基于數(shù)值計算和實驗測試方法的引風機煙氣循環(huán)煙道設計方法探究*

李樂樂 陳得勝 石清鑫 鄭 金 董康田

（1.陽城國際發(fā)電有限責任公司；2.西安熱工研究院有限公司）

0 引言

燃煤電廠煙氣系統(tǒng)所使用的軸流引風機，因為具有駝峰形的性能曲線，所以失速是其固有的流體動力特性。如果軸流風機因為選型不合理或煙風系統(tǒng)阻力過高等原因，造成風機實際運行點逼近失速區(qū)，風機無足夠失速裕度，那么容易引起風機發(fā)生失速。風機失速會帶來一定的運行安全風險，甚至有可能引起葉片斷裂等重大設備事故，因此，避免風機失速是保證機組安全穩(wěn)定運行的前提。

為此，國內(nèi)外的研究人員對軸流壓氣機或軸流通風機的內(nèi)部流動機理進行了大量的研究[1-13]，分析了風機失速的原因并給出了改進的措施。作為一種提高軸流風機失速裕度的方法，增設循環(huán)煙道因為具有投資小、見效快、可實施性強等優(yōu)勢近年來得到了大量的應用。然而，公開的文獻中循環(huán)煙道改造大都是針對脫硫增壓風機的[14-15]，針對引風機增設循環(huán)煙道的研究較少，相關的設計體系也并未建立。為此，本文旨在建議一套針對軸流引風機的基于數(shù)值計算和實驗測試方法的煙氣循環(huán)煙道設計體系，通過該體系可以綜合評估煙氣循環(huán)煙道改造前、后引風機運行的安全性和經(jīng)濟性，進而獲得最優(yōu)的旁路循環(huán)煙道方案。

1 研究對象

1.1 設備參數(shù)

國內(nèi)某330MW燃煤機組煙氣系統(tǒng)配備了兩臺雙級動葉可調式軸流引風機，風機設計轉速為990r/min，引風機及配套電機設計參數(shù)詳見表1。

表1 引風機及配套電機設計參數(shù)Tab.1 Design parameter of induced draft fan and motor

1.2 存在的問題及解決辦法

經(jīng)過與電廠溝通了解到，兩臺引風機在300MW及以上負荷工況運行時，引風機經(jīng)常出現(xiàn)搶風失速問題，這限制了機組的出力，并影響到了機組運行的安全穩(wěn)定性。為此，在機組發(fā)電負荷分別為330MW、290MW和230MW工況下，分別對兩臺引風機進行了熱態(tài)性能測試。其中，330MW工況為低氧燃燒工況（兩側空預器進口平均氧量僅為0.68%），其他兩個工況為正常燃燒工況。將兩臺引風機實測運行點標識于風機的性能曲線上，如圖1所示。

圖1 引風機實測運行點在其性能曲線上的分布Fig.1 Distribution of measured operating point of induced draft fan on its performance curve

風機失速裕度k的定義如下：

式中，p,q分別為設計工況點的風壓和風量；pk,qk分別為失速工況點的風壓和風量。

將試驗期間各個風機運行點的失速裕度k進行計算，結果如表2所示。由表2可知，在330MW工況下，A,B引風機運行點失速裕度分別為1.29和1.28，均低于電力行業(yè)標準《電站鍋爐風機選型和使用導則》（DL/T468-2004）中規(guī)定的失速裕度系數(shù)1.3，存在一定的失速風險。

表2 試驗工況下引風機運行點的失速裕度Tab.2 Stall margin of operating point of induced draft fan under test condition

通過進一步計算可知，在330MW工況下，當引風機煙氣循環(huán)煙道的流量為50m3/s，失速裕度k為1.35，高于電力行業(yè)標準《電站鍋爐風機選型和使用導則》（DL/T468-2004）中規(guī)定的失速裕度系數(shù)1.3。因此，引風機煙氣循環(huán)煙道的設計風量必須不小于50m3/s。

