電廠燃煤鍋爐局部煙道導(dǎo)流裝置設(shè)計(jì)優(yōu)化

莫 遜，朱冬生,4，葉 周，涂愛民

(1.中國科學(xué)院 廣州能源研究所，廣東 廣州 510640；2.中科院可再生能源重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣東 廣州 510640；3.廣東省新能源和可再生能源研究開發(fā)與應(yīng)用重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣東 廣州 510640；4.榆林學(xué)院，陜西 榆林 719000)

0 引 言

目前火力電廠燃煤鍋爐的排煙溫度基本在120～150 ℃，排煙溫度高易導(dǎo)致排煙損失大[1]，導(dǎo)致鍋爐熱效率降低1%～3%[2]，不利于國家超凈排放新環(huán)保政策的實(shí)施。為了提高鍋爐熱效率，在除塵器前的煙道增加低溫省煤器或MGGH設(shè)備系統(tǒng)來降低除塵器入口煙氣溫度，吸收的熱量用來提升進(jìn)入煙囪的煙氣溫度，提高煙囪的抬升能力。這種節(jié)能環(huán)保措施既能提高除塵器的除塵效率、降低脫硫系統(tǒng)的噴水消耗量，又能提高煙囪的抬升能力，消除煙囪“有色煙羽現(xiàn)象”[3]。設(shè)備運(yùn)行后發(fā)現(xiàn)由于煙氣流場不均勻而導(dǎo)致低溫省煤器或MGGH系統(tǒng)換熱器的管束出現(xiàn)嚴(yán)重局部磨損。為了提高設(shè)備的可靠性，延長設(shè)備使用壽命，筆者采用ANSYS18.0軟件的FLUENT[4]模塊對(duì)電廠燃煤鍋爐的尾部煙道系統(tǒng)進(jìn)行流場模擬，并針對(duì)流場速度分布情況，合理設(shè)計(jì)導(dǎo)流裝置，以提高換熱器區(qū)域的流場均勻度，降低換熱器的局部磨損機(jī)率，延長低溫省煤器或MGGH系統(tǒng)設(shè)備的使用壽命。

國內(nèi)學(xué)者對(duì)煙道流場均勻改造進(jìn)行了大量研究，毛劍宏等[5]發(fā)現(xiàn)在AIG上游具有變截面煙道且長度較短時(shí)，導(dǎo)流板傾斜角度對(duì)AIG入口的煙氣流速有較大影響。雷達(dá)和金保升[6]研究發(fā)現(xiàn)在AIG導(dǎo)流板的配置中，渦旋與二次流造成催化劑入口界面上速度不均勻及入射角過大，催化劑上方增加整流柵可抑制渦旋與二次流。王為術(shù)等[7]研究表明SCR反應(yīng)器前煙道煙氣流速不均勻，加裝設(shè)計(jì)導(dǎo)流裝置后，流場顯著改善，系統(tǒng)內(nèi)煙氣流速和氨氮比標(biāo)準(zhǔn)偏差均下降到15%。鄧曉川等[8]認(rèn)為煙道轉(zhuǎn)彎處彎頭與直段煙道等徑，有利于提升煙道內(nèi)氣流分布的均勻性。綜上所述，國內(nèi)大多數(shù)學(xué)者對(duì)脫硝設(shè)備入口的流場進(jìn)行改進(jìn)研究，彎道及變截面單一，鮮少考慮煙道各轉(zhuǎn)向或變截面之間的影響，且鮮見除塵器前低溫省煤器前煙道流場的相關(guān)研究。

筆者針對(duì)實(shí)際煙道布置特點(diǎn)，研究一系列不同結(jié)構(gòu)尺寸導(dǎo)流裝置對(duì)煙道流場的影響和對(duì)省煤器管束流場的影響，并在煙道關(guān)鍵位置采用不同導(dǎo)流裝置組合，經(jīng)過優(yōu)化對(duì)比后找出最符合實(shí)際工程的導(dǎo)流裝置結(jié)構(gòu)參數(shù)及最佳組合，解決低溫省煤器由于流場不均而導(dǎo)致的磨損問題。

1 研究對(duì)象

1.1 低溫省煤器前后煙道系統(tǒng)

低溫省煤器應(yīng)用于發(fā)電廠的2臺(tái)150 MW機(jī)組配套鍋爐，位于空氣預(yù)熱器與除塵器之間的垂直煙道。低溫省煤器降低鍋爐排煙溫度后回收的熱量一部分用于提高鍋爐熱效率，另一部分提供給溴制冷機(jī)組。在鍋爐最大連續(xù)出力(BMCR)工況下，煙氣體積流量為550 000 Nm3/h，設(shè)置的低溫省煤器使煙氣溫度從145 ℃降低到120 ℃左右，有利于超凈排放系統(tǒng)改造?？諝忸A(yù)熱器與除塵器之間的煙道有灰斗，4個(gè)大于90°偏轉(zhuǎn)彎頭，1個(gè)90°偏轉(zhuǎn)彎頭，使得煙氣流場由于離心力的作用煙塵流體密度場極不均勻，外側(cè)的粉塵大顆粒群居多，導(dǎo)致低溫省煤器靠近除塵器側(cè)的管束因流場不均勻，局部流速過快而產(chǎn)生嚴(yán)重磨損和堵灰(圖1)，因此必須對(duì)低溫省煤器前的煙道進(jìn)行導(dǎo)流裝置設(shè)計(jì)優(yōu)化，使設(shè)備區(qū)域的流場盡可能分布均勻，減輕換熱元件的局部堵灰和磨損。

