陳 茁 鐘文琪 陳 曦 趙東曉 孫玉芬

(1東南大學能源熱轉(zhuǎn)換及其過程測控教育部重點實驗室, 南京 210096)(2中國石化揚子石油化工有限公司熱電廠, 南京 210048)

部分裝備有多臺機組的燃煤電站會將多臺鍋爐的尾部煙氣通過煙道母管匯集后通入脫硫塔,并在每一臺鍋爐出口和脫硫塔入口配置引風機和增壓風機,以保證煙氣的正常流通.在這種情況下,增壓風機異常跳停引起的壓力波動將通過母管煙道蔓延至所有連入的鍋爐與脫硫塔,從而導致爐膛壓力冒正、在運機組非停、脫硫塔內(nèi)部構(gòu)件與煙道膨脹節(jié)的沖擊損壞等一系列嚴重后果[1-3].

國內(nèi)外學者采用多種方法對鍋爐及煙道壓力波動進行了大量研究.Wu等[4]采用集總參數(shù)法對熄火后的爐膛壓力進行了計算,研究表明,采用延時斷煤、在緊急斷煤時盡快關(guān)小引風機導葉的方法能夠減緩由熄火所導致的爐膛壓力迅速下降.Eric等[5]開發(fā)了一種基于高速采集系統(tǒng)的試驗方法,通過對蒸汽鍋爐焰-氣通道上的壓力信號進行時域和頻域分析,確定了影響鍋爐壓力波動的原因.趙軍[6]研究發(fā)現(xiàn),當增壓風機入口壓力呈負壓時,煙氣壓縮效應較輕,爐膛負壓擾動較小.吳獻鋒等[7]對某發(fā)電廠鍋爐主燃料跳閘(MFT)事件進行了深入分析,結(jié)果顯示,較大的煙道系統(tǒng)阻力會造成引風機進入失速區(qū),導致爐膛壓力急劇升高.趙振宙等[8]通過模擬試驗的手段研究了脫硫系統(tǒng)對鍋爐內(nèi)爆的影響,結(jié)果表明,由于增設(shè)脫硫裝置而高壓引風,熄火后系統(tǒng)內(nèi)各點產(chǎn)生的負壓值都有所增大,鍋爐內(nèi)爆幾率提高.但是現(xiàn)有的研究多集中于一爐一塔串聯(lián)式的煙道系統(tǒng),且通常集中于某一特定部位或某一特定因素的局部分析[9-13].而對于多爐多塔式的母管制煙道系統(tǒng),針對生產(chǎn)實際中常見的增壓風機跳停對煙道和鍋爐壓力波動的影響研究較少,導致母管制煙道系統(tǒng)的關(guān)鍵參數(shù)設(shè)置與運行方案優(yōu)化主要依賴經(jīng)驗,缺乏理論指導,無法兼顧系統(tǒng)的經(jīng)濟性和穩(wěn)定性.因此,建立母管制煙道系統(tǒng)的數(shù)理模型,構(gòu)建實時仿真系統(tǒng),實現(xiàn)增壓風機跳停情況下系統(tǒng)壓力波動的準確預測和快速調(diào)節(jié),是實現(xiàn)煙道系統(tǒng)安全穩(wěn)定運行的重要措施.

本文針對某熱電廠連接9爐7塔的母管制煙道系統(tǒng),首先構(gòu)建了煙道本體、引/增壓風機、脫硫塔和除塵器等關(guān)鍵設(shè)備的數(shù)理模型,提出了設(shè)備模型間數(shù)據(jù)傳遞與耦合計算方法,實現(xiàn)了母管制煙道全系統(tǒng)的數(shù)學建模,通過數(shù)值試驗探究了增壓風機排出煙氣量、鍋爐排入煙氣量及增壓風機跳停對母管壓力波動及流量分配的影響規(guī)律.在此基礎(chǔ)上,采用CFD數(shù)值模擬與集總參數(shù)建模相結(jié)合的方法,獲得了局部非標煙道及脫硫塔的流量-阻力特性.最后,基于MATLAB構(gòu)建了電廠多爐多塔式母管制煙道運行指導系統(tǒng),并將運行指導系統(tǒng)給出的預測數(shù)據(jù)與現(xiàn)場試驗數(shù)據(jù)進行對比校正,在保證系統(tǒng)準確性的基礎(chǔ)上大幅減少計算時長,從而為現(xiàn)場運行人員對異常工況的準確預測和實時調(diào)節(jié)提供有效指導.

