胡善苗，韋紅旗，沙遠超，汪 超

(東南大學 能源與環(huán)境學院，南京 210096)

在國家“節(jié)能減排”的號召下，人們越來越重視大型火電機組煙道流場優(yōu)化。煙道的設計不僅決定風煙系統(tǒng)的阻力，并且會影響機組運行的經濟性和安全性。引風機出口煙道的結構決定了其內部流場特性，并且會直接影響引風機的運行狀態(tài)；同時，出口煙道的流場特性還會影響脫硫塔內的流場，進而影響脫硫效率[1]。因此，對引風機出口煙道流場進行數值模擬研究，保證流場分布均勻，對解決機組振動、提高脫硫效率、減少煙道阻力、保證機組經濟安全運行等具有重要意義。

近年來，對鍋爐尾部煙道數值模擬的研究越來越完善[2-6]。但在以往的流場優(yōu)化研究中，缺乏客觀的流場評價與分析標準，并且在描述優(yōu)化效果時，對簡單流場的分析存在人為誤差，具有一定的片面性。筆者以某電廠600 MW機組為研究對象，針對其引風機振動嚴重、煙道流場紊亂、管道阻力大的問題，利用計算流體動力學(CFD)數值模擬技術，將脫硫塔內的噴淋層簡化為多孔介質模型，對引風機出口煙道流場進行數值模擬，提出煙道優(yōu)化改造方案，并通過計算煙道煙氣的速度、湍動能與速度偏差系數等參數，對優(yōu)化后的煙道流場進行分析與評價，為煙道流場優(yōu)化改造提供合理的設計方案與理論依據。

1 設備概況

該600 MW機組配備2臺引風機，引風機采用雙級動葉可調軸流式風機，其設計參數見表1，其中：T.B工況為風機額定工況，BMCR工況為鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量工況，THA工況為汽輪機熱耗驗收工況。煙氣從引風機引出，經匯流后進入脫硫塔，引風機出口煙道為方形煙道，不設增壓風機、煙氣旁路及煙氣換熱器。機組在實際運行過中，存在引風機軸承箱振動劇烈、出口煙道振動大的問題，影響著機組的安全運行。

表1 引風機設計參數

2 數值模擬

2.1 模型建立

利用三維建模軟件，根據現場施工圖紙按1∶1進行建模(見圖1)。

圖1 原結構模型

在滿足工程要求的前提下，為便于建模與模擬，對該煙道作出如下假設：

(1)將煙氣視為不可壓縮牛頓流體，定常流動。

(2)假設引風機出口煙氣速度分布均勻。

(3)忽略煙道中支撐桿等對流場影響較小的內部構造。

(4)導流板的厚度相對煙道尺寸較小，模擬時忽略其厚度影響。

采用六面體結構化網格對煙道計算區(qū)域進行網格劃分(見圖2)，對近壁面網格進行加密處理，第一層網格厚度為5 mm，法向增長率為1.5，以適應邊界層處煙氣速度的變化。將煙道阻力作為特征參數，進行網格無關性驗證，最終確定網格數量為246萬。采用標準k-ε方程模擬煙氣的湍流流動。脫硫塔內漿液液滴對煙氣流動的作用采用多孔介質模型進行模擬[7-9]。通過設置不同方向上的黏性阻力與慣性阻力，以保證模擬時的阻力與實際運行情況相近，阻力系數按噴淋層壓降設置，噴淋層壓降為1 800 Pa。

圖2 原結構網格

2.2 邊界條件

入口邊界條件設置為均勻速度入口，速度按BMCR 工況下的設計煙氣量進行計算；出口邊界條件設置為大氣壓力出口；壁面、導流板、隔板均設置為標準無滑移壁面。采用SIMPLEC算法模擬速度場與壓力場的耦合，迭代過程采用低松弛迭代的變松弛因子法。

2.3 流場評價標準

采用速度偏差系數來評價煙道內部流場的均勻性。速度偏差系數越小，表示速度分布越均勻[10-11]。速度偏差系數的具體計算公式為：

(1)

3 結果分析

3.1 原結構數值模擬結果

為確保引風機即使在BMCR工況下也不會出現帶負荷能力不足問題，進而也能保證鍋爐在其他工況下的安全穩(wěn)定運行，因此選用BMCR工況下的設計煙氣量作為邊界條件進行數值模擬。

原結構數值模擬結果見圖3。

圖3 原結構數值模擬結果

由圖3(a)可得：原結構中，引風機出口至脫硫塔入口的煙道內流線紊亂，多處形成渦流，主要集中在區(qū)域1～區(qū)域4。區(qū)域 1、區(qū)域2 處渦流是因為拐角處煙道結構設計不合理，煙氣沿豎直煙道爬升后經拐角進入水平煙道，導致拐角處氣流紊亂；區(qū)域 3 處渦流是因為兩側流體直接對沖匯流；區(qū)域4處渦流是因為煙氣在直角煙道轉彎時受到離心力的作用。渦流的存在導致引風機出口煙道流場分布不均勻，影響引風機的運行狀態(tài)，同時會增加煙道流動阻力。

由圖3(b)可得：煙氣匯流后截面軸向速度分布不均勻，中間存在大面積高速區(qū)，兩側上方形成低速渦流區(qū)，總體呈現“中間高，兩側低”的分布趨勢，截面速度偏差系數高達49.8%；煙氣匯流后速度較高且分布不均勻，會導致煙道振動加重和引風機工作效率下降，進而影響機組運行的安全性。由圖3(c)可得：脫硫塔入口截面兩側軸向速度分布不均勻，從B側到A側遞增，截面速度偏差系數為40%；脫硫塔入口截面速度分布不均勻會影響塔內煙氣速度的均勻分布，并且影響脫硫效率。

