超臨界鍋爐尾部煙道振動分析及治理

李有信

(中國大唐集團科學技術研究院有限公司華中分公司，鄭州 450000)

超臨界鍋爐尾部煙道振動分析及治理

李有信

(中國大唐集團科學技術研究院有限公司華中分公司，鄭州 450000)

某電廠超臨界II1型鍋爐檢修后尾部煙道出現(xiàn)振動。經分析、計算、試驗，認為振源在低溫過熱器區(qū)域，引起振動的主要原因是卡門渦流脫落頻率接近煙道的聲學駐波頻率而使設備產生高頻共振所致。通過在低溫過熱器區(qū)域加裝防振隔板，振動問題得以解決，取得了滿意的效果。

尾部煙道；振動；卡門渦流；隔板

0 引言

某發(fā)電公司#1鍋爐從2015年檢修后尾部煙道時常發(fā)生振動，振動跟負荷有關，主要發(fā)生在600 MW負荷以上，隨著負荷的繼續(xù)增加，振動也逐漸增強，600 MW負荷以下未見明顯振動。600 MW負荷以上振動又與煙氣擋板開度有關，過熱器擋板在100%，再熱器擋板在30%以下時易發(fā)生振動。發(fā)生振動時調節(jié)再熱煙氣擋板至50%，減小過熱側的煙氣量和流速，振動消除。然而，再熱煙氣擋板開度在30%以上時需開再熱器減溫水控制再熱汽溫，影響鍋爐經濟性。

1 設備概況

該鍋爐是東方鍋爐股份有限公司制造的DG2060/26.15-II1型國產超超臨界變壓本生直流鍋爐，是一次再熱、單爐膛、前后墻對沖燃燒、尾部雙煙道結構、采用煙氣擋板調節(jié)再熱汽溫、固態(tài)排渣、平衡通風、全鋼結構、露天布置、全懸吊結構Π型爐，主要技術參數見表1。

其尾部為雙煙道結構，通過中隔墻分為前后2個煙道。前側煙道為低溫再熱器，由3段水平管組組成。后側煙道上部為低溫過熱器，單段水平管組，下部布置省煤器，由2段水平管組組成，如圖1所示。前后煙道各有煙氣擋板，調節(jié)過熱器和再熱器的汽溫。

2 振動原因分析

高負荷時，過熱器煙氣擋板為全開狀態(tài)，再熱器的煙氣擋板保持較小開度，所以低溫過熱器側的煙氣流速較大，低溫再熱器側的煙氣流速較小。在尾部煙道振動情況下調節(jié)再熱煙氣擋板至50%，減小了過熱側的煙氣量和流速，振動消除，說明該振動與煙氣流速有關。比較振動發(fā)生前后入爐煤煤質，熱值明顯下降。隨著燃煤熱值的下降，同樣工況下煙氣量增加，低溫過熱器區(qū)域的流速增加，也表明該振動與煙氣流速存在關系。

表1 鍋爐主要參數

圖1 尾部煙道布置

尾部煙道中，隨著煙氣向后流動，溫度逐漸降低，煙氣流速也隨著溫度的降低而減小，所以在尾部煙道中，低溫過熱器區(qū)域的流速最高。

表2 振動測量結果

經以上分析，認為該振動是煙氣流經低溫過熱器水平段管排產生的卡門渦流所引起的聲學型振動。煙氣在管束中流動時，在管后的尾流呈現(xiàn)一種順時針方向和逆時針方向交替旋轉的漩渦。這些漩渦交替地從管子兩側脫落，脫落頻率與來流速度成正比?？ㄩT渦流的脫落使管子后方產生了垂直于管子和氣流方向的氣壓脈動。如果管束中卡門渦流的脫落頻率與管束間煙氣柱聲駐波的固有頻率耦合，就會激發(fā)起煙氣柱發(fā)生強烈的自激振動，繼而引起尾部煙道的振動[1-2]。

2.1卡門渦流頻率

卡門渦流脫落頻率f的計算式為：

式中：v為煙氣速度，m/s；d為受熱面管子外徑，m；S是一個與雷諾數有關的無因次量。

設L為管排的縱向節(jié)距，m；l為橫向節(jié)距，m；則順列管排的S為：

根據機組設計資料，低溫過熱器水平段繞組的縱向節(jié)距為0.152 0 m，橫向節(jié)距為0.114 3 mm，管子外徑為0.501 0 m。在600 MW進行了鍋爐煙氣量測量，計算低溫過熱器煙氣平均流速是9.5 m/s。將相關參數代入脫落頻率f的計算式后，求得f為37.46 Hz[3]。