1 研究對象

本文以某360 MW熱電廠的母管制煙道系統(tǒng)為研究對象.如圖1所示,此熱電廠共運行9臺鍋爐,其中1#～8#爐額定蒸發(fā)量為220 t/h,9#號鍋爐額定蒸發(fā)量為410 t/h,同時配套7座脫硫塔控制SO2氣體的排放,其中1#、2#、5#、6#和7#脫硫塔滿負荷運行煙氣量為75×104m3/h,3#和4#脫硫塔滿負荷運行煙氣量為50×104m3/h(本文所出現(xiàn)的煙氣量均為標準工況下的換算值).鍋爐和脫硫塔之間通過煙道大母管(全長287 m,最大水力直徑為4.9 m)相互連接,并在每一臺鍋爐出口和脫硫塔入口配置引風機和增壓風機(編號與其所對應的鍋爐及脫硫塔相一致),以保證煙氣的正常流通.如圖1所示,

圖1 某熱電廠9爐7塔母管制煙道系統(tǒng)圖

在煙道上布置6處煙氣在線監(jiān)測系統(tǒng)(CEMS)取樣測點,對煙道壓力狀況進行實時監(jiān)測.

2 三維數(shù)理模型的構(gòu)建

2.1 母管制煙道模型

針對煙氣在母管制煙道中的流動狀態(tài),本文采用k-ε湍流模型進行模擬計算,控制方程見文獻[14].根據(jù)現(xiàn)場調(diào)研結(jié)果對煙道本體建立1∶1物理模型,如圖2所示.采用全尺寸的六面體結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分,并將影響流場的關(guān)鍵部位進行局部網(wǎng)格加密,分別對不同網(wǎng)格數(shù)(3.1×105、4.4×105、6.6×105)的煙道系統(tǒng)模型進行敏感性分析,綜合考慮計算精度和計算效率,最終選取網(wǎng)格數(shù)為4.4×105的物理模型進行求解計算,相關(guān)建模結(jié)果如圖3所示.

圖2 母管制煙道幾何結(jié)構(gòu)圖

圖3 母管制煙道三維網(wǎng)格劃分

2.2 風機模型

增壓風機的異常跳停是造成母管制煙道系統(tǒng)壓力波動的主要因素,更是本文數(shù)值模擬的關(guān)鍵.考慮到風機內(nèi)部流場不是本文的研究重點,無需對此復雜系統(tǒng)結(jié)構(gòu)進行詳盡處理.因此,采用集總參數(shù)法對風機的性能特性進行模擬,即假設(shè)風機內(nèi)部的壓力、溫度及速度等參數(shù)變化值與其結(jié)構(gòu)無關(guān),通過風扇數(shù)學模型將風機的壓力特性集中體現(xiàn)在計算模型的一個薄面上[15],加入至流體的動量方程中進行耦合計算,模型表達式為

(1)

式中,p為風機全壓,Pa；ak為k次項系數(shù)；vf為氣體流經(jīng)風機的速率,m/s.將風機額定轉(zhuǎn)速下的特性曲線以拋物線形式進行擬合,見表1.通過離心風機相似定律可得出變轉(zhuǎn)速下的風機特性方程為

(2)

式中,p0為風機額定轉(zhuǎn)速下的零流量壓頭,Pa；n和ns分別為風機的實際轉(zhuǎn)速和額定轉(zhuǎn)速,r/min；as、ks為額定轉(zhuǎn)速下特性方程的對應系數(shù),因而不同轉(zhuǎn)速下的風扇模型系數(shù)ak可通過式(2)獲得.

