1000MW燃煤機組引風機進出口煙道流場分析及優化研究

國能（連江）港電有限公司 韓 鵬 衛國慶 西安熱工研究院有限公司 趙 鵬 王小華

1 引言

燃煤機組尾部煙道由于場地受限、設備改造等原因，存在系統設計不完善、煙道結構不合理等問題，對煙氣的流動阻力和設備的運行狀態均有不利影響[1]。對于引風機進出口煙道，煙道內部煙氣流場失衡，造成氣流對沖、流動紊亂、偏流渦流等，引起流動阻力上升、引風機運行不穩，嚴重時會造成煙道和引風機振動、引風機失速及出力不足等問題[2-4]。

隨著CFD數值模擬技術的成熟，國內外諸多學者利用數值模擬計算進行了燃煤機組風煙道流場優化設計。馬海彥等[5]采用流體動力學計算軟件對某1060MW機組引風機至脫硫塔之間煙道的流場進行數值模擬及優化設計，解決了引風機振動問題并使煙道阻力大幅降低。任仰成等[6]針對某660MW機組引風機振動、異音問題，采用計算流體力學軟件對電除塵至引風機段煙道、引風機至脫硫段煙道進行模擬分析和優化設計，優化實施后，解決了引風機振動和異音問題。王羽[7]針對某660MW機組鍋爐節能減排改造后出現的低省磨損、引風機機殼及煙道振動問題，通過現場試驗和數值模擬進行了診斷及優化，取得了顯著效果。

某新建1000MW燃煤機組引風機進出口煙道采用非常規緊湊式布置，為避免煙道內部流場擾動引起風機或煙道振動，本文采用數值模擬進行了流場分析及導流板優化設計，以提高引風機進出口流場分布均勻性，減少各通道間煙氣相互沖撞、擠壓、干擾及局部渦流，從根源上消除因氣流擾動引起煙道及風機振動風險，降低煙道阻力，為同類機組引風機進出口流場優化設計提供重要參考。

2 研究對象及數值模擬方法

2.1 研究對象

1000MW等級機組單側引風機進口一般由三股煙道匯合，但不同電廠的匯合方式有所不同。本文研究的某新建1000MW燃煤機組引風機進出口煙道的三維建模如圖1所示。除塵器出口三股煙道分別從左側、中間、右側直接匯合到一個煙道后進入引風機，兩側引風機出口煙道經90°彎頭匯合后進入脫硫塔，目前尚未見到類似特殊布置的引風機進出口煙道流場相關研究。

圖1 引風機進出口煙道三維模型

2.2 數值模擬計算模型

數值模擬按電除塵出口至引風機進口和引風機出口至脫硫塔入口兩端分別進行，采用Navier-Stokes方程和Realizable k-ε湍流模型求解風道內的流場[8-9]。工作介質為不可壓縮理想氣體，采用速度入口、壓力出口和無滑移的壁面邊界條件。以機組鍋爐最大連續蒸發量煙氣參數設置邊界條件，電除塵出口煙氣流速為14.7m/s，引風機進口壓力為-6000Pa，煙溫為398K；引風機出口煙氣流速為35.7m/s，脫硫塔入口壓力為3500Pa，煙溫為398K。

3 現有煙道結構流場診斷

根據現有煙道結構模型和現場勘查分析，現有煙道具有以下特點：一是除塵器出口三股煙道匯合處無導流板，此種結構煙道在匯合區域煙氣將相互沖撞，造成擾動；二是兩側引風機出口彎頭處均已布置合適數量的導流板，但是導流板為光板，無加強筋，長期運行后導流板可能出現變形、撕裂；三是引風機出口緊接方圓節、關斷門和90°彎頭，未布置足夠的直管段過渡，該種布置對風機內部流場會產生明顯的負面影響。

現有煙道結構下引風機進口段煙氣流場俯視、前視和側視方向分布圖如圖2所示，由計算結果俯視圖可以發現，在電除塵出口三合一處三股氣流匯合到一起，相互沖撞、擠壓，局部形成渦流，使煙氣流動阻力顯著增大，且渦流的存在可能造成煙道結構的低頻振動；在前視圖里，煙氣匯合后集中在中間區域，兩側煙氣量少，在側視圖里，煙氣集中在中后區域，在寬度和深度方向均存在煙氣分布不均的問題，使實際通流面積遠小于煙道截面積，煙氣在流經該區域的過程中速度重新分布引起的加速、減速或回流以及介質煙氣質點間劇烈碰撞的動量交換等引起能量損失，增加流動的不穩定性，可能影響引風機的正常運行。該段煙道阻力為258Pa，引風機進口處速度相對標準偏差為7.4%。

圖2 引風機進口段煙道流場分布

引風機出口段煙氣流場分布圖如圖3所示，在引風機出口關斷門及90°彎頭附近流場較為紊亂，主要原因是關斷門和彎頭距離風機本體較近，氣流經風機做功后具有周向的切向速度，經關斷門擾動產生氣流紊亂區，且彎頭處容易發生邊界層分離。由于在90°彎頭處已經設計有導流板，兩股煙氣匯合處只有少量煙氣沖撞。該段煙道阻力為97Pa，脫硫塔入口處速度相對標準偏差為22.7%。