2 計算模型與數(shù)值方法

2.1 物理問題

如圖2所示，在引風機進氣箱上方煙道和引風機出口方圓節(jié)之間設置圓形煙氣循環(huán)煙道，水平圓形煙道和豎直圓形煙道通過90°圓形彎頭連接。

本次煙氣循環(huán)煙道設計的最關鍵參數(shù)是煙氣循環(huán)煙道的循環(huán)風量。因為循環(huán)風量既影響到引風機運行的安全性，又影響到引風機運行的經(jīng)濟性，所以需要在保證引風機安全穩(wěn)定運行的前提下，優(yōu)化循環(huán)風量的選型。而影響循環(huán)風量最大的參數(shù)是煙氣循環(huán)煙道的直徑，為此，本文分別提出了φ=0.5m，0.8m，1.0m，1.1m，1.2m，1.3m，1.5m，2.0m和2.5m九種煙氣循環(huán)煙道設計方案，并運用數(shù)值計算的方法對各設計方案進行了計算，然后根據(jù)計算結果對各設計方案進行比選。

圖2 引風機煙氣循環(huán)煙道模型示意圖Fig.2 Schematic diagram of flue gas circulation duct model for induced draft fan

2.2 數(shù)值方法

2.2.1 計算模型

煙道內(nèi)部為復雜的三維湍流流場，在數(shù)值計算時，假設流場為等溫定常流動，流體不可壓縮，采用了工程上應用廣泛的標準κ-ε模型，其控制方程如下：

連續(xù)方程：

動量方程：

湍流動能k方程：

耗散率ε方程：

其中：

上述公式中各常數(shù)的取值分別為：Cμ=0.09，C1ε=1.44，C2ε=1.92，σk=1.0，σε=1.3。

2.2.2 邊界條件

工況1（330MW工況、低氧燃燒）：計算域進口速度11.95m/s（參考壓力為-3 521Pa，參考密度為0.698kg/m3），風機區(qū)域設置風扇邊界條件，風扇壓升為5 839Pa，出口給定靜壓。

工況2（290MW工況）：計算域進口速度11.38m/s（參考壓力為-3 231Pa，參考密度為0.699kg/m3），風機區(qū)域設置風扇邊界條件，風扇壓升為5 440Pa，出口給定靜壓。

工況3（230MW工況）：計算域進口速度8.72m/s（參考壓力為-2 243Pa，參考密度為0.734kg/m3），風機區(qū)域設置風扇邊界條件，風扇壓升為3 623Pa，出口給定靜壓。

動力粘性系數(shù)均為2.00×10-5Pa·s，壁面采用固壁無滑移邊界條件。

計算域從除塵器出口至引風機出口段煙道。

2.2.3 網(wǎng)格劃分

圖3 計算網(wǎng)格模型示意圖Fig.3 Schematic diagram of computational grid

如圖3所示，因為煙氣循環(huán)煙道與主煙道連接處結構相對復雜，所以使用適用性更強的非結構網(wǎng)格對計算區(qū)域進行網(wǎng)格劃分，對煙道內(nèi)部邊界層區(qū)域進行網(wǎng)格加密，并對風扇邊界區(qū)域繪制面網(wǎng)格，網(wǎng)格總數(shù)約為215萬。

3 數(shù)值計算結果

3.1 煙道循環(huán)風量

將330MW工況9種設計方案的數(shù)值計算結果整理成循環(huán)風量(qv)-煙氣循環(huán)煙道管徑(φ)曲線，如圖4所示。由圖可知，當φ＜1m時，循環(huán)風量小于50m3/s，不能滿足引風機運行安全裕量的要求。隨著旁路煙道直徑φ的增加，循環(huán)風量也逐漸增加，當φ≥1.5m時，循環(huán)風量已經(jīng)超過140m3/s，這時引風機雖然可以安全運行，但是運行的經(jīng)濟性較差。