表1 各風機額定轉(zhuǎn)速下特性曲線方程

2.3 脫硫塔模型

增壓風機的轉(zhuǎn)速變化會導致母管煙道中的煙氣重新分配,而脫硫塔作為煙氣出口,其變負荷下的阻力特性將直接影響煙道內(nèi)部的壓力狀態(tài).但7座脫硫塔規(guī)格龐大且構(gòu)造復雜,直接將其和煙道系統(tǒng)進行一體化模擬會使求解變得困難.考慮到脫硫塔對煙道系統(tǒng)壓力的影響主要體現(xiàn)在塔內(nèi)的阻力損失,其內(nèi)部流場的分布對煙道系統(tǒng)壓力不造成直接影響,參考文獻[16],本文通過多孔介質(zhì)模型將脫硫塔進行合理簡化,以描述其內(nèi)部的阻力特性.

多孔介質(zhì)模型通過在動量方程中增加源項來模擬多孔性材料對流體的流動阻力,針對各向同性的多孔介質(zhì),源項的表達式可簡化為

(3)

式中,Si為i方向的動量源項；α為滲透率；C2為慣性阻力系數(shù)；μ為流體動力黏度,Pa·S；ρ為流體密度,kg/m3；v和vi分別為流體速度和i方向流體速度,m/s.在多孔介質(zhì)模型中,動量損失造成壓力梯度變化,壓降與流體速度存在對應的比例關(guān)系.將現(xiàn)場測得的脫硫塔阻力數(shù)據(jù)進行多項式擬合,得出不同煙氣量下的脫硫塔阻力特性曲線(見圖4),從而對多孔介質(zhì)模型的各阻力系數(shù)進行定義.

圖4 脫硫塔阻力特性曲線

2.4 模型參數(shù)與模型驗證

根據(jù)現(xiàn)場運行情況構(gòu)建母管制煙道全系統(tǒng)模型,煙氣入口均采用速度入口邊界條件,脫硫塔出口采用壓力出口邊界條件,除塵器簡化為多孔介質(zhì),煙氣密度設(shè)置為0.86 kg/m3,1#～8#爐煙氣入口面積為7.29 m2,9#爐煙氣入口面積為19.25 m2,各煙氣出口面積為16 m2.為驗證數(shù)值模擬的正確性,取8組相同工況條件下的CFD壓力測點數(shù)據(jù)和電廠實際壓力測點數(shù)據(jù)進行對比.結(jié)果表明,各工況下CEMS測點壓力的平均絕對誤差均在50 Pa以內(nèi)(標準差小于30 Pa),從而確保了數(shù)值試驗的可靠性,對比結(jié)果如圖5所示.

圖5 CEMS測點壓力數(shù)值試驗與現(xiàn)場數(shù)據(jù)對比圖

3 數(shù)值模擬結(jié)果與分析

3.1 典型工況模擬結(jié)果

本文以該熱電廠在8爐4塔模式下的最常見工況作為初始正常工況,并假設(shè)4#增壓風機意外跳停為故障工況,分別研究正常情況下的母管壓力分布特性以及故障狀態(tài)下母管內(nèi)流量轉(zhuǎn)移與壓力波動特性.初始工況下,在運脫硫塔前的2#、4#、5#和6#增壓風機轉(zhuǎn)速分別為500、400、340和340 r/min,鍋爐側(cè)各設(shè)備運行參數(shù)如表2所示.