2.2煙道駐波頻率

周期和振幅相同的波向順列管束間傳播時互相干涉，形成駐波。當低密度的流體穩(wěn)定地橫向流過管束時，可能產生1個既垂直于管子、又垂直于流動方向的聲學駐波，尾部煙道滿足駐波發(fā)生條件。駐波是一種縱波，波的傳遞速度與駐波所在介質的聲速相同。由于煙道內的聲波可以與反射回來的聲波疊加，因此煙道的駐波有n階(n=1，2，3,…)，也稱n次諧波。

假如煙道內存在駐波，則其波長和煙道寬度W之間必然有一定的關系，基波(一階諧波)波長是煙道寬度的兩倍；二階諧波波長等于煙道寬度；三階諧波波長為煙道寬度的2/3。駐波頻率fz計算公式為：

式中：c為某一溫度下煙氣介質中的聲速，m/s；n=1，2，3,…；b為煙道寬度，m。

某一溫度下的聲速可由下式求出：

式中：煙氣絕熱指數K=1.333；煙氣氣體常數R=276 J/(kg·K)；T為氣體熱力學溫度，K。

低溫過熱器所在位置的煙道寬度b為23 531.8 mm。在600 MW工況，低溫過熱器水平段煙氣平均溫度T為636 ℃。將相關參數帶入駐波頻率fz的計算式后，求得當n=3時，fz為36.86 Hz。

2.3聲學共振的判定

當卡門渦流頻率與煙道某階諧波頻率之比k符合條件：0.8

2.4振動測試

為驗證對振源的判斷和振動頻率的計算，對尾部煙道的振幅和頻率進行了試驗測試。測試在機組600 MW負荷，尾部煙道振動時進行。測試位置選擇在尾部煙道分段管組中間區(qū)域，測點布置在檢修人孔處，如圖2所示，測試數據見表2。

圖2 振動測量位置

由試驗測量結果可以看出，低溫過熱器出口區(qū)域振幅最大，并且振動頻率為36.9 Hz，和計算值非常相近。判斷低溫過熱器區(qū)域為振源區(qū)域。

3 治理方案

鍋爐煙道是一個易發(fā)生共振的結構。一方面，煙氣流過管束時，卡門渦流必然產生，故引起共振的激振力總是存在。另一方面，煙氣流的聲駐波具有無限的諧波，只要卡門渦流引起的激振頻率與煙氣柱聲駐波的任一諧波頻率相耦合，共振都會發(fā)生。

李有信：超臨界鍋爐尾部煙道振動分析及治理

要抑制這種氣體的振動，必須使振動系統(tǒng)失諧。為達到此目的，可以在煙道的寬度方向裝設若干隔板。隔板可以將低溫過熱器所在的尾部煙道分為多個較小的隔間，使各個隔間的聲駐波固有頻率大于卡門渦流的最大頻率。根據相關資料，一般把隔間的固有頻率提高到 100 Hz以上。

隔板在振源區(qū)域低溫過熱器處安裝，沿尾部煙道寬度方向共布置8組，每組安裝位置見表3，每組有5片鋼板。每組隔板由5片裝設在同一平面、高2 650 mm、寬1 550 mm 的矩形鋼板組成，如圖3所示。由于低溫過熱器管卡布置原因，5片隔板錯列布置，并使其能夠將貫通管排縱向節(jié)距的氣柱完全隔斷。

圖3 隔板位置示意

鍋爐對稱中心線一側的隔板間距互不相同，使得不同隔間的聲駐波頻率不同。即使在管組的某一部分發(fā)生共振，其他部分由于它們的固有頻率不同而保持平靜。因此共振是局部的，整個管組不會發(fā)生總體振動。而且這種局部的振動也很輕微，因為所有相鄰的其他氣柱由于慣性作用而對這一振動起阻尼作用。

2016年6月按此方案對低溫過熱器布置隔板，如圖4所示，鍋爐再次啟動，無論高低負荷未再發(fā)生尾部煙道振動。

圖4 隔板安裝

隔板序號12345678距離/mm2507．65250．87651．110508．613023．215880．7182818．021024．2

4 結束語

鍋爐尾部煙道振動受鍋爐性能、結構、生產工藝等方面的影響，在運行中也受入爐煤質，運行控制等影響。所以在鍋爐的設計、制造中要進行充分的考慮、核算，需要的話在工廠預裝隔板后出廠。

[1]孫籠.工程流體力學[M].北京：水利電力出版社.1992.

[2]丁立新.電廠鍋爐原理[M].北京：中國電力出版社，2008.

[3]董坤.卡門渦旋流對電站鍋爐安全性的影響及治理措施[J].熱力發(fā)電，2008，37(10):31-34.

TK 227.7

B

1674-1951(2017)10-0049-03

2017-07-13；

2017-09-13

(本文責編：齊琳)

李有信(1981—)，男，河南方城人，工程師，從事電廠試驗及調試方面的工作(E-mail:94660172@qq.com)。

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