湍動能可以用來衡量煙道內部氣流的穩(wěn)定性。湍動能越大，說明氣流越不穩(wěn)定，能量損耗越大。由圖3(d)可得：原結構中，在煙氣匯流后截面的中間區(qū)域存在較大的湍動能，最大值達到40 m2/s2，是因為兩側流體對沖匯流形成了較大的渦流區(qū)域。由圖3(e)可得：原結構中，在脫硫塔入口B側上部近壁區(qū)域存在較大的湍動能，最大值達到25 m2/s2，脫硫塔入口氣流不穩(wěn)定。

3.2 優(yōu)化后結構數值模擬結果

針對原結構流場存在的問題，通過增設導流板、設置倒角等方式對原結構煙道進行優(yōu)化設計[12-15]。優(yōu)化后結構模型見圖4。

圖4 優(yōu)化后結構模型

具體優(yōu)化方案為：

(1)在2臺引風機出口水平煙道拐角處分別新增一組導流板(優(yōu)化導流板1)，以改善經拐角向豎直煙道爬升的氣流的均勻性。

(2)在兩側豎直煙道后的拐角處增加一組導流板(優(yōu)化導流板2)，以解決煙道拐角處氣流紊亂嚴重的問題。

(3)在水平煙道匯流處增設一組導流板(優(yōu)化導流板3)，并增加一塊隔板，以解決兩側氣流直接對沖匯流而引起的中間速度過高、兩側存在渦流的問題。

(4)在脫硫塔入口水平煙道漸擴段新增一組導流板(優(yōu)化導流板4)，以改善漸擴段煙氣充滿度不高的問題。

(5)在脫硫塔入口拐角處，將直角改為倒角，并增設一組導流板(優(yōu)化導流板5)，以改善脫硫塔入口煙氣的均勻性。

優(yōu)化后結構數值模擬結果見圖5。

圖5 優(yōu)化后結構數值模擬結果

對比圖3(a)和圖5(a)可得：優(yōu)化后，在引風機出口煙道內，煙氣明顯分布得更為均勻，拐角處設置的導流板消除了大范圍的渦流；兩側煙氣匯流時經導流板與隔板的作用，氣流流動相對更加平穩(wěn)，在煙道中的充滿度得到了提高。

對比圖3(b)和圖5(b)可得：優(yōu)化后，匯流后截面軸向速度分布變得均勻，中間的高速區(qū)與兩側的低速渦流區(qū)均已消失，截面速度偏差系數由49.8%降至14.9%，減輕了高速氣流對煙道的沖擊，有利于提高煙道流場均勻性，減輕煙道振動。對比圖3(c)和圖5(c)可得：優(yōu)化后，脫硫塔入口截面軸向速度分布變得更均勻，優(yōu)化后煙道兩側不存在明顯的速度梯度變化，截面速度偏差系數由40%減小到20%；優(yōu)化后截面底部依然存在小范圍的高速區(qū)，這是因為氣流進入脫硫塔前經過一段斜坡煙道；但是，截面軸向速度保持在12～14 m/s，進入脫硫塔的氣流變得均勻，有利于提高脫硫效率。

對比圖3(d)和圖5(d)可得：優(yōu)化后，匯流后截面湍動能顯著減小，在匯流處布置導流板與隔板可有效抑制氣流擾動，消除高湍動能區(qū)域，截面湍動能最大值由40 m2/s2減小到6.5 m2/s2。

對比圖3(e)和圖5(e)可得：優(yōu)化后，脫硫塔入口截面湍動能明顯減小，最大值由25 m2/s2減小到3 m2/s2，氣流流動更為穩(wěn)定。

3.3 優(yōu)化前后煙道阻力

引風機出口煙道的阻力對引風機運行狀態(tài)及機組運行經濟性均有一定影響。在BMCR工況下，對優(yōu)化前后引風機出口至脫硫塔入口的煙道阻力進行分析對比，結果見表2。

表2 優(yōu)化前后煙道阻力的對比

由表2可得：優(yōu)化后，煙道阻力有所下降，優(yōu)化后結構的煙道阻力較原結構下降255 Pa，優(yōu)化效果顯著。

4 試驗驗證

根據鍋爐冷態(tài)自模化原理，采用網格法，在冷態(tài)條件下對煙道內主要截面的煙氣速度進行測試，優(yōu)化后的測試結果見圖6。

圖6 優(yōu)化后的測試結果

數值模擬計算是在理想狀態(tài)下進行的，忽略煙道中支撐桿等對流場的影響，并且實際引風機出口煙氣速度分布不均勻，導致數值模擬結果與測試結果存在一定偏差。在不同的特征截面上，測試所得的速度分布與數值模擬的速度分布基本一致，可以認為數值模擬結果能夠準確反映引風機出口煙道流場的分布。

5 結語

(1)原結構引風機出口后煙道流場分布不均勻，拐角、匯流區(qū)域結構設計不合理容易形成渦流區(qū)域、高速區(qū)域，引起煙道振動，影響引風機運行狀態(tài)。

(2)通過在拐角、匯流區(qū)域布置導流板、設置倒角可有效改善引風機出口煙道流場分布，提高煙道內速度分布的均勻性，減小煙道流動阻力。優(yōu)化后結構的煙道整體阻力比原結構的煙道整體阻力降低255 Pa，降阻效果明顯。