表2 典型工況下鍋爐側(cè)設(shè)備運行參數(shù)

由圖6(a)可以看出,在3#鍋爐停運、4#脫硫塔運行工況下,為避免未經(jīng)處理的煙氣外泄及降低因增壓風機跳停所導致的運行風險,煙道母管壓力維持在-600～-100 Pa左右,各脫硫塔阻力損失小于1 kPa,除塵器阻力損失小于1.5 kPa,空預器出口壓力在-2 kPa左右.如圖6(b)所示,4#增壓風機因故跳停會導致煙道母管壓力及各空預器出口壓力急劇上升,同時4#脫硫塔煙氣量減少,轉(zhuǎn)移至其余在運脫硫塔.由圖6(c)和(d)可以看出,隨著5#增壓風機轉(zhuǎn)速的提升,4#脫硫塔所處理煙氣被完全轉(zhuǎn)移,煙道母管及各空預器出口壓力下降,逐漸恢復至安全運行指標.

3.2 增壓風機跳停對母管制煙道壓力分布的影響

圖7給出了不同增壓風機因故跳停時各工況參

(a) 4#脫硫塔穩(wěn)定運行工況

(d) 提升5#增壓風機轉(zhuǎn)速至460 r/min

數(shù)隨風機轉(zhuǎn)速變化的比較結(jié)果.可以看出,當增壓風機轉(zhuǎn)速線性降低時,母管制煙道各處CEMS測點及空預器出口壓力逐漸升高,但上升速率逐漸減緩.這是由于當轉(zhuǎn)速n逐漸趨近于零時,根據(jù)風機相似性定律p=p0(n/ns)2可知,增壓風機所提供的全壓隨轉(zhuǎn)速的降低逐漸減小,且下降速率呈減緩趨勢.

由圖7(a)和(c)可以看出,當處于母管兩端的增壓風機(4#和2#增壓風機)因故跳停時,會對其相近的壓力測點(測點3、4和測點1、2)及空預器(1#、2#爐和8#、9#爐)出口壓力造成更劇烈的影響.出現(xiàn)這樣的原因是：處于母管兩端的增壓風機轉(zhuǎn)速下降時,因其工作點下移,相應支管段脫硫塔煙氣轉(zhuǎn)移至其余在運脫硫塔(見圖8),煙氣的沿程阻力損失及局部阻力損失增大,跳停支管脫硫塔煙氣難以轉(zhuǎn)移,使得對應管段壓力提升更為劇烈,并隨壓力傳遞作用于臨近空預器出口.而處于母管中心的5#增壓風機因故跳停時,煙氣可向母管兩側(cè)分配,更易轉(zhuǎn)移至其余在運脫硫塔,對各壓力測點及空預器出口壓力的影響較為一致,如圖7(b)所示.

(a) 4#增壓風機跳停

(b) 5#增壓風機跳停

(c) 2#增壓風機跳停

(a) 4#脫硫塔穩(wěn)定運行

(b) 4#增壓風機跳停

圖9為4#增壓風機跳停后,煙道系統(tǒng)各工況參數(shù)隨不同增壓風機轉(zhuǎn)速提升的變化曲線.可以看出,煙道系統(tǒng)的壓力調(diào)整過程分為跳停支管脫硫塔的煙氣轉(zhuǎn)移階段(階段Ⅰ)和煙氣完全轉(zhuǎn)移后的壓力下降階段(階段Ⅱ).相較于階段Ⅱ,在階段Ⅰ的調(diào)節(jié)過程中,增壓風機轉(zhuǎn)速的提升對煙道系統(tǒng)的壓力影響較小.這是由于當處于階段Ⅰ時,隨著增壓風機的轉(zhuǎn)速提升,其對應管段脫硫塔的煙氣增量多來源于跳停支管段的煙氣轉(zhuǎn)移,而在階段Ⅱ時則完全來源于其余在運的高負荷脫硫塔.由圖4可知,脫硫塔處于高負荷狀態(tài)運行時,相同煙氣量減少,其阻力損失差值遠大于低負荷狀態(tài).

