600 MW 超臨界機(jī)組尾部煙道流場(chǎng)優(yōu)化

（浙江大唐烏沙山發(fā)電有限責(zé)任公司，浙江 寧波 315722）

0 引言

隨著燃煤發(fā)電廠超低排放及節(jié)能改造的全面推進(jìn)，大部分燃煤發(fā)電廠出現(xiàn)煙道阻力偏高、管道振動(dòng)及噪音超標(biāo)等現(xiàn)象，煙風(fēng)流場(chǎng)問(wèn)題對(duì)機(jī)組安全、經(jīng)濟(jì)、環(huán)保運(yùn)行的重要性愈發(fā)突出。

為探究大型火力發(fā)電廠煙風(fēng)管道系統(tǒng)優(yōu)化機(jī)理，李昊燃等人利用數(shù)值模擬的方法，對(duì)大多數(shù)發(fā)電廠采用方截面煙道模型的流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值計(jì)算并分析，結(jié)果表明：方截面煙道的內(nèi)撐桿后存在明顯的尾跡渦流區(qū)，且流動(dòng)穩(wěn)定以后的直煙道有效流動(dòng)面積僅為煙道截面總面積的79%左右；方截面直煙道和90°彎頭的出口速度偏差分別為0.209 和0.246，煙道阻力偏高，煙道壓力損失嚴(yán)重[1]。煙風(fēng)系統(tǒng)中的風(fēng)機(jī)設(shè)備是燃煤機(jī)組的耗電大戶(hù)，據(jù)統(tǒng)計(jì)，發(fā)現(xiàn)目前發(fā)電廠運(yùn)營(yíng)機(jī)組中為克服煙氣系統(tǒng)阻力而設(shè)置的風(fēng)機(jī)設(shè)備約占廠用電率的1%[2]。由于在前期設(shè)計(jì)過(guò)程中未充分考慮尾部煙道系統(tǒng)阻力，導(dǎo)致煙道系統(tǒng)阻力較大，生產(chǎn)能耗指標(biāo)高。如果能夠?qū)燂L(fēng)系統(tǒng)的設(shè)備及煙道進(jìn)行優(yōu)化，降低其運(yùn)行阻力，就能大幅降低發(fā)電廠能耗，達(dá)到節(jié)能降耗的目的。

1 設(shè)備簡(jiǎn)介

某發(fā)電廠3 號(hào)機(jī)組配置600 MW 超臨界直流鍋爐，鍋爐型號(hào)為HG-1890/25.4-YM4，一次中間再熱，固態(tài)排渣、單爐膛、平衡通風(fēng)、Π 型布置、全鋼構(gòu)架懸吊結(jié)構(gòu)、露天布置，燃燒方式為前后墻對(duì)沖燃燒，采用30 只低NOX雙調(diào)風(fēng)軸向旋流燃燒器，每層5 只，前后墻各15 只，分三層對(duì)稱(chēng)布置。為實(shí)現(xiàn)空氣分級(jí)降低NOX，前后墻各布置兩層OFA（燃盡風(fēng)裝置），每層5 只，共20只。鍋爐尾部煙氣依次流經(jīng)SCR（選擇性催化還原脫硝）裝置、空預(yù)器、MGGH（熱媒體氣氣換熱器）冷卻段、靜電除塵器、引風(fēng)機(jī)、脫硫吸收塔、濕式除塵器、MGGH 加熱段、煙囪。

自超低排放及MGGH 改造后，鍋爐尾部煙道及設(shè)備阻力顯著增大，鍋爐尾部煙道（空預(yù)器出口至吸收塔入口）布置結(jié)構(gòu)不合理，該段煙道變徑、轉(zhuǎn)向煙道比較多，造成尾部煙道阻力大、入口煙氣流速分布均勻性極差，從流場(chǎng)角度來(lái)看，MGGH 冷卻段存在較大磨損泄露的風(fēng)險(xiǎn)。3 號(hào)機(jī)組在530 MW 負(fù)荷時(shí)，引風(fēng)機(jī)出力已達(dá)到了額定工況，進(jìn)而影響了機(jī)組進(jìn)一步帶負(fù)荷的能力。為降低鍋爐尾部煙道運(yùn)行阻力，計(jì)劃利用3 號(hào)鍋爐檢修機(jī)會(huì)對(duì)其尾部煙道阻力集中段進(jìn)行降阻及流場(chǎng)優(yōu)化改造。

2 改造前煙道模型及數(shù)值模擬

數(shù)值模擬采用大型商業(yè)流動(dòng)動(dòng)力學(xué)計(jì)算軟件k-ε 湍流模型，網(wǎng)格采用邊界層加密。邊界條件設(shè)置為：進(jìn)口質(zhì)量流量邊界條件，出口壓力邊界條件，壁面采用無(wú)滑移邊界條件。由于數(shù)值模擬均采用均勻來(lái)流速度邊界條件，且未考慮煙道內(nèi)管撐、角鋼、加強(qiáng)肋等構(gòu)件的影響，實(shí)際改造后煙道阻力與數(shù)值模擬結(jié)果略有差別。

