1060MW燃煤机组烟道流场性能诊断与优化

马海彦，周雷，王庭文，周静，谭厚章，金立梅

（1．华电宁夏灵武发电有限公司，宁夏回族自治区 银川市 751400；2．热流科学与工程教育部重点实验室(西安交通大学)，陕西省 西安市 710049；3．西安格瑞电力科技有限公司，陕西省 西安市 710043）

0 引言

火电厂是我国最主要的煤炭资源消耗部门，提高燃煤电站能源利用效率、降低其污染物排放水平对我国节能减排工作具有重要意义。2000—2016年间我国发电装机容量由3.19亿kW增长至16.46亿kW，其中燃煤机组占据绝大部分，过快的建设速度使其设计优化水平较低，因此燃煤机组各个系统和环节的优化节能是我国未来燃煤发电行业节能减排的突破点[1-2]。

燃煤机组烟道用于输送、排放烟气，其设计优化水平不仅决定了烟风系统阻力的大小[3]，而且影响相关设备的运行状态[4-5]。其中，脱硫原烟道的设计结构决定了两台并联引风机后各自烟气流动的阻力特性，直接影响引风机的运行状态。此外，原烟道结构还决定了吸收塔内的烟气流速分布状况，影响脱硫效率。目前，国内多家电厂在“引增合一”改造后，均有不同程度的引风机振动增大现场，严重制约了机组的安全经济运行。相关问题的解决方案多集中在引风机加固和运行优化方面，系统性的烟风道系统优化设计和改造则鲜见报道。

随着计算机技术的发展和数值模拟技术的成熟，流体动力学计算在火电厂烟风系统辅助设计和优化改造方面已获得普遍成功应用，特别是锅炉内燃烧和气固流动[6-7]、尾部烟道的模拟优化[1]。本文采用流体动力学计算方法对 2×1060 MW 燃煤机组尾部烟道存在的问题进行诊断分析，并结合现场条件提出最优改造方案，解决引风机振动过大的问题，为燃煤机组类似问题的解决提供经验和参考。

1 机组情况与模拟方法

1.1 机组情况

文中所研究2×1060 MW燃煤机组是世界首套百万千瓦级超超临界空冷机组，其节能减排升级改造计划中，拆除原有增压风机和脱硫烟气旁路系统，在原有脱硫吸收塔的基础上再增设一级吸收塔。新增吸收塔建成之前，并联引风机与原吸收塔通过临时烟道连接。由于其固有结构缺陷致烟道整体阻力较大，且 2台并联引风机后烟气流动阻力特性差别较大，导致单侧引风机振动严重。

新增脱硫塔建成后，拟采用图1所示的方式对引风机和吸收塔进行连接(称为“原设计方案”)。此方案未针对临时烟道内烟气流场进行优化设计考虑，特别是烟气混合处和吸收塔入口烟道结构的不合理会使得来自2台引风机的烟气发生强烈的相互干扰，脱硫塔入口烟气流速分布不均匀，导致烟道整体阻力增大，2台并联引风机运行条件产生较大差异，并且对脱硫效果产生不利影响。

图1 脱硫原烟道现有布置方案Fig. 1 Existing layout plan of desulfurized primary flue

原设计方案烟道的烟气流动阻力比临时烟道更大，而且原设计方案烟道接入双塔脱硫系统，引风机后烟风系统阻力进一步增大1 600 Pa。因此，若直接按原设计方案进行脱硫原烟道布置，会导致引风机进入更为恶劣的运行状况。

由于新增吸收塔建成后随即拆除临时烟道，因此模拟计算和问题分析主要针对原设计方案，相关计算结果对比也仅在原设计方案和优化设计方案之间进行。而实际运行时的烟道阻力、风机振动等参数对比，则在临时烟道和优化设计方案之间进行。

1.2 数值方法

脱硫原烟道内的烟气流动为三维湍流问题，采用标准k-ε两方程模型进行烟气流场模拟计算[8-9]，即除连续方程和动量方程之外，还包含湍流动能k方程和耗散率ε方程；采用标准壁面函数法，对壁面附近的区域进行修正[10]。

以机组锅炉最大连续蒸发量(boiler maximum continuous rating，BMCR)工况对应的烟气量计算脱硫原烟道入口烟气平均流速为15 m/s，设定速度入口边界条件；选取脱硫塔入口静压(1 100 Pa)为压力出口边界条件。

采用六面体结构性网格和四面体非结构性网格结合的方式，对烟道计算区域进行网格划分。以烟道阻力为特征参数，对烟道的网格划分进行无关性验证。

为了更直观地表征烟道内可能产生的涡流，在烟道内烟气流场计算完成后，引入离散相模型(discrete phase model，DPM)，从原烟道入口随烟气入射无惯性的惰性颗粒，借以观察流体的运动轨迹。针对离散相的边界条件设置，入/出口设为逃逸(Escape)，烟道壁面设为反弹(Reflect)。