(a) 僅提升2#增壓風機轉(zhuǎn)速

(b) 僅提升5#增壓風機轉(zhuǎn)速

(c) 同時提升5#、6#增壓風機轉(zhuǎn)速

對比圖9(a)和(b)可知,某增壓風機跳停工況下,相較于提升2#增壓風機轉(zhuǎn)速,采用就近原則(優(yōu)先提升5#增壓風機轉(zhuǎn)速)進行壓力調(diào)節(jié),母管內(nèi)的煙氣更易轉(zhuǎn)移,為維持母管壓力恢復至安全運行指標所需提升的增壓風機轉(zhuǎn)速更低,風機功率降低,應急響應時間和運行成本相應減少.通過圖9(b)和(c)對比可知,某增壓風機跳停工況下,相較于提升單一塔的煙氣負荷,多塔協(xié)同調(diào)節(jié)能夠在壓力恢復至安全指標時避免脫硫塔超負荷運行,從而有效提升脫硫效率[17],避免塔內(nèi)部構(gòu)件因氣速過快造成的損失.

3.3 鍋爐負荷變化對母管制煙道壓力分布的影響

圖10和圖11給出了母管制煙道系統(tǒng)各工況參數(shù)隨不同鍋爐負荷變化.可以看出,隨著鍋爐負荷的減少,各空預器出口壓力及CEMS測點壓力均有顯著降低.這是因為隨著鍋爐負荷降低,排入煙氣量相應減少,各脫硫塔的阻力損失降低,從而導致煙道系統(tǒng)壓力下降.此外,由圖10可以看出,當某一鍋爐負荷逐漸降低時,其所對應的空預器出口壓力下降最為劇烈.這是因為隨著入口煙氣流量的減少,煙道及除塵器阻力減小,且引風機的工作點上移,全壓增大,使得對應空預器出口壓力大幅降低,若此時未及時關(guān)閉引風機導葉,則會有鍋爐內(nèi)爆的風險[18].圖11對鍋爐等負荷變化區(qū)間下的CEMS測點壓力下降值進行了分析,可以看出,由于鍋爐排入煙氣量直接影響了相鄰管道的阻力損失,因此在鍋爐的降負荷過程中,其相近煙道的壓力變化較其他管段更為顯著.

4 運行指導系統(tǒng)的構(gòu)建與驗證

雖然前文所構(gòu)建的CFD數(shù)值模型能夠直觀地體現(xiàn)不同工況下母管制煙道系統(tǒng)的壓力波動和流

(a) 1#爐負荷下降

(c) 8#爐負荷下降

(a) 1#爐負荷下降

(b) 5#爐負荷下降

(c) 8#爐負荷下降

量分配,但是計算耗時較長,無法滿足現(xiàn)場對于母管壓力分布實時預測監(jiān)控以及指導跳停故障快速處置的需求.本文基于數(shù)值模擬結(jié)果,獲取了局部非標準管道的流量-阻力特性,利用MATLAB構(gòu)建了在線運行指導系統(tǒng)[19-22],以數(shù)值試驗規(guī)律作為理論指導,實現(xiàn)了現(xiàn)場操作人員對異常工況的準確預測和快速調(diào)節(jié).

4.1 子模塊的構(gòu)建

4.1.1 煙道模塊

在簡化模型中,煙氣在煙道中處于單相流動且僅研究其動量損失,因此可以忽略煙道的幾何尺寸,使用流阻模塊對各管段進行構(gòu)建,其方程表達式為

(4)

式中,pd為流阻模塊兩端的壓力差,Pa；ξ為模塊的阻力損失系數(shù)；m為流體通過模塊的質(zhì)量流量,kg/s；A為流動面積,m2.

對于阻力系數(shù)ξ的取值,由于該電廠煙道的水力直徑多大于4.5 m,而現(xiàn)有的工業(yè)標準和技術(shù)手冊少有關(guān)于大尺寸煙道沿程阻力系數(shù)的描述,且存在著很多復雜的非標準管段,難以通過公式求得其流阻特性.因此本文對現(xiàn)場有試驗條件的管道,采用五點取樣法進行壓降損失的測量,其余管道則采用前文所構(gòu)建的CFD數(shù)值模型仿真測得[23],部分管道數(shù)值模擬結(jié)果如圖12所示.

