道壁面設(shè)為反彈(Reflect)。

2 原設(shè)計方案模擬結(jié)果與問題分析

利用上述模型和邊界條件，計算原設(shè)計方案脫硫原煙道內(nèi)的煙氣流場，其問題主要在于兩臺引風(fēng)機(jī)出口煙氣匯流處和吸收塔入口段煙道結(jié)構(gòu)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(jīng)兩臺并聯(lián)引風(fēng)機(jī)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(yīng)的流場優(yōu)化結(jié)構(gòu)，使得來自兩臺引風(fēng)機(jī)的煙氣發(fā)生強(qiáng)烈的相互干擾，出現(xiàn)較大的渦流區(qū)(y-z平面)，使實際通流面積遠(yuǎn)小于煙道截面積，導(dǎo)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(jié)構(gòu)的振動。

圖2 煙道匯流處流場模擬結(jié)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(jié)果Fig. 4 The simulation results of the smoke flow field in the intake tower

結(jié)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(qū)，而且使得來自“引風(fēng)機(jī)A”的煙氣對來“引風(fēng)機(jī)B”的煙氣形成明顯的壓制。這一情況會使兩臺引風(fēng)機(jī)的運行條件出現(xiàn)顯著差異，“引風(fēng)機(jī)B”對應(yīng)的煙氣流動阻力進(jìn)一步增大，導(dǎo)致“引風(fēng)機(jī)B”更明顯的振動。該模擬結(jié)果與現(xiàn)場實際情況一致，機(jī)組實際運行中A側(cè)引風(fēng)機(jī)振動在安全運行允許的范圍內(nèi)，而B側(cè)引風(fēng)機(jī)則出現(xiàn)嚴(yán)重的振動情況，導(dǎo)致機(jī)殼開裂。

除了煙道匯流段結(jié)構(gòu)不合理導(dǎo)致的吸收塔入口渦流外，吸收塔入口段煙道自身結(jié)構(gòu)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(shè)計方案中在煙道側(cè)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(jié)構(gòu)上沒有做平緩過度的考慮。這種結(jié)構(gòu)會導(dǎo)致煙道內(nèi) x-z平面上出現(xiàn)渦流，與前述 y-z平面渦流相互作用，導(dǎo)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(yán)重的渦流會帶來煙氣流動阻力增大和煙道結(jié)構(gòu)振動的問題；另一方面，濕法脫硫工藝要求進(jìn)入吸收塔的煙氣速度均勻，才能保證較高的脫硫效率，但嚴(yán)重的渦流和吸收塔入口結(jié)構(gòu)不合理會使進(jìn)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(xiàn)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(qū)的存在導(dǎo)致實際煙氣流通截面積遠(yuǎn)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(dá)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(yán)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(yōu)化與分析

3.1 改造方案

為解決原設(shè)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(shè)計方案中存在的一系列布置和局部結(jié)構(gòu)問題進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計。機(jī)組的引風(fēng)機(jī)和兩級吸收塔位置已經(jīng)確定，需要在有限的空間內(nèi)實現(xiàn)最優(yōu)布置方案，具體設(shè)計中著重考慮了以下問題：1）避免并聯(lián)引風(fēng)機(jī)煙氣的相互干擾，解決單側(cè)引風(fēng)機(jī)振動問題；2）降低脫硫原煙道的整體阻力，改善引風(fēng)機(jī)運行條件，提高機(jī)組運行經(jīng)濟(jì)性；3）進(jìn)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(xiàn)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(jié)構(gòu)的微調(diào)和在大煙道內(nèi)部添加一系列隔斷/導(dǎo)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(yōu)化改造方案：1）保留原引風(fēng)機(jī)出口彎頭處導(dǎo)流板中的隔板將來自并聯(lián)引風(fēng)機(jī)的兩部分煙氣分開，結(jié)合電廠要求，為預(yù)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(fēng)機(jī)出口煙道進(jìn)入水平段后截面擴(kuò)大，由水平段到吸收塔入口煙道截面又發(fā)生突縮，煙道截面積突變會使流動受阻，為此，在煙道豎直轉(zhuǎn)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(xiàn)煙道接入吸收塔的平緩過渡，避免渦流區(qū)的出現(xiàn)；3）彎頭局部結(jié)構(gòu)優(yōu)化、添加合適的導(dǎo)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(jié)構(gòu)示意圖Fig. 6 The flue arrangement and schematic diagram of the modified scheme

3.2 模擬結(jié)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(nèi)的煙氣流場，如圖7所示。

改造方案脫硫原煙道中，在煙氣經(jīng)過彎頭進(jìn)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(jìn)入脫硫塔，這樣的結(jié)構(gòu)可消除兩股煙氣的相互壓制，煙氣匯流處的渦流區(qū)基本消除(如圖 7(b)所示)，使兩臺并聯(lián)運行的引風(fēng)機(jī)運行環(huán)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(xiàn)煙道截面的平緩過渡，避免吸收塔入口截面的渦流區(qū)出現(xiàn)，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(shè)計方案中該截面最高流速為57 m/s)。

圖7 改造方案煙道內(nèi)流場模擬結(jié)果Fig. 7 Simulation results of flow field in the flue

實際施工改造方案與原設(shè)計方案的煙道整體阻力對比如表1所示。取兩臺引風(fēng)機(jī)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(fēng)機(jī)出口壓力的差異，如式(1)所示：

式中：PA、PB分別為A、B兩側(cè)引風(fēng)機(jī)出口靜壓模擬結(jié)果。

表1 煙道整體阻力數(shù)據(jù)對比Tab. 1 Comparison of overall resistance data of flue

與原設(shè)計方案相比，改造方案中煙道整體阻力降低了 1420 Pa，且并聯(lián)運行引風(fēng)機(jī)出口壓力相對偏差由6%減小為1%，可有效解決單側(cè)引風(fēng)機(jī)振動的問題，同時優(yōu)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(jī)組在新增脫硫吸收塔建成，并按照上述改造方案進(jìn)行煙道連接后投入運行，在機(jī)組相同運行工況下(1 000 MW)，對比改造前后脫硫原煙道進(jìn)出口壓力以及風(fēng)機(jī)振動值等參數(shù)，結(jié)果如表 2所示。

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

可以看出，改造后，2臺并聯(lián)風(fēng)機(jī)出口煙氣靜壓偏差小于3%，煙道整體阻力低于300 Pa，風(fēng)機(jī)振動值由4.6 mm/s以上降低為2.5 mm/s左右，煙道優(yōu)化改造效果顯著。

5 結(jié)論

某電廠2×1060 MW燃煤機(jī)組在“引增合一”改造后，并聯(lián)運行的引風(fēng)機(jī)均出現(xiàn)單側(cè)風(fēng)機(jī)振動嚴(yán)重致機(jī)殼開裂的情況。為此，本文采用流體動力學(xué)計算方法對脫硫原煙道存在的問題進(jìn)行診斷分析，并結(jié)合現(xiàn)場條件提出最優(yōu)改造方案，為燃煤機(jī)組類似問題的解決提供參考。

機(jī)組脫硫原煙道按照優(yōu)化方案進(jìn)行改造施工后，煙道整體阻力降低300 Pa，兩臺并聯(lián)引風(fēng)機(jī)出口壓力相對偏差降低3個百分點，B側(cè)引風(fēng)機(jī)振動值由4.6 mm/s以上降低為2.5 mm/s左右，解決了單側(cè)引風(fēng)機(jī)振動嚴(yán)重的問題。此外，與原設(shè)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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