循環流化床鍋爐煙、風道振動分析與治理

中科（廣東）煉化有限公司 蔡小平 尹建明 中國石油化工股份有限公司化工事業部 高建新

1 引言

某大型煉化企業熱電裝置配備4臺450t/h高溫超高壓循環流化床鍋爐，以滿足全廠煉油及化工裝置用熱需求及發電用蒸汽，設計年發電量19億kWh，供熱710萬噸蒸汽。該CFB爐為π型、單汽包自然循環鍋爐，額定壓力12.5MPa、溫度540℃，鍋爐本體主要結構如圖1所示。

圖1 鍋爐三維效果圖

在試運過程中，一、二次風機出口風道出現劇烈振動，最大達到61.5mm/s，測點位置如圖2所示，實測數據見表1。風機出口非金屬膨脹節先后撕裂多次，外護板多處開裂，風擋板執行器損壞4次。爐膛出口風壓從-500Pa～+300Pa波動，引風機電流擺動達10A，水冷風室積渣嚴重。

圖2 風機振動測點位置圖

表1 風道實測振幅數據表（mm/s）

在帶負荷過程中，前煙井煙道振動明顯，并發出低沉轟鳴聲。隨著鍋爐負荷增加，煙道振動越發劇烈，振幅達220μm，轟鳴達93.4dB（A），并帶動尾部煙道包覆墻面、剛性梁及操作平臺大幅晃動。在現場35米標高處設置4個固定監測點，具體振幅及噪音情況見表2。

表2 豎井煙道監測點振幅（μm）、噪音值﹝dB（A）﹞

鍋爐煙、風道振動會造成焊口撕裂、保溫層脫落等情況，當煙、風道壁面及內部支撐結構在長時間振動作用下，局部撕裂損壞后，其強度、剛度進一步降低，振幅將成倍增加[1]；同時，其他運行設備（如風機）受振動影響也會損壞，甚至內部管束間發生碰撞磨損，直至減薄泄漏，威脅鍋爐運行安全。現場低沉的轟鳴噪音，危害員工身心健康[2]。

2 原因分析

鍋爐煙、風道振動是一個典型問題，輕則誘發劇烈振動，重則導致局部焊口開裂或煙、風道泄漏，甚至會發生懸吊管、省煤器等受熱面泄漏被迫停爐。一般是多方面共同作用的結果，如系統結構設計不合理、機械干擾、流體不穩定性、安裝施工不到位、運行參數變化等，但主要原因有兩個，一是由煙、風道內部結構所引起流體流動變化誘發的振動，二是煙、風道系統本身剛度不夠所造成的[3]。

2.1 流體流動變化誘發振動

根據流體流量、壓力、速度等參數，可將流動分為穩定流動和不穩定流動。鍋爐尾部煙道或風道內的流動一般視為穩定流動，按照穩定流動的特性和數學模型來分析。根據參照物對象又將穩定流動分為外部流動和內部流動。

2.1.1 外部流動

指流體流經物體（如樓房、橋墩等）外部表面時產生的變化。其引發振動的主要原因有卡門渦流（即卡門渦街）、彈性激振以及共振等。

卡門渦流。卡門渦流是自然界中的一個普遍現象，在一定條件下流體流經某些物體（例如圓柱體）時，物體側后部會在順時針和逆時針兩個方向周期性地產生和脫落，形成一個旋轉方向相反、排列規則的雙列漩渦，從而形成所謂渦流。

對于大截面煙、風道內的管束均會形成卡門渦流，交替出現的旋渦使管束后兩側壓力場出現周期性脈動，形成一個與氣體流動方向垂直的橫向交變靜推力，從而使管束產生橫向激振，其交變力頻率就是卡門渦街頻率?[4]。常采用公式（1）計算：

式中：?—渦街頻率，Hz；

s—試驗常數，通常取0.15～0.2，管束取0.4～0.7；

ν—煙氣流速，m/s；

d—管束外徑，m。

彈性激振。彈性激振又稱自激振動，是系統內部流體由非振動性的激發轉變為振動性激發而引起的振動。其特點是流速超過某一臨界點時，管子振幅急劇增大，嚴重時前后相鄰管子發生碰撞，振動與流速、換熱器結構等有關。當流體速度較高時，這種振動具有極強破壞性。

共振。指某系統所受到的激勵頻率與該系統的某階固有駐波頻率相接近時，系統振幅顯著增大的現象，在聲學上稱為“共鳴”，其經常會造成重大財產損失。

一般駐波頻率?c按簡易公式（2）計算：

式中：?c—駐波頻率，Hz；

α—流速，m/s；

λ—波長，m。

共振通常有三種情況，一是卡門渦流頻率?與煙、風道的駐波頻率?c耦合產生的振動；二是卡門渦流頻率?與管束的固有頻率一致產生的共振；三是卡門渦流頻率?與聲駐波頻率?c及結構固有頻率三者恰好同時一致產生的共振，此時風煙系統表現出劇烈的振動和顯著噪聲。