根據(jù)數(shù)值計算結果，并結合工程設計經(jīng)驗，建議采用方案5（φ=1.2m，對應qv=83.8m3/s）作為本次煙道設計的推薦方案。

3.2 煙道內(nèi)部流動分析

圖5 分別給出了煙氣循環(huán)煙道設計方案5（φ=1.2m）在330MW（低氧燃燒）、290MW和230MW工況數(shù)值計算的煙道內(nèi)部流線圖。

圖5 循環(huán)煙道設計方案5（φ＝1.2m）煙道內(nèi)部流線圖Fig.5 The streamline diagram of design scheme 5 for flue gas circulation duct

如圖5所示，循環(huán)風在循環(huán)煙道和風機形成的回路中循環(huán)流動，氣流流動通暢，速度均勻性好；但是在這幾個工況下，循環(huán)風的流速較高，因此建議循環(huán)煙道內(nèi)部采用耐磨和防腐工藝，以提高運行的安全性和穩(wěn)定性。

4 改造方案論證

4.1 安全性和經(jīng)濟性分析

在330MW（分為正常燃燒和低氧燃燒）、290MW和230MW工況下，根據(jù)推薦方案（設計方案5）循環(huán)風量結果估算了循環(huán)煙道改造對風機能耗和失速裕度的影響，計算結果如表3所示。

由表3可知，循環(huán)煙道完全開啟時，在330MW工況（低氧燃燒）下，預計每臺電機增加能耗513kW，預計風機增加電流58A，風機失速裕度k為1.94，遠高于電力行業(yè)標準《電站鍋爐風機選型和使用導則》（DL/T468-2004）中規(guī)定的失速裕度系數(shù)1.3，風機可以安全運行；在330MW工況（正常燃燒）下，預計每臺電機增加能耗778kW，預計風機增加電流88A，風機失速裕度k為1.82，也遠高于電力行業(yè)標準《電站鍋爐風機選型和使用導則》（DL/T468-2004）中規(guī)定的失速裕度系數(shù)1.3，風機也可以安全運行。

表3 設計方案5能耗和失速裕度計算表Tab.3 Results of energy consumption and stall margin for design scheme 5

因此，采用煙氣循環(huán)煙道設計方案5后，引風機運行的能耗有所增加（可以通過調節(jié)擋板門開度進一步優(yōu)化），但是引風機運行的失速裕度顯著提高，可以滿足機組安全穩(wěn)定運行的要求。

4.2 電機容量校核

由表3可知，300MW（正常燃燒）工況單臺引風機的風量為298m3/s，而設計方案5循環(huán)煙道完全開啟時的循環(huán)風量為93.3m3/s，因此風機新風量為391.3m3/s。風機效率按85%計算，經(jīng)過計算得到所需的電機功率為3 134kW。若電機取5%的裕量，則電機功率為：3 134×1.05=3 290kW＜3 900kW（現(xiàn)有電機的額定功率）。

因此，循環(huán)煙道改造完成后，現(xiàn)有電機可以滿足風機在330MW（正常燃燒）工況所需的功率要求，所以電機無需更換。

5 實驗結果驗證

5.1 實驗方法

風機實驗方法和有關數(shù)據(jù)計算方法依據(jù)我國電力行業(yè)標準DL/T469-2004電站鍋爐風機現(xiàn)場性能試驗和國家標準GB10178-2006通風機現(xiàn)場試驗的規(guī)定進行。

實驗期間，將鍋爐機組各項參數(shù)調整到正常狀態(tài)并保持機組負荷和鍋爐燃燒穩(wěn)定，測試時鍋爐不進行吹灰。

風機的測量參數(shù)有：循環(huán)煙道的循環(huán)風量、風機進出口靜壓、大氣壓力、風機電流；同時在控制室內(nèi)記錄鍋爐相關的運行參數(shù)。

