低溫省煤器煙道振動原因分析及消振措施

龔 俊，李 凱，章平衡，孫 堅，金建榮，張 洪，談 群，周熠旻

(嘉興新嘉愛斯熱電有限公司，浙江嘉興 314016)

《浙江省全球先進制造業基地建設“十四五”規劃(征求意見稿)》中指出大力推進工業節能降碳，加快實施重點行業減污降碳行動，培育壯大綠色低碳產業，發展節能環保產業，大力培育發展新一代信息技術、生物技術、節能環保、新能源等低碳排放、高附加值的新興產業，著力發展高效工業鍋爐、高效電機系統、余熱余壓余氣回收利用系統等節能產業。如果鍋爐排煙溫度降低5 K，燃料利用率得到提高，由此可降低煤耗0.6 g/(kW·h)[1-2]。而煙氣余熱回收利用是能源梯級利用的重要方式，已成為熱電行業落實低碳發展戰略任務的關鍵途徑。

為此，某熱電廠開展了煙氣余熱回收系統改造工程，采取了低溫省煤器+冷凝器兩級換熱器布置方案。其中，低溫省煤器安裝于濕法脫硫塔與靜電除塵器之間的煙道內。然而，在首次安裝運行時，低溫省煤器煙道發生了異常振動，并伴有低沉的聲響。為保障機組安全穩定運行，筆者結合煙道振動的影響因素和機理，對低溫省煤器煙道振動現象進行理論分析，并制定消振的措施。

1 低溫省煤器煙道結構布置

圖1為低溫省煤器煙道的結構布置圖。煙氣自引風機出口先后經過大小頭和直段煙道進入低溫省煤器。低溫省煤器煙道高度為3 000 mm，寬度為3 200 mm。低溫省煤器內部冷卻水采取逆流形式與煙氣進行熱交換，煙氣換熱后經收口煙道流入吸收塔。低溫省煤器的具體結構尺寸參數見表1。

圖1 低溫省煤器煙道結構布置

表1 低溫省煤器結構尺寸參數

2 振動原因分析

造成低溫省煤器煙道振動的原因[3-5]可能為：(1)煙氣流過換熱管時形成卡門漩渦，煙氣橫向沖刷過程中卡門漩渦以一定的周期脫落。漩渦脫落將產生周期性的流體力，使換熱管在與煙氣流動方向相垂直的方向上產生激振。該激振頻率與煙道聲學頻率接近時，煙道內就會產生共振并發出噪聲。(2)在節徑比較小的密排管束中，換熱管成為破渦器，使周期性的漩渦衰減并演變成為湍流漩渦。湍流誘發的抖振有一個非常寬的頻帶，當頻帶中的頻率與煙道聲學頻率相近時，煙道便會發生大幅度的振動。(3)換熱管的抖振會改變與其相鄰管子周圍的流場，使流場呈非對稱振蕩變化，流體力也隨之變化。變化的流體力使附近的換熱管也發生抖振，換熱管的抖振又反過來改變流體力。這種流體力與彈性位移之間相互作用產生的振動即為流體彈性激振。在流體彈性激振的作用下，換熱管將產生大幅度振動。

基于上述原因，預防低溫省煤器煙道振動應重點考察卡門漩渦頻率、湍流抖振主頻率是否與煙道聲學頻率接近；同時，應注意煙氣橫流速度是否達到產生流體彈性激振的臨界值。

管排繞流漩渦的脫落頻率，即卡門漩渦頻率的計算公式[6-7]為：

(1)

式中：fa為卡門漩渦頻率，Hz；v為氣流速度，m/s；Sr為斯特勞哈爾數；D為換熱管外徑，m。

Owen利用氣體橫向流過管束的實驗結果提出了計算湍流抖振主頻率的經驗公式[8]，即

(2)

式中：ft為湍流抖振主頻率，Hz；L為換熱管縱向節距，m；T為換熱管橫向節距，m。

當煙氣橫向流過換熱管束時，可能產生一個既垂直于換熱管又垂直于煙氣流向的聲學駐波。當低溫省煤器煙道滿足駐波發生的條件時，相應的煙道聲學頻率理論計算式[9-10]為：

(3)

式中：fv為煙道聲學頻率，Hz；n為波的階次；c為煙氣聲速，m/s；W為空腔的寬度，m。

當管束發生流體彈性激振時，臨界速度通常利用Connors提出的半經驗關聯式[11]進行計算，即

(4)

式中：vc為流體彈性激振臨界速度，m/s；m為包括流體附加質量在內單位長度管子的質量，kg/m；ρ為管外流體的密度，kg/m3；δ為換熱管的對數衰減率；K為經驗系數。

根據卡門漩渦頻率、湍流抖振主頻率及流體彈性激振臨界速度的計算公式可知，煙氣流速是分析煙道振動的重要參數。然而，煙道內煙氣流動存在不均勻性，流速的偏差將導致運行參數偏離設計值，落入煙道振動的誘發區間。因此，提高煙道內煙氣流動的均勻性亦為預防煙道振動的有效措施。

氣流分布均勻性通常采用相對標準偏差作為評定參數，相對標準偏差的定義式[12-13]為：

(5)

(6)