2 原设计方案模拟结果与问题分析

利用上述模型和边界条件，计算原设计方案脱硫原烟道内的烟气流场，其问题主要在于两台引风机出口烟气汇流处和吸收塔入口段烟道结构不合理，如图2—4所示。在计算入口处随烟气入射无惯性颗粒，无惯性颗粒失踪烟气流动轨迹如图3所示。

由图2、3可见，两部分烟气经两台并联引风机分别加压后，在水平大烟道汇流，但烟气汇流段烟道没有相应的流场优化结构，使得来自两台引风机的烟气发生强烈的相互干扰，出现较大的涡流区(y-z平面)，使实际通流面积远小于烟道截面积，导致局部烟气流速过高。这种情况会使烟气流动阻力显著增大，且涡流的存在会造成烟道结构的振动。

图2 烟道汇流处流场模拟结果Fig. 2 Flow field simulation results of flue gas confluence

图3 无惯性颗粒示踪烟气流动轨迹Fig. 3 Trace flue gas flow trajectory with no inertial particles

图4 吸收塔入口段烟气流场模拟结果Fig. 4 The simulation results of the smoke flow field in the intake tower

结合图2(c)和图3可以看到，两部分烟气的相互干扰不仅造成了涡流区，而且使得来自“引风机A”的烟气对来“引风机B”的烟气形成明显的压制。这一情况会使两台引风机的运行条件出现显著差异，“引风机B”对应的烟气流动阻力进一步增大，导致“引风机B”更明显的振动。该模拟结果与现场实际情况一致，机组实际运行中A侧引风机振动在安全运行允许的范围内，而B侧引风机则出现严重的振动情况，导致机壳开裂。

除了烟道汇流段结构不合理导致的吸收塔入口涡流外，吸收塔入口段烟道自身结构也存在明显的问题。原水平烟道14 m×8 m截面与吸收塔入口5.46 m×18.16 m截面对接，原设计方案中在烟道侧壁面(高14 m)上直接开了5.46 m×18.16 m的孔，接入吸收塔入口法兰，在结构上没有做平缓过度的考虑。这种结构会导致烟道内 x-z平面上出现涡流，与前述 y-z平面涡流相互作用，导致吸收塔入口烟气流速分布极不均匀，如图4所示。一方面，严重的涡流会带来烟气流动阻力增大和烟道结构振动的问题；另一方面，湿法脱硫工艺要求进入吸收塔的烟气速度均匀，才能保证较高的脱硫效率，但严重的涡流和吸收塔入口结构不合理会使进入吸收塔的烟气速度在吸收塔入口的水平方向(图4(b))和垂直方向(图4(c))上呈现极大的不均匀性。

图 5为吸收塔入口截面的速度云图，可见涡流区的存在导致实际烟气流通截面积远小于烟道截面积，最终使局部趋于烟气流速过高，最高流速可达57 m/s(该截面平均烟气流速为17 m/s)，而烟气流速最低处接近于0 m/s，这一情况会严重影响脱硫效果。

图5 吸收塔入口截面速度云图Fig. 5 Cross section velocity of the absorption tower

3 烟道优化与分析

3.1 改造方案

为解决原设计方案中的涡流、阻力过大，以及吸收塔入口截面速度分布不均匀的问题，有必要针对原设计方案中存在的一系列布置和局部结构问题进行优化设计。机组的引风机和两级吸收塔位置已经确定，需要在有限的空间内实现最优布置方案，具体设计中着重考虑了以下问题：1）避免并联引风机烟气的相互干扰，解决单侧引风机振动问题；2）降低脱硫原烟道的整体阻力，改善引风机运行条件，提高机组运行经济性；3）进入脱硫吸收塔的烟气流速分布均匀，保证较高的脱硫效率；4）尽量减小改造工程量和成本。

基于上述原则，保留现有水平方向大烟道位置保持不变，通过对与大烟道连接部分结构的微调和在大烟道内部添加一系列隔断/导流板，解决原有方案中存在的问题，减小烟道的整体阻力，并使吸收塔入口截面速度分布趋于均匀。具体优化改造方案：1）保留原引风机出口弯头处导流板中的隔板将来自并联引风机的两部分烟气分开，结合电厂要求，为预留合适的CEMS测点安装位置，烟道分隔板延伸到吸收塔入口烟道前；2）两台引风机出口烟道进入水平段后截面扩大，由水平段到吸收塔入口烟道截面又发生突缩，烟道截面积突变会使流动受阻，为此，在烟道竖直转水平的弯头、水平烟道的中段和吸收塔入口烟道段采用分段变径的方式实现烟道接入吸收塔的平缓过渡，避免涡流区的出现；3）弯头局部结构优化、添加合适的导流板。

