1000MW燃煤机组引风机进出口烟道流场分析及优化研究

国能（连江）港电有限公司 韩 鹏 卫国庆 西安热工研究院有限公司 赵 鹏 王小华

1 引言

燃煤机组尾部烟道由于场地受限、设备改造等原因，存在系统设计不完善、烟道结构不合理等问题，对烟气的流动阻力和设备的运行状态均有不利影响[1]。对于引风机进出口烟道，烟道内部烟气流场失衡，造成气流对冲、流动紊乱、偏流涡流等，引起流动阻力上升、引风机运行不稳，严重时会造成烟道和引风机振动、引风机失速及出力不足等问题[2-4]。

随着CFD数值模拟技术的成熟，国内外诸多学者利用数值模拟计算进行了燃煤机组风烟道流场优化设计。马海彦等[5]采用流体动力学计算软件对某1060MW机组引风机至脱硫塔之间烟道的流场进行数值模拟及优化设计，解决了引风机振动问题并使烟道阻力大幅降低。任仰成等[6]针对某660MW机组引风机振动、异音问题，采用计算流体力学软件对电除尘至引风机段烟道、引风机至脱硫段烟道进行模拟分析和优化设计，优化实施后，解决了引风机振动和异音问题。王羽[7]针对某660MW机组锅炉节能减排改造后出现的低省磨损、引风机机壳及烟道振动问题，通过现场试验和数值模拟进行了诊断及优化，取得了显著效果。

某新建1000MW燃煤机组引风机进出口烟道采用非常规紧凑式布置，为避免烟道内部流场扰动引起风机或烟道振动，本文采用数值模拟进行了流场分析及导流板优化设计，以提高引风机进出口流场分布均匀性，减少各通道间烟气相互冲撞、挤压、干扰及局部涡流，从根源上消除因气流扰动引起烟道及风机振动风险，降低烟道阻力，为同类机组引风机进出口流场优化设计提供重要参考。

2 研究对象及数值模拟方法

2.1 研究对象

1000MW等级机组单侧引风机进口一般由三股烟道汇合，但不同电厂的汇合方式有所不同。本文研究的某新建1000MW燃煤机组引风机进出口烟道的三维建模如图1所示。除尘器出口三股烟道分别从左侧、中间、右侧直接汇合到一个烟道后进入引风机，两侧引风机出口烟道经90°弯头汇合后进入脱硫塔，目前尚未见到类似特殊布置的引风机进出口烟道流场相关研究。

图1 引风机进出口烟道三维模型

2.2 数值模拟计算模型

数值模拟按电除尘出口至引风机进口和引风机出口至脱硫塔入口两端分别进行，采用Navier-Stokes方程和Realizable k-ε湍流模型求解风道内的流场[8-9]。工作介质为不可压缩理想气体，采用速度入口、压力出口和无滑移的壁面边界条件。以机组锅炉最大连续蒸发量烟气参数设置边界条件，电除尘出口烟气流速为14.7m/s，引风机进口压力为-6000Pa，烟温为398K；引风机出口烟气流速为35.7m/s，脱硫塔入口压力为3500Pa，烟温为398K。

3 现有烟道结构流场诊断

根据现有烟道结构模型和现场勘查分析，现有烟道具有以下特点：一是除尘器出口三股烟道汇合处无导流板，此种结构烟道在汇合区域烟气将相互冲撞，造成扰动；二是两侧引风机出口弯头处均已布置合适数量的导流板，但是导流板为光板，无加强筋，长期运行后导流板可能出现变形、撕裂；三是引风机出口紧接方圆节、关断门和90°弯头，未布置足够的直管段过渡，该种布置对风机内部流场会产生明显的负面影响。

现有烟道结构下引风机进口段烟气流场俯视、前视和侧视方向分布图如图2所示，由计算结果俯视图可以发现，在电除尘出口三合一处三股气流汇合到一起，相互冲撞、挤压，局部形成涡流，使烟气流动阻力显著增大，且涡流的存在可能造成烟道结构的低频振动；在前视图里，烟气汇合后集中在中间区域，两侧烟气量少，在侧视图里，烟气集中在中后区域，在宽度和深度方向均存在烟气分布不均的问题，使实际通流面积远小于烟道截面积，烟气在流经该区域的过程中速度重新分布引起的加速、减速或回流以及介质烟气质点间剧烈碰撞的动量交换等引起能量损失，增加流动的不稳定性，可能影响引风机的正常运行。该段烟道阻力为258Pa，引风机进口处速度相对标准偏差为7.4%。

图2 引风机进口段烟道流场分布

引风机出口段烟气流场分布图如图3所示，在引风机出口关断门及90°弯头附近流场较为紊乱，主要原因是关断门和弯头距离风机本体较近，气流经风机做功后具有周向的切向速度，经关断门扰动产生气流紊乱区，且弯头处容易发生边界层分离。由于在90°弯头处已经设计有导流板，两股烟气汇合处只有少量烟气冲撞。该段烟道阻力为97Pa，脱硫塔入口处速度相对标准偏差为22.7%。