(a) 3#,4#鍋爐出口管道

(b) 3#,4#鍋爐出口管道各

(c) 9#鍋爐出口管道

(d) 9#鍋爐出口管道各

4.1.2 引風機和除塵器模塊

由于引風機和除塵器僅對爐側(cè)空預器出口壓力造成影響,并不影響煙道母管的壓力特性和流量分配,因此將其簡化成數(shù)學方程的形式進行構(gòu)建[24].以1#鍋爐出口為例(見圖13),n1為1#引風機的輸入轉(zhuǎn)速,r/min；G1為1#鍋爐的輸入蒸發(fā)量,t/h；pY1為1#引風機的出口壓力,Pa；b為除塵器與引風機間的速度比例系數(shù).變轉(zhuǎn)速下的風機各項系數(shù)通過式(2)求解計算,開關(guān)模塊可避免入口風量過高時出現(xiàn)引風機全壓為負的情況(即當全壓p<0時,取p=0),除塵器阻力系數(shù)根據(jù)現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)擬合得到.通過上述模塊的構(gòu)建可分別對引風機全壓和除塵器阻力進行求解,最終實現(xiàn)空預器出口壓力的輸出.

圖13 引風機和除塵器模塊

4.1.3 增壓風機和脫硫塔模塊

增壓風機的性能指標和脫硫塔的阻力特性直接影響了母管制煙道的流量分配和壓力特性,本文采用Simscape庫中的風機模塊和流阻模塊開展運行指導系統(tǒng)的構(gòu)建(見圖14).A、B分別為各模塊的進、出端口；C和R分別為風機的旋轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)子端口和機箱端口；物理信號通過端口S與理想角速度源相連接,以對增壓風機的輸入轉(zhuǎn)速進行動態(tài)調(diào)節(jié)；端口P和M通過傳感器分別輸出壓力差和質(zhì)量流量,從而實現(xiàn)脫硫塔阻力損失及煙氣負荷的實時監(jiān)測.脫硫塔模塊的阻力損失系數(shù)通過式(3)計算得出,同時采用樣條插值法擬合風機全壓-流量曲線,并在模塊中設(shè)置查表類型函數(shù)以對各增壓風機的性能指標進行定義.

圖14 增壓風機和脫硫塔模塊

4.2 全系統(tǒng)的構(gòu)建

針對某熱電廠9爐7塔的母管制煙道,構(gòu)建如圖15所示的運行指導系統(tǒng).為保證界面整潔性,將前文所構(gòu)建的子模塊進行封裝后再連接,圖中G1～G9分別為1#～9#鍋爐的蒸發(fā)量,t/h；p1～p9分別為1#～9#鍋爐的空預器出口壓力.在此基礎(chǔ)上,調(diào)用MATLAB中的App Designer模塊對所構(gòu)建的運行指導系統(tǒng)建立直觀的用戶界面,實現(xiàn)了運行參數(shù)的可視化輸入與輸出.

4.3 運行指導系統(tǒng)的可靠性驗證

為驗證運行指導系統(tǒng)的正確性,以現(xiàn)場2#脫硫塔的負荷轉(zhuǎn)移試驗為基礎(chǔ),將運行指導系統(tǒng)根據(jù)試驗工況參數(shù)計算出的壓力波動預測數(shù)據(jù)與實測數(shù)據(jù)進行對比,如圖16所示.通過比較可知,在2#脫硫塔的整個負荷轉(zhuǎn)移過程中,母管煙道各測點壓力均與現(xiàn)場實測值吻合程度較高,從而證明了運行指導系統(tǒng)的合理性和正確性.將運行指導系統(tǒng)獲得的輸出參數(shù)與CFD模型的輸出參數(shù)進行對比,結(jié)果如表3所示.可以看出,在不同的計算工況下,所構(gòu)建的運行指導系統(tǒng)各輸出參數(shù)與CFD模型間的平均相對誤差小于7.8%,且計算時間大幅縮短(減少至小于4.6 s),能夠滿足現(xiàn)場對母管壓力分布和流量分配準確預測的需求.