圖3 引風機出口段煙道流場分布

根據上文數值模擬計算結果分析，發現現有煙道內部流場存在以下問題：

一是風機入口段三合一空腔處無導流板，三股煙氣互相沖撞擠壓，導致流場十分紊亂，局部形成渦流，可能造成煙道結構的低頻振動以及流動過程中出現異音。

二是風機出口煙道及關斷門布置不合理。關斷門和90°彎頭距離風機出口很近，一方面經過風機做功后具有周向切向速度的氣流會對關斷門產生劇烈的沖擊，使得關斷門本身產生故障；另一方面，氣流沖擊關斷門后發生邊界層分離，產生氣流紊亂區，對風機出口附近流場產生較大的負面影響，嚴重時可引起風機本體振動。

三是現有風機出口第一個90°彎頭位置導流板設計較大，并且導流板無加強筋，受到風機出口氣流的沖擊力后，可能出現導流板松動、撕裂，造成流場紊亂。

4 引風機進出口煙道流場優化

4.1 優化方案

為了改善現有煙道內部流場分布均勻性并降低煙道阻力，根據引風機進出口煙道現有結構數值模擬計算結果設計了優化方案，如圖4所示。在引風機進口三合一匯合處，設計了三組導流板，每組導流板分別起到導流對應支煙道煙氣作用，避免三股煙氣互相沖撞、擠壓。在引風機出口，將關斷門處煙道以及彎頭處導流板進行加固，在出口煙道匯合段增加隔流板，以防止關斷門處煙道振動、導流板撕裂，并避免兩股煙氣互相干擾。

圖4 引風機進出口煙道優化方案

4.2 優化后流場分布

引風機進口煙道優化后煙氣流場分布如圖5所示，該方案可以達到三股氣流相對獨立流動的效果，整段煙道流場在前視和俯視方向上分布均勻性大幅改善，煙氣流動平順，煙氣充滿度良好，不再沖撞擠壓。優化后煙道阻力為125Pa，引風機進口處速度相對標準偏差為2.9%，具有明顯的降阻和均流效果。

圖5 引風機進口煙道優化設計后流場分布

引風機出口煙道優化后煙氣流場分布如圖6所示，引風機出口煙道整體流場沒有明顯變化，與原始流場大體相似，但是增加中間隔流板后可以避免兩股煙氣沖撞，減小由于煙氣沖撞引起振動的風險。針對關斷門處的煙道和彎頭處導流板的加固，在流場分布上無法體現，但是在長期運行后，關斷門或導流板松動引起的振動將得以避免，防患于未然。由于該段煙道在彎頭處目前已經布置了導流板，煙道阻力較低，優化設計主要為增加中隔板以及加固導流板和煙道，降阻效果有限，優化后阻力為94Pa。

圖6 引風機出口煙道優化設計后流場分布

5 改造前后試驗結果

為驗證優化效果，在改造前后進行了摸底測試和性能試驗，測試內容包括：電除塵出口至引風機進口段煙道阻力、引風機進口煙氣流速分布、脫硫塔入口煙氣流速分布。

改造前摸底測試結果表明引風機進口流速分布偏差較大，A側流速范圍為21.7～33.9m/s，速度相對標準偏差為11.6%，B側流速范圍為22.3～36.0m/s，速度相對標準偏差為10.1%，流速分布呈現從前墻往后墻逐漸升高的趨勢。電除塵出口A/B側靜壓平均值分別為-3.21kPa/-3.25kPa，引風機進口A/B側靜壓平均值分別為-3.51kPa/-3.52kPa，電除塵出口至引風機進口阻力平均值為283Pa。脫硫塔入口流速分布范圍為6.4～20.3m/s，呈現上部高于下部，中間高于兩側的規律，速度相對標準偏差為24.2%。

優化改造后，引風機進口A側流速范圍為25.5～33.5m/s，速度相對標準偏差為6.0%，B側流速范圍為27.6～36.2m/s，速度相對標準偏差為5.7%，流速分布均勻性與改造前相比大幅改善，電除塵出口至引風機進口阻力平均值為146Pa，與改造前相比降低了137Pa。脫硫塔入口流速分布范圍為7.3～21.0m/s，速度相對標準偏差為20.0%。通過對引風機進出口煙道流場分析和優化研究，達到了提高引風機進出口流場分布均勻性，減小流動阻力的目的，改造后引風機長期安全運行，未出現振動問題。

6 結論

本文以某新建百萬燃煤機組為研究對象，采用CFD數值模擬對一種非常規緊湊式布置引風機進出口煙道進行了流場分析和優化設計，結論如下：

一是現有煙道結構下，引風機進口三合一匯合處三股煙氣互相沖撞、擠壓造成的局部渦流；引風機出口煙道關斷門處流場紊亂，現有導流板剛性差，并在兩側煙道匯合處存在部分氣流沖撞。

二是針對現有煙道流場問題，提出了優化設計方案，在引風機進口三合一匯合處，設計了三組導流板，每組導流板分別起到導流對應支煙道煙氣作用，避免三股煙氣互相沖撞、擠壓；在引風機出口，將關斷門處煙道以及彎頭處導流板進行加固，在出口煙道匯合段增加隔流板，以防止關斷門處煙道振動、導流板撕裂，并避免兩股煙氣互相干擾。

三是優化方案實施后，引風機進口A/B側煙氣速度相對標準偏差分別為6.0%/5.7%，脫硫塔入口煙氣速度相對標準偏差為20.0%，流場分布均勻性與改造前相比大幅改善。引風機進口煙道阻力降低了137Pa，引風機長期安全運行，未出現振動問題。