5.2 實驗結果

煙氣循環(huán)煙道改造完成后，于2017年5月18日0：00～5：30到現(xiàn)場進行了熱態(tài)性能測試，實驗時機組發(fā)電負荷為300MW，鍋爐為正常氧量燃燒狀態(tài)，煙道擋板門開度分別為80%和100%。性能實驗結果如表4所示。

由表4可知，在本次實驗實測300MW，鍋爐正常燃燒工況，擋板門全開時，A,B兩側平均循環(huán)風量為87.1m3/s，將該值換算到330MW工況為95.8m3/s。由表3可知，設計方案5設計循環(huán)風量為93m3/s。因此，本次引風機循環(huán)煙道內(nèi)流通的循環(huán)風量完全可以達到設計值。

表4 循環(huán)煙道實驗結果Tab.4 Experimental results of circulating gas duct

5.3 實驗結果分析

5.3.1 安全性分析

根據(jù)5.2小節(jié)給出的300MW工況煙氣循環(huán)煙道擋板門開度分別為80%和100%的循環(huán)風量，預估引風機的運行點并將其標識于風機的性能曲線上，如圖6所示。

根據(jù)圖6可以計算得到煙氣循環(huán)煙道在不同擋板開度下引風機的失速全裕度k，并將失速裕度k的計算結果列于表5。

圖6 300MW工況循環(huán)煙道全開引風機預估運行點位置Fig.6 The location of the estimated operating point of induced draft fan for the fully opened circulating gas duct under 300MW condition

由表5可知，當循環(huán)煙道的擋板門開度達到80%時，A,B側引風機的失速裕度k分別為1.73和1.55，遠高于電力行業(yè)標準中規(guī)定的失速裕度系數(shù)1.3，兩側引風機均可以安全穩(wěn)定的運行；當循環(huán)煙道的擋板門開度達到100%時，A,B側引風機的失速裕度k進一步提高，分別為1.96和1.69，遠高于電力行業(yè)標準中規(guī)定的失速裕度系數(shù)1.3，兩側引風機均可以安全穩(wěn)定的運行。

表5 擋板門不同開度時引風機的預估失速裕度Tab.5 Estimated stall margin for induced draft fan with different baffle openings

因此，建議引風機在300MW及以上工況下運行時，循環(huán)煙道擋板門開度要維持在80%及以上開度，這樣，才能保證風機有足夠的失速裕度。

5.3.2 經(jīng)濟性分析

因為引風機的電流大小可以直接反應出風機的能耗，所以表6給出了300MW工況擋板門不同開度時引風機的電流變化情況。

表6 擋板門不同開度時引風機電流變化值Tab.6 Current variation value for induced draft fan with different baffle openings

由表3和表6可知，與擋板門全關時相比，當擋板門開度為100%時，A,B兩側引風機電流分別增加67A和70A，均低于設計時預估電流增加值88A。

由此可見，本次循環(huán)煙道改造后，引風機實際運行的經(jīng)濟性可以達到設計值。

6 結論與建議

1）針對兩臺330MW機組引風機提出了9種煙氣循環(huán)煙道設計方案，然后運用數(shù)值方法對9種方案進行比選，最后綜合從安全性和經(jīng)濟性方面考慮確定采用設計方案5（φ=1.2m）；

2）煙氣循環(huán)煙道改造完成后，在300MW鍋爐正常燃燒工況進行了現(xiàn)場熱態(tài)性能實驗。實驗測試結果表明，設置煙氣循環(huán)煙道后，循環(huán)煙道的循環(huán)風量、引風機運行安全性和經(jīng)濟性均能達到設計預期。因此，本次引風機煙氣循環(huán)煙道改造是非常成功的。

3）建議引風機在300MW及以上工況下運行時，循環(huán)煙道擋板門開度要維持在80%及以上開度，這樣，才能保證風機有足夠的失速裕度。