該CFB鍋爐產生振動及轟鳴聲噪音的源頭位于豎井煙道高溫省煤器位置，為此對高溫省煤器典型工況振動頻率進行了校核，具體數據見表3。

表3 典型工況高溫省煤器振動頻率

在設計BMCR工況、高加全部切除工況時，卡門渦流脫落頻率?與煙氣聲柱波固有頻率?c均偏離整數倍30%以上，不會產生共振。但在開工蒸汽吹掃階段，由于高加、低加等換熱設施未能正常投運，鍋爐給水溫度僅有70～90℃，導致實際給煤量、煙氣量等數據偏離正常值，高溫省煤器處具備了低煙溫、高流速特性，渦流脫落頻率?與煙氣聲柱波固有頻率?c接近，故而發生共振。

2.1.2 內部流動

內部流動指流體在封閉管路系統（如汽水管道和煙、風道系統）內的流動。當流體流經彎頭、變徑等部件時，流場、流速、壓力等發生變化，從而引發系統振動。

流經變徑時。流體在流經變徑時受沿程阻力和局部阻力影響，會出現明顯的壓力損失。根據伯努利方程在流量不變情況下，流體從層流狀態突變為紊流狀態，從而形成連續漩渦，產生持續交變力，引發振動。

流經彎頭時。在慣性離心力的作用下，在彎頭外壁面彎曲處會聚集形成一片壓力較高的區域，反之在彎頭內壁面彎曲處則形成一片壓力較低的區域，在差壓的作用下，流體從靠近外壁面向內壁面方向流動，在慣性離心力和壓力共同作用下就形成了渦流。

同時，在彎頭左右兩側壁面附近流動的流體，在貼近壁面處壓力較高但流速較慢，而中心區域則是流速較快、壓力較低，同樣在差壓的作用下流體由外向內流動，從而在密閉管路中央部位斷面形成一個雙渦旋式的二次流。由于渦流和二次流的存在引起彎頭部位發生振動。

對各臺鍋爐運行初期煙道負壓和總風量數據等進行對比，具體見表4。發現左右側負壓偏差最大達1.5kPa，并發現鍋爐總風量存在超標現象，鍋爐BMCR工況標準風量為506t/h，而在負荷350t/h時，運行總風量平均為600t/h，最高達692t/h，偏離設計值。通過計算上下層渦流脫落頻率?與煙氣聲柱波固有頻率?c，其比值為2.9，達到共振條件，因此對鍋爐實際總風量應加以控制。

表4 各臺爐豎井煙道實際負壓（kPa）和總風量數據

2.2 煙、風道系統本身剛度不夠

2.2.1 風道安裝不合格

該CFB鍋爐冷風道安裝后，存在以下問題。一是風道加固肋數量不足，且加固肋與板壁間雙面斷續交錯焊縫凈距超過150mm；二是風機出口風道安裝偏斜，固定拉桿松脫；三是風機出口膨脹節未能將風機振動實現有效阻隔；四是冷風道內部支撐不足。

2.2.2 煙道剛度不夠

該CFB鍋爐前煙井采用尾部包覆墻設計，尺寸為10520mm×5400mm的矩形通道，煙道四角采用銷釘連接。由于采用懸吊結構、銷釘固定且煙道尺寸大，導致煙道整體強度（剛度）不足，煙道系統不足以抵御流動引起的激振。雖然在運行中采取加固煙道、固定四角等補救措施，但在角部依然發生了泄漏，具體如圖3所示。

圖3 鍋爐角部結構及泄漏示意圖

3 具體措施

3.1 消除煙道振動

3.1.1 改變振動頻率

經過計算在高溫省煤器位置的豎井煙道內部加裝上下兩層防振隔板，每層安裝4屏，每屏10塊，共計80塊隔板。具體位置如圖4所示。

圖4 防振隔板示意圖

3.1.2 優化流場特性

在煙道彎頭內部加裝3層弧形導流板，有效改善煙道內氣流分布的均勻性，消除渦流和二次流影響。

3.1.3 優化運行參數

恢復鍋爐給水溫度至額定215℃，控制鍋爐總風量，將煙氣流速降到標準范圍內；在降低總風量的同時，調整一、二次風配比，滿足鍋爐燃燒需求。

采取上述措施后，煙道高頻共振及轟鳴噪音徹底消除，現場振動值小于50μm，具體數據見表5。

表5 采取措施后豎井煙道監測點振幅μm、噪音值dB（A）

3.2 消除風道振動

在風道內部加裝內撐桿，風道外側增加肋片，交錯焊縫凈距控制在150mm以內；對風機出口風道重新安裝，膨脹節進行調整；吊架采用雙防松脫螺母結構，防止吊架松脫失效；垂直風道上安裝水平限位。實施后，風道振動平均下降40%，最大降幅達60%，具體數據見表6。

表6 采取措施后風道振動（mm/s）測量數據

4 結語

通過對該裝置CFB鍋爐煙、風道振動原因分析，認為造成煙道振動的主要原因是共振和煙道整體剛度不足，主要與設計裕量和強度不夠及實際運行工況偏離等有關，通過對煙道系統采取安裝防振隔板、弧形導流板、優化運行參數等措施，煙道振幅下降80%，最大值不足50μm，徹底消除了高頻振動和轟鳴噪音。風道振動的主要原因是施工安裝不到位，造成風道系統整體剛度不夠和風機振動的傳導所致，通過對風機出口風道采取內部加裝支撐、外部增加肋板等措施，振動平均下降40%，達到預期效果。