陳丹丹 閆 杰 王曉杰 烏云高娃

(錫林郭勒職業(yè)學(xué)院,內(nèi)蒙古 錫林浩特026000)

1 課題研究的背景及意義

圓柱繞流雖然是經(jīng)典的流體力學(xué)現(xiàn)象,在火力發(fā)電廠換熱器中流體相對物體的繞流現(xiàn)象也是比較常見的,如火力發(fā)電廠鍋爐內(nèi)部的換熱器大多為管殼式換熱器,當(dāng)煙氣掠過換熱器管束時(shí),管子受到卡門渦街和紊流抖振的影響,可能會(huì)激發(fā)管束的非定常周期性振動(dòng)以及產(chǎn)生相應(yīng)的聲振動(dòng);在長期周期性的振動(dòng)作用下?lián)Q熱器實(shí)際材料可能會(huì)產(chǎn)生疲勞損傷、降低換熱器結(jié)構(gòu)的實(shí)際強(qiáng)度,甚至導(dǎo)致?lián)Q熱器失效。

本文以某電廠中的換熱器為研究對象,采用CFD方法,對鍋爐尾部煙道換熱器進(jìn)行圓柱繞流數(shù)值模擬分析,分析不同工況下圓柱繞流時(shí)的流動(dòng)特性,分析近尾部區(qū)域時(shí)均及瞬態(tài)流場、阻力系數(shù)、升力系數(shù)特性,通過對流動(dòng)特性的分析來解決電廠換熱器中存在的鍋爐尾部煙道換熱器存在的振動(dòng)問題,同時(shí)還對比了換熱器在順列及錯(cuò)列不同布置方式下的振動(dòng)效果,最終確定該電廠鍋爐尾部煙道換熱器振動(dòng)位置;通過數(shù)值模擬分析的結(jié)論提出解決方案并實(shí)施,為該電廠平穩(wěn)、高效運(yùn)行提供了有效的技術(shù)保障。

2 電廠鍋爐尾部煙道換熱器振動(dòng)問題國內(nèi)外研究現(xiàn)狀

Harden和Strop等計(jì)算在一定的雷諾數(shù)范圍內(nèi),管束繞流的渦街脫落誘發(fā)的卡門渦街振動(dòng)。Blevins和Burton應(yīng)用隨機(jī)振動(dòng)理論,建立了動(dòng)態(tài)的渦街脫落誘發(fā)的卡門渦街振動(dòng)模型。賴永星等利用計(jì)算流體力學(xué)軟件Ansys/Flotran CFD對粘性不可壓縮流體圓管繞流渦街的產(chǎn)生和演化過程進(jìn)行了數(shù)值模擬。除空氣預(yù)熱器,鍋爐受熱面均為多管束組成的管殼式換熱器,針對此類問題,包士毅等人使用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(CFD)和計(jì)算結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)(CSD)耦合的計(jì)算方法,分析了在單相流體橫向作用下相鄰管束間耦合振動(dòng)引起的管束失效問題,在時(shí)域和頻域內(nèi)分析了管陣的渦結(jié)構(gòu)及相鄰管束間振動(dòng)響應(yīng)規(guī)律。發(fā)現(xiàn)管束振動(dòng)受管束固有頻率和渦脫頻率的共同影響,周圍相鄰管束的振動(dòng)會(huì)對管束流體力波動(dòng)及頻率主導(dǎo)性產(chǎn)生顯著影響。

3 電廠鍋爐尾部煙道換熱器存在的問題

某電廠鍋爐從2016年檢修后尾部煙道時(shí)常振動(dòng),發(fā)生振動(dòng)時(shí)鍋爐周圍會(huì)產(chǎn)生低沉的轟鳴聲,現(xiàn)場巡視發(fā)現(xiàn)鍋爐的水冷壁和水平煙道很安靜,振動(dòng)主要來自于鍋爐的尾部豎井。面對巨大且整體振動(dòng)的尾部豎井,尋找振源是處理和解決問題的關(guān)鍵。導(dǎo)致振動(dòng)的原因有很多,經(jīng)過分析,首先從現(xiàn)場運(yùn)行調(diào)節(jié)入手,即通過調(diào)節(jié)煙氣流速來觀察尾部煙道振動(dòng)的變化情況,結(jié)果表明振動(dòng)和煙氣流速的大小有很大關(guān)系,煙氣流速增加,振動(dòng)增強(qiáng),反之,減少。進(jìn)一步監(jiān)視鍋爐煙氣參數(shù),發(fā)現(xiàn)振動(dòng)與負(fù)荷有關(guān),主要發(fā)生在600MW負(fù)荷以上,隨著負(fù)荷的繼續(xù)增加,振動(dòng)也逐漸增強(qiáng)。

4 鍋爐受熱面圓柱繞流分析

4.1 根據(jù)電廠換熱器實(shí)際尺寸進(jìn)行幾何建模及網(wǎng)格劃分,如圖1所示。

圖1 幾何模型及邊界設(shè)置

4.2 計(jì)算結(jié)果分析

4.2.1 順列布置時(shí)的流場和氣動(dòng)力分析

圖2為工況三時(shí)各圓柱周圍的速度、渦量和壓力場分布,從圖中可以看出,除第一行和最后兩行外,中間各行和各列的管束周圍流場分布都比較相近。進(jìn)一步觀察第一行和最后一行管束后面的速度矢量場,發(fā)現(xiàn)在第一行管束后面,都形成了一對反向旋轉(zhuǎn)的渦。但是,管束所處的列不同,渦的形狀也不相同,中間的第4列管束后面的渦基本呈對稱分布,而兩側(cè)的管束,則形成了一大一小的兩渦。