最终确定改造方案如图6所示。

图6 改造方案烟道布置和结构示意图Fig. 6 The flue arrangement and schematic diagram of the modified scheme

3.2 模拟结果与分析

利用前述相同的模型和边界条件，计算改造方案脱硫原烟道内的烟气流场，如图7所示。

改造方案脱硫原烟道中，在烟气经过弯头进入水平烟道时，通过烟道中的隔板将两股烟气分开，直至吸收塔入口异型弯头才使两股烟气混合进入脱硫塔，这样的结构可消除两股烟气的相互压制，烟气汇流处的涡流区基本消除(如图 7(b)所示)，使两台并联运行的引风机运行环境相对隔离，减小相互之间的影响，可有效降低烟道整体阻力。此外，采用分段变径的方式实现烟道截面的平缓过渡，避免吸收塔入口截面的涡流区出现，速度分布更加均匀(图 7(c))，截面最高烟气流速降为24 m/s(原设计方案中该截面最高流速为57 m/s)。

图7 改造方案烟道内流场模拟结果Fig. 7 Simulation results of flow field in the flue

实际施工改造方案与原设计方案的烟道整体阻力对比如表1所示。取两台引风机出口压力的平均值为模拟计算入口静压，定义“入口静压相对偏差”δ，来衡量两台引风机出口压力的差异，如式(1)所示：

式中：PA、PB分别为A、B两侧引风机出口静压模拟结果。

表1 烟道整体阻力数据对比Tab. 1 Comparison of overall resistance data of flue

与原设计方案相比，改造方案中烟道整体阻力降低了 1420 Pa，且并联运行引风机出口压力相对偏差由6%减小为1%，可有效解决单侧引风机振动的问题，同时优化湿法烟气脱硫(wet flue gas desulfurization，WFGD)入口烟气流场，提升脱硫效果。

4 烟道改造实际效果分析

机组在新增脱硫吸收塔建成，并按照上述改造方案进行烟道连接后投入运行，在机组相同运行工况下(1 000 MW)，对比改造前后脱硫原烟道进出口压力以及风机振动值等参数，结果如表 2所示。

表2 改造前后参数比较Tab. 2 Comparison of parameters before and after transformation

可以看出，改造后，2台并联风机出口烟气静压偏差小于3%，烟道整体阻力低于300 Pa，风机振动值由4.6 mm/s以上降低为2.5 mm/s左右，烟道优化改造效果显著。

5 结论

某电厂2×1060 MW燃煤机组在“引增合一”改造后，并联运行的引风机均出现单侧风机振动严重致机壳开裂的情况。为此，本文采用流体动力学计算方法对脱硫原烟道存在的问题进行诊断分析，并结合现场条件提出最优改造方案，为燃煤机组类似问题的解决提供参考。

机组脱硫原烟道按照优化方案进行改造施工后，烟道整体阻力降低300 Pa，两台并联引风机出口压力相对偏差降低3个百分点，B侧引风机振动值由4.6 mm/s以上降低为2.5 mm/s左右，解决了单侧引风机振动严重的问题。此外，与原设计方案相比，脱硫吸收塔入口烟气流速分布均匀，可保证较好的脱硫效果。

[1] 刘明，孟桂祥，严俊杰，等．火电厂除尘器前烟道流场性能诊断与优化[J]．中国电机工程学报，2013，33(11)：1-6．

[2] 魏宏鸽，张杨，杜振，等．燃煤机组超低排放改造对机组能耗增加的影响分析及节能优化措施探讨[J]．发电与空调，2017，38(6)：14-17，33．

[3] 车得福，庄正宁，李军，等．锅炉[M]．西安：西安交通大学出版社，2008．

[4] 段小云．引风机振动大的原因分析及治理[J]．电力安全技术，2008，10(10)：11-13．

[5] 冯庭有．1000 MW机组调试期间引风机振动大的原因分析[J]．发电设备，2009，6：447-450．

[6] 梁绍华，宁新宇，张恩先，等．双炉膛四角切圆煤粉锅炉分层掺烧数值模拟及性能试验研究[J]．中国电机工程学报，2011，31(26)：9-15．

[7] 王超，程乐鸣，周星龙，等．600 MW超临界循环流化床锅炉炉膛气固流场的数值模拟[J]．中国电机工程学报，2011，31(14)：1-7．

[8] 赵大周，郑文广，何胜，等．基于CFD的脱硫塔内部流场优化[J]．发电与空调，2016，37(1)：35-38．

[9] 张凯峰．480 t/h锅炉空气分级燃烧优化数值模拟[J]．发电与空调，2014，35(2)：8-11．

[10] 杨俊波，候庆伟，祁金胜，等．引风机前烟道阻力特性分析[J]．电站系统工程，2011，27(1)：69-70．