图3 引风机出口段烟道流场分布

根据上文数值模拟计算结果分析，发现现有烟道内部流场存在以下问题：

一是风机入口段三合一空腔处无导流板，三股烟气互相冲撞挤压，导致流场十分紊乱，局部形成涡流，可能造成烟道结构的低频振动以及流动过程中出现异音。

二是风机出口烟道及关断门布置不合理。关断门和90°弯头距离风机出口很近，一方面经过风机做功后具有周向切向速度的气流会对关断门产生剧烈的冲击，使得关断门本身产生故障；另一方面，气流冲击关断门后发生边界层分离，产生气流紊乱区，对风机出口附近流场产生较大的负面影响，严重时可引起风机本体振动。

三是现有风机出口第一个90°弯头位置导流板设计较大，并且导流板无加强筋，受到风机出口气流的冲击力后，可能出现导流板松动、撕裂，造成流场紊乱。

4 引风机进出口烟道流场优化

4.1 优化方案

为了改善现有烟道内部流场分布均匀性并降低烟道阻力，根据引风机进出口烟道现有结构数值模拟计算结果设计了优化方案，如图4所示。在引风机进口三合一汇合处，设计了三组导流板，每组导流板分别起到导流对应支烟道烟气作用，避免三股烟气互相冲撞、挤压。在引风机出口，将关断门处烟道以及弯头处导流板进行加固，在出口烟道汇合段增加隔流板，以防止关断门处烟道振动、导流板撕裂，并避免两股烟气互相干扰。

图4 引风机进出口烟道优化方案

4.2 优化后流场分布

引风机进口烟道优化后烟气流场分布如图5所示，该方案可以达到三股气流相对独立流动的效果，整段烟道流场在前视和俯视方向上分布均匀性大幅改善，烟气流动平顺，烟气充满度良好，不再冲撞挤压。优化后烟道阻力为125Pa，引风机进口处速度相对标准偏差为2.9%，具有明显的降阻和均流效果。

图5 引风机进口烟道优化设计后流场分布

引风机出口烟道优化后烟气流场分布如图6所示，引风机出口烟道整体流场没有明显变化，与原始流场大体相似，但是增加中间隔流板后可以避免两股烟气冲撞，减小由于烟气冲撞引起振动的风险。针对关断门处的烟道和弯头处导流板的加固，在流场分布上无法体现，但是在长期运行后，关断门或导流板松动引起的振动将得以避免，防患于未然。由于该段烟道在弯头处目前已经布置了导流板，烟道阻力较低，优化设计主要为增加中隔板以及加固导流板和烟道，降阻效果有限，优化后阻力为94Pa。

图6 引风机出口烟道优化设计后流场分布

5 改造前后试验结果

为验证优化效果，在改造前后进行了摸底测试和性能试验，测试内容包括：电除尘出口至引风机进口段烟道阻力、引风机进口烟气流速分布、脱硫塔入口烟气流速分布。

改造前摸底测试结果表明引风机进口流速分布偏差较大，A侧流速范围为21.7～33.9m/s，速度相对标准偏差为11.6%，B侧流速范围为22.3～36.0m/s，速度相对标准偏差为10.1%，流速分布呈现从前墙往后墙逐渐升高的趋势。电除尘出口A/B侧静压平均值分别为-3.21kPa/-3.25kPa，引风机进口A/B侧静压平均值分别为-3.51kPa/-3.52kPa，电除尘出口至引风机进口阻力平均值为283Pa。脱硫塔入口流速分布范围为6.4～20.3m/s，呈现上部高于下部，中间高于两侧的规律，速度相对标准偏差为24.2%。

优化改造后，引风机进口A侧流速范围为25.5～33.5m/s，速度相对标准偏差为6.0%，B侧流速范围为27.6～36.2m/s，速度相对标准偏差为5.7%，流速分布均匀性与改造前相比大幅改善，电除尘出口至引风机进口阻力平均值为146Pa，与改造前相比降低了137Pa。脱硫塔入口流速分布范围为7.3～21.0m/s，速度相对标准偏差为20.0%。通过对引风机进出口烟道流场分析和优化研究，达到了提高引风机进出口流场分布均匀性，减小流动阻力的目的，改造后引风机长期安全运行，未出现振动问题。

6 结论

本文以某新建百万燃煤机组为研究对象，采用CFD数值模拟对一种非常规紧凑式布置引风机进出口烟道进行了流场分析和优化设计，结论如下：

一是现有烟道结构下，引风机进口三合一汇合处三股烟气互相冲撞、挤压造成的局部涡流；引风机出口烟道关断门处流场紊乱，现有导流板刚性差，并在两侧烟道汇合处存在部分气流冲撞。

二是针对现有烟道流场问题，提出了优化设计方案，在引风机进口三合一汇合处，设计了三组导流板，每组导流板分别起到导流对应支烟道烟气作用，避免三股烟气互相冲撞、挤压；在引风机出口，将关断门处烟道以及弯头处导流板进行加固，在出口烟道汇合段增加隔流板，以防止关断门处烟道振动、导流板撕裂，并避免两股烟气互相干扰。

三是优化方案实施后，引风机进口A/B侧烟气速度相对标准偏差分别为6.0%/5.7%，脱硫塔入口烟气速度相对标准偏差为20.0%，流场分布均匀性与改造前相比大幅改善。引风机进口烟道阻力降低了137Pa，引风机长期安全运行，未出现振动问题。