對各行管束均采用D=0.045 m和v=4.95 m/s進(jìn)行了無量綱化,得到圖3不同行、列升阻力系數(shù)平均值的分布曲線。從圖3(a)中可以看出,第一行各列的升力系數(shù)差別較大,第二列和第五排,也就是沿著來流方向進(jìn)口的第二列和接近出口的第二列不同列數(shù)的升力系數(shù)差別較大,但呈對稱分布,其它各列的升力系數(shù)平均值均分布在0左右。從圖3(b)中可以看出,第一行各列所受到的平均阻力系數(shù)值要遠(yuǎn)遠(yuǎn)大大其它各列,這點(diǎn)從圖2(c)的壓力云圖可以明顯的找到原因。當(dāng)流體繞流過圓柱時(shí),會(huì)在圓柱后側(cè)形成渦,從而使作用在圓柱上的升力和阻力系數(shù)發(fā)生周圍性的波動(dòng),長期的力的波動(dòng)會(huì)使圓柱產(chǎn)生疲勞破壞。

圖2 速度、渦量和壓力云圖

圖3 平均升、阻力系數(shù)

4.2.2 錯(cuò)列布置時(shí)的流場和氣動(dòng)力分析

管束錯(cuò)列布置時(shí)圓柱周圍的流場如圖4所示。由于前后兩行的管束不是處于正對的位置,因此后一行的管束不再處于前一行管束的尾跡之中,使得后一行管束的迎面煙速變大,換熱效果變好,但是流動(dòng)阻力變大。在順列布置中,后一行管束所受氣動(dòng)力來自兩方面:前一行管束形成的尾跡渦和自身尾跡渦;而錯(cuò)列時(shí),管束主要受到自身尾跡渦的影響。圖5為錯(cuò)列布置時(shí)各圓柱所受到的平均氣動(dòng)力。

圖4 速度、渦量和壓力云圖(工況一)

圖5 升、阻力系數(shù)波動(dòng)幅值(錯(cuò)列布置)

根據(jù)數(shù)值模擬中對管排順列及錯(cuò)列布置時(shí)的流場和氣動(dòng)力分析結(jié)果,可知,不論是順列還是錯(cuò)列布置,臨近管束出口布置的幾行管束,在其受熱管表面會(huì)產(chǎn)生更大波幅的氣動(dòng)力,該氣動(dòng)力和煙氣流速,即雷諾數(shù)Re有關(guān),隨著煙氣流速增加,Re增大,力的波動(dòng)幅度也會(huì)增加,繼而會(huì)出現(xiàn)卡門渦街,并最終造成管子的激振力頻率和自振頻率相同,導(dǎo)致共振的發(fā)生。這也是為此電廠尾部煙道管束的振動(dòng)和鍋爐負(fù)荷以及煙氣擋板開度有關(guān)的原因。相比錯(cuò)列管束,順列管束更容易發(fā)生大幅振動(dòng),根據(jù)上述分析初步判定順列布置,也就是鍋爐尾部煙道處低溫過熱器和低溫再熱器靠近出口的位置管束最有可能出現(xiàn)振動(dòng)大的現(xiàn)象。

5 鍋爐尾部煙道換熱器振動(dòng)問題的實(shí)施效果

通過上述仿真實(shí)驗(yàn),初步判定了振動(dòng)產(chǎn)生的位置是在是鍋爐尾部煙道處低溫過熱器和低溫再熱器靠近出口的位置,針對初步判定結(jié)果再去現(xiàn)場進(jìn)行了針對性的測量,發(fā)現(xiàn)振動(dòng)的問題正好出現(xiàn)在了這些地方,從而確定了振動(dòng)范圍和位置。針對振動(dòng)位置采取加裝隔板的解決方案,鍋爐尾部煙道的改造后,專門做了過熱器、再熱器擋板開度與尾部煙道振動(dòng)試驗(yàn),結(jié)果表明600 MW負(fù)荷時(shí)尾部煙道無振動(dòng)。

6 結(jié)論

本文從鍋爐尾部煙道的換熱器圓柱繞流過程中存在振動(dòng)問題出發(fā),以電廠尾部煙道相關(guān)換熱器設(shè)備及相關(guān)參數(shù)為基礎(chǔ),對電廠換熱器參數(shù)及布置方式進(jìn)行二維數(shù)值模擬分析。通過鍋爐尾部煙道換熱器圓柱繞流情況,得出換熱器產(chǎn)生振動(dòng)的原因并確定了振動(dòng)大的主要位置,同時(shí)提出了如何降低由于振動(dòng)對機(jī)組造成影響的方案,并對方案實(shí)施前后振動(dòng)情況進(jìn)行了對比。通過振動(dòng)分析、仿真實(shí)驗(yàn)及最終的方案設(shè)定與實(shí)施,尾部煙道振動(dòng)基本得到了治理。