圖15 母管制煙道全系統(tǒng)模型

表3 運行指導系統(tǒng)和CFD模型輸出參數(shù)對比

在上述試驗基礎(chǔ)上,以該電廠典型工況(8爐4塔運行,5#爐停運)為對象,結(jié)合數(shù)值試驗研究規(guī)律,遵循就近原則和多塔協(xié)同調(diào)控原則,采用運行指導系統(tǒng)對2#增壓風機跳停工況試運行3種應急預案,并進行比較驗證.其中,預案1僅提升5#、6#增壓風機轉(zhuǎn)速；預案2同時提升4#、5#、6#增壓風機轉(zhuǎn)速；預案3降低9#鍋爐負荷至60%,同時提升4#、5#、6#增壓風機轉(zhuǎn)速.系統(tǒng)給出的預測結(jié)果如圖17所示.可以看出,在不改變鍋爐負荷的條件下,應急預案1無法將2#塔的煙氣完全轉(zhuǎn)移,且調(diào)節(jié)過程中5#、6#脫硫塔具有超負荷運行風險,應急預

(a) 2#增壓風機轉(zhuǎn)速隨時間變化曲線

(b) 部分CEMS測點壓力隨時間變化曲線

(c) 不同工況下的脫硫塔煙氣量

案2的煙道壓力在調(diào)節(jié)前后有較大波動,且5#塔段煙道壓力達-900 Pa(安全控制指標為-700～20 Pa),煙道坍塌風險提升；在應急預案3的調(diào)節(jié)下,煙道系統(tǒng)各工況參數(shù)均處于安全控制指標范圍內(nèi).由此可知,采用運行指導系統(tǒng)對不同應急預案進行對比分析,能夠在保證煙道系統(tǒng)安全穩(wěn)定運行的前提下,最大程度地減少經(jīng)濟效益的損失,從而對現(xiàn)場操作人員的實際運行提供有效指導.

5 結(jié)論

1) 隨著增壓風機轉(zhuǎn)速的線性降低,煙道系統(tǒng)壓力逐漸提升,上升速率逐漸減緩.處于母管兩端的增壓風機跳停會導致其相近管段及空預器出口壓力提升更為劇烈；當某增壓風機因故跳停時,優(yōu)先提升臨近增壓風機轉(zhuǎn)速能夠更大程度降低煙道系統(tǒng)的壓力.

2) 隨著鍋爐排入煙氣量的減少,母管煙道及空預器出口壓力逐漸下降,且對其相近管段及空預器出口壓力影響最為顯著.

3) 基于數(shù)值模擬結(jié)果,獲取了局部非標準管道的流量-阻力特性,結(jié)合系統(tǒng)各環(huán)節(jié)機理分析,采用MATLAB構(gòu)建了在線運行指導系統(tǒng),仿真結(jié)果與CFD模型間平均相對誤差小于7.8%,計算時長降低至小于4.6 s,滿足現(xiàn)場運行人員準確預測煙道壓力波動和實時調(diào)控煙氣流量分配的需求.

4) 本文所提出模型構(gòu)建方法不僅可適用于其他多鍋爐共用脫硫塔的燃煤電站中,實時指導變工況下的煙氣流量分配,也可對某些系統(tǒng)復雜、關(guān)鍵設(shè)備繁多的電站鍋爐一體化建模及運行優(yōu)化提供借鑒.但由于對風機、脫硫塔等結(jié)構(gòu)未進行詳細建模,導致與實際情況仍有一定差距,在今后的研究中可以采用更準確的模型來模擬此類復雜問題.