表2為低溫省煤器煙道振動參數的計算結果。由表2可知：低溫省煤器設計存在缺陷，煙氣體積流量設計值為80 000 m3/h，與實際值(120 000 m3/h)存在較大差距。在設計條件下，卡門漩渦頻率為83.9 Hz，湍流抖振主頻率為61.7 Hz，均未落入發生聲學共振的一階、二階的頻率區間(0.6fv，1.4fv)[14-15]。另一方面，流體彈性激振臨界速度為10.0 m/s，遠大于設計橫流速度(6.4 m/s)，因此彈性激振并不會引起明顯的振動。而在實際運行條件下，由于煙氣量的大幅度增加，此時卡門漩渦頻率為125.8 Hz，湍流抖振主頻率為92.6 Hz。卡門漩渦頻率落在了一階聲學共振頻率區間內，煙道由此發生共振，此處振動的主因即為一階聲學頻率共振。此外，由于入口煙氣流速的不均勻性，導致局部區域的橫流速度超過流體彈性激振臨界速度，進而加重低溫省煤器煙道的共振。

表2 低溫省煤器煙道振動參數

3 消振措施與效果

針對低溫省煤器煙道的振動現象，結合煙道振動的影響因素和機理，提出了以下消振措施。

3.1 外部加強措施

在頂部底板橫向加肋，將換熱器振動限制在可接受的范圍內。目前的肋間距為1 m，計劃將肋間距控制在0.5 m。

3.2 防振板改造措施

原換熱器高度方向的防振板布置為3腔6塊，每個腔室布置2塊，特征長度為1 m。防振板材料為2205不銹鋼板，焊接于支撐管上，故不考慮調整其位置。隨著防振板數量的增加，低溫省煤器煙道的一階聲學頻率逐漸增大(見表3)。當防振板數量為4時，一階聲學頻率達到312.6 Hz，其聲學共振頻率區間的下限也相應上升至187.6 Hz，大幅度偏離了實際運行時125.8 Hz的卡門漩渦頻率，進而避免煙道共振的發生。同時，流體彈性激振發生的臨界橫流速度也進一步提升至16.1 m/s，可以預防流場不均勻引起的流體彈性激振，避免煙道大幅度振動。為了留有一定的工程裕度，在每個腔室內新增3塊聚四氟乙烯(PTFE)防振板。增加防振板后，每個腔室布置5塊防振板，特征長度降到0.5 m。新增防振板為PTFE材質，固定采用316L的卡箍。在新增的防振板進出口處，焊接2根支撐管作為卡箍的固定點，固定完成后卡箍螺母用電焊焊接。由于材質相當，焊接不會對換熱管產生破壞。

表3 消振改造后低溫省煤器振動參數計算

3.3 設備支點調整措施

原換熱器在入口中間位置2點固定，膨脹方向向后，但后側到膨脹節位置又隔有匯總風箱和變徑煙道。因此，將固定點調整為換熱器出口側，膨脹方向向前，讓引風機出口的膨脹節消化膨脹量。

3.4 入口導流措施

入口煙氣流場的不均勻將引起局部流速過高而超過流體彈性激振的臨界流速，從而導致低溫省煤器煙道產生大幅度的振動。不僅如此，不均勻的流速分布會使卡門漩渦頻率存在一個較寬的頻帶，造成卡門漩渦頻率落入聲學共振頻率區間，誘發低溫省煤器煙道的共振現象。因此，在低溫省煤器入口處布置導流格柵，以此改善入口煙氣流場的均勻程度。通過數值模擬手段，對導流格柵加裝前后的煙道流場進行了仿真計算，煙道流場的跡線圖見圖2。

圖2 導流格柵加裝前后的煙道流場跡線圖

由圖2可以看出：加裝導流格柵后煙道大小頭和低溫省煤器區域的大渦流得到消除，流場均勻性得到改善。導流格柵加裝后，入口煙氣的均勻性系數從原來的0.55以上降低至0.28以下，流速分布已較為均勻。

經過上述4項改造后，再次起爐后低溫省煤器煙道的異常振動和伴隨的低沉聲響得以徹底消除，保障了煙氣余熱回收系統的安全穩定運行。

4 結語

針對低溫省煤器煙道異常振動現象，從卡門漩渦頻率、湍流抖振主頻率及流體彈性激振臨界流速3個方面進行了理論分析，并制定消除振動的措施，所得結論如下：

(1)由于實際運行煙氣量遠超設計值，使得卡門漩渦頻率大幅度增加后，落入發生聲學共振的頻率區間，從而造成低溫省煤器煙道發生共振。

(2)隨著防振板數量的增加，一階、二階聲學頻率逐漸升高，聲學共振頻率區間下限得以提升，由此可避開相近的卡門漩渦頻率，防止低溫省煤器煙道共振的發生。

(3)入口流場的不均勻性可能導致局部流體彈性激振和卡門漩渦頻率寬頻共振，因此改善入口流場均勻性具有消除共振的作用。加裝導流格柵后，入口流場均勻性系數從0.55以上降低至0.28以下，流場均勻性得到明顯改善。

(4)采取減小肋間距、增加防振板調整設備支點及加裝導流格柵的消振改造措施后，低溫省煤器煙道的異常振動和伴隨的低沉聲響得以徹底消除。