2.1 空預(yù)器出口至電除塵入口段煙道

圖1 所示為空預(yù)器出口至電除塵入口段煙道布置三維模型。空預(yù)器出口至靜電除塵器入口由2 個(gè)煙道組成，單側(cè)空預(yù)器煙道一分為二，流經(jīng)MGGH 冷卻段進(jìn)入到靜電除塵器入口?？疹A(yù)器出口至靜電除塵器入口段煙道長(zhǎng)度僅為20 m 左右，其間布置了5 個(gè)轉(zhuǎn)向煙道，且MGGH 冷卻段距離分叉、轉(zhuǎn)向煙道非常近，可以初步判斷該段煙道阻力非常大，MGGH 冷卻段入口煙氣流場(chǎng)分布非常差。

圖1 空預(yù)器出口至電除塵入口煙道三維模型

圖2 為該段煙道煙氣流場(chǎng)CFD（計(jì)算流體力學(xué)）數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果。從結(jié)果來(lái)看，由于該段多個(gè)變徑、轉(zhuǎn)向煙道的存在，煙氣流動(dòng)過(guò)程中煙氣全壓變化大，表明該段煙氣流動(dòng)阻力較大。圖3及圖4 為MGGH 冷卻段入口煙道煙氣流速分布云圖，從圖中可以看出，進(jìn)入MGGH 冷卻段通道后煙氣出現(xiàn)明顯的氣流分離現(xiàn)象，高、低速氣流“涇渭分明”，非常不利于MGGH 冷卻段正常運(yùn)行。

圖2 空預(yù)器出口至MGGH 冷卻段入口煙道全流程全壓分布

圖3 MGGH 冷卻段入口水平段煙道流速分布

圖4 MGGH 冷卻段入口煙道截面流場(chǎng)分布

數(shù)值模擬統(tǒng)計(jì)如表1 所示，結(jié)果表明，各MGGH 冷卻段通道入口煙氣最低流速僅為1.0 m/s，最高流速達(dá)到了20.0 m/s，入口截面煙氣流速相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差達(dá)到了70%以上，如此惡劣的煙氣流場(chǎng)非常不利于MGGH 冷卻段高效安全運(yùn)行。

表1 各MGGH 冷卻段入口煙道煙氣流場(chǎng)

另外，數(shù)值模擬計(jì)算統(tǒng)計(jì)如表2 所示，結(jié)果表明，空預(yù)器出口至MGGH 冷卻段入口段煙道煙氣阻力達(dá)到了830 Pa，該段的煙氣阻力明顯偏大。這是煙道阻力高的主要原因，也是進(jìn)行煙道優(yōu)化需要重點(diǎn)解決的問(wèn)題。

表2 空預(yù)器出口至靜電除塵器入口煙道煙氣阻力

2.2 引風(fēng)機(jī)至吸收塔入口段煙道

圖5 為引風(fēng)機(jī)出口至吸收塔入口段煙道三維模型。煙氣經(jīng)過(guò)兩臺(tái)引風(fēng)機(jī)匯合后進(jìn)入吸收塔，該段煙道布置了多個(gè)變徑、匯合以及轉(zhuǎn)向煙道，煙氣阻力有一定降低空間。

圖5 引風(fēng)機(jī)出口至吸收塔入口段煙道

圖6、圖7、圖8 為CFD 模擬計(jì)算云圖。從圖中可以看出，原始方案下，整個(gè)煙道行程內(nèi)煙氣全壓變化幅度大，表明煙氣流動(dòng)阻力大；煙氣流動(dòng)中存在大片氣流速度高低分明的區(qū)域，顯著增加了氣流耗散阻力，大大增加了煙氣流動(dòng)阻力。CFD 模擬計(jì)算結(jié)果表明，該段煙道的煙氣阻力為328 Pa，煙氣阻力偏大，可通過(guò)煙道降阻流場(chǎng)優(yōu)化降低該段煙道阻力。

圖6 引風(fēng)機(jī)出口至吸收塔入口段煙道流動(dòng)全壓云圖

圖7 吸收塔入口段煙道流速分布云圖

圖8 吸收塔入口段煙道流速分布云圖

3 優(yōu)化方案

3.1 空預(yù)器出口至靜電除塵入口段煙道流場(chǎng)優(yōu)化設(shè)計(jì)

圖9 所示為空預(yù)器出口至靜電除塵器煙道降阻流場(chǎng)優(yōu)化設(shè)計(jì)方案，該方案在考慮該段煙道降阻效果的同時(shí)，充分考慮了MGGH 冷卻段入口流場(chǎng)流速分布的均勻性。圖10、圖11、圖12 為優(yōu)化設(shè)計(jì)方案下煙道煙氣流場(chǎng)CFD 數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果。從結(jié)果來(lái)看，優(yōu)化設(shè)計(jì)方案下，該段煙道煙氣阻力明顯降低。

圖9 空預(yù)器出口至靜電除塵器煙道流場(chǎng)優(yōu)化設(shè)計(jì)方案

圖10 空預(yù)器出口至MGGH 冷卻段入口煙道全流程全壓分布

圖11 MGGH 冷卻段入口水平段煙道流速分布

圖12 MGGH 冷卻段入口煙道截面流場(chǎng)分布

數(shù)值模擬統(tǒng)計(jì)結(jié)果表明，該段煙道煙氣阻力降至275 Pa，煙氣降阻達(dá)到555 Pa，降阻率達(dá)到67%。另外，MGGH 冷卻段入口煙氣流速分布范圍由1～20 m/s 降至3～8 m/s，入口截面速度相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差也由70%以上降至26%左右，表明該方案在顯著降低煙氣阻力的同時(shí)，MGGH 冷卻段入口煙氣流場(chǎng)均勻性也達(dá)到了顯著改善，有利于MGGH 裝置高效、安全運(yùn)行。

3.2 引風(fēng)機(jī)至吸收塔入口段煙道流場(chǎng)優(yōu)化設(shè)計(jì)

圖13 為引風(fēng)機(jī)出口至吸收塔入口段煙道降阻優(yōu)化設(shè)計(jì)方案。通過(guò)在變徑、匯合以及轉(zhuǎn)向煙道處設(shè)置合適的導(dǎo)流板，可有效降低煙氣流動(dòng)阻力。CFD 模擬計(jì)算結(jié)果表明，優(yōu)化設(shè)計(jì)方案下，該段煙道的煙氣阻力由328 Pa 降至226 Pa，煙氣阻力降低了102 Pa。圖14、圖15 為優(yōu)化設(shè)計(jì)方案下煙道煙氣流場(chǎng)CFD 數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果。從結(jié)果來(lái)看，優(yōu)化設(shè)計(jì)方案下，該段煙道煙氣阻力明顯降低，煙氣流場(chǎng)均勻性也達(dá)到了明顯改善。

圖13 引風(fēng)機(jī)出口至吸收塔入口段煙道降阻優(yōu)化設(shè)計(jì)方案

圖14 引風(fēng)機(jī)出口至吸收塔入口段煙道流動(dòng)全壓云圖

4 改造效果

圖15 吸收塔入口段煙道流速分布云圖

根據(jù)CFD 模擬計(jì)算結(jié)果，結(jié)合改造工期和收益，3 號(hào)鍋爐選擇對(duì)空氣預(yù)熱器出口至靜電除塵器煙道、引風(fēng)機(jī)出口至脫硫塔入口煙道實(shí)施降阻改造，并在改造前、后分別進(jìn)行了煙道沿程阻力、煙氣流量和煙道阻力優(yōu)化性能驗(yàn)收試驗(yàn)。試驗(yàn)工況下，根據(jù)入爐煤煤質(zhì)化驗(yàn)數(shù)據(jù)、灰渣可燃物數(shù)據(jù)、煙氣成分及入爐煤量等數(shù)據(jù)，計(jì)算得出改造前、后煙氣流量基本相當(dāng)。改造前、后各項(xiàng)參數(shù)如表3—5 所示。

表3 改造前、后鍋爐各煙道測(cè)點(diǎn)全壓

表4 改造前、后各段煙道阻力

表5 改造前、后主要參數(shù)對(duì)比

3 號(hào)鍋爐煙道阻力優(yōu)化改造后，在機(jī)組負(fù)荷600 MW 試驗(yàn)工況下，空氣預(yù)熱器出口至煙氣冷卻器入口煙道阻力為112 Pa，比改造前下降624 Pa；引風(fēng)機(jī)出口至脫硫塔入口煙道阻力為173 Pa，比改造前下降175 Pa。

改造前、后參數(shù)對(duì)比表明，在爐膛負(fù)壓、煙囪入口煙壓以及煙氣量基本相同的條件下，改造后引風(fēng)機(jī)全壓升減小了0.6 kPa，引風(fēng)機(jī)電流減小了15 A。

根據(jù)引風(fēng)機(jī)的電機(jī)功率計(jì)算公式估算，2 臺(tái)引風(fēng)機(jī)電流減小30 A，發(fā)電設(shè)備平均利用小時(shí)數(shù)取4 500 h，電價(jià)按0.415 元/kWh 計(jì)算，則每年節(jié)約的引風(fēng)機(jī)耗電量約為125.2 萬(wàn)kWh，僅風(fēng)機(jī)電費(fèi)每年可節(jié)約51.96 萬(wàn)元，節(jié)能效果較好。

5 結(jié)論

（1）通過(guò)尾部煙道流場(chǎng)優(yōu)化改造，煙道阻力大幅降低，可有效釋放引風(fēng)機(jī)能力，機(jī)組帶負(fù)荷能力恢復(fù)至銘牌值。

（2）尾部煙道流場(chǎng)優(yōu)化，消除了大部分氣流旋流，減輕設(shè)備磨損，保證MGGH 冷卻段及引風(fēng)機(jī)安全運(yùn)行。