圖1 低溫省煤器管束產(chǎn)生堵灰、磨損及泄漏情況Fig.1 Ash plugging,abrasion and leakage oflow temperature economizer tube bundle

1.2 網(wǎng)格模型

Ansys18.0 Fluent流場分析軟件配套很多模型網(wǎng)格劃分軟件，常用的有Gambit、ICEM CFD、Hypermesh、ANSA、Patran和Wrokbench mesh等。本文選擇Wrokbench mesh軟件建立1∶1低溫省煤器煙道系統(tǒng)模擬，設(shè)置模型的換熱器高度為Y向，寬度為Z向，長度為X向；根據(jù)電廠鍋爐煙道實(shí)際情況，在建模和模擬中假設(shè)煙氣的流體壓縮性為不可壓縮牛頓流體；煙氣進(jìn)出口溫度參數(shù)變化不大，不考慮其流體的膨脹性；設(shè)置煙道的灰斗進(jìn)口為煙氣入口，煙氣方向垂直于灰斗進(jìn)口平面；換熱器出口的水平煙道為煙氣出口。基于多孔介質(zhì)模型的數(shù)值模擬方法在20世紀(jì)70年代被用于模擬換熱器和核反應(yīng)堆中流體的流動(dòng)和傳熱問題。換熱器中存在大量換熱管道模擬該換熱器中的流動(dòng)，需要1.5億個(gè)網(wǎng)格單元，大大超出了目前計(jì)算機(jī)的計(jì)算能力。為此，PATANKAR和SPALDING[9]提出了采用分布阻力的方法，也稱為多孔介質(zhì)模型方法。本文中的低溫省煤器管束由高效三維管強(qiáng)化換熱元件組成了三維多通道、變空間的流通通道，結(jié)構(gòu)特點(diǎn)類似于多孔介質(zhì)模型煙氣由下向上流動(dòng)，不斷沿著錯(cuò)綜復(fù)雜的多通道360°融合或分開，模型非常復(fù)雜，如圖2所示。為了減少模型的網(wǎng)格單元，采用多孔介質(zhì)模型代替低溫省煤器模型。根據(jù)分析對(duì)象特點(diǎn)，模型的網(wǎng)格劃分原則為混合網(wǎng)格劃分：換熱器區(qū)域采用六面體結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，提高迭代精度以適應(yīng)換熱器復(fù)雜、激烈的流場，而其他不規(guī)則的區(qū)域采用四面體非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格。關(guān)鍵位置采用網(wǎng)格加密策略，以適應(yīng)復(fù)雜的流場；普通位置的網(wǎng)格相對(duì)稀疏，以降低計(jì)算機(jī)的計(jì)算量。在計(jì)算過程中通過逐步細(xì)化網(wǎng)格得到近似網(wǎng)格無關(guān)解，模型的總網(wǎng)格數(shù)量550萬個(gè)左右，提高了模型的計(jì)算的精度。結(jié)構(gòu)網(wǎng)格和非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格聯(lián)結(jié)良好，模型網(wǎng)格如圖3所示。

圖2 管束結(jié)構(gòu)示意Fig.2 Schematic diagram of tube bundle structure

圖3 模型網(wǎng)格Fig.3 Mesh of the model

1.3 數(shù)學(xué)模型與邊界條件

基于前文的假設(shè)與簡化，電廠燃煤鍋爐尾部煙道系統(tǒng)煙氣流場的控制方程通用形式[10-11]可表示為

(1)

其中，ρ為流體密度；t為時(shí)間；φ、Γ、S分別為通用變量、廣義擴(kuò)散系數(shù)和廣義源項(xiàng)；u為速度。各項(xiàng)依次為瞬態(tài)項(xiàng)、對(duì)流項(xiàng)、擴(kuò)散項(xiàng)和源項(xiàng)。根據(jù)鍋爐尾部煙道系統(tǒng)內(nèi)煙氣流動(dòng)湍流實(shí)際情況，采用可實(shí)現(xiàn)的k-ε湍流模型來模擬換熱器煙氣湍流運(yùn)動(dòng)。

換熱器由三維高效換熱管組成，管束為三維變空間，煙氣在其間流動(dòng)的特點(diǎn)與多孔介質(zhì)的流動(dòng)特點(diǎn)相似，為了減小計(jì)算機(jī)計(jì)算量引入多孔介質(zhì)模型代替換熱器模型，即

(2)

式中，Si為i向動(dòng)量源項(xiàng)；μ為層流黏度；α為介質(zhì)滲透性；C2為內(nèi)部阻力因子；νi為i向速度分量。

在低溫省煤器系統(tǒng)模擬中[12-13]，模擬的邊界條件為：① 流體區(qū)域采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε；② 壁面區(qū)域采用Standard Wall Function函數(shù)法；③ 速度場與壓力場耦合采用SIMPLEC算法。

入口條件設(shè)置：入口邊界條件采用速度入口(velocity-inlet)，流速v=15 m/s，流體溫度為135 ℃，采用水力直徑和湍流強(qiáng)度的方式定義入口來流的湍流參數(shù)；出口邊界條件采用出流(pressure-outlet)；灰斗其中一面設(shè)置為對(duì)稱面(symmetry)，其他設(shè)置為墻體(wall)；體的設(shè)置中，換熱管束設(shè)置為多孔介質(zhì)(porous media)，其他設(shè)置為空氣代替煙氣(gas)。

1.4 評(píng)價(jià)方法

為了評(píng)價(jià)流場好壞，采用相對(duì)根法標(biāo)準(zhǔn)的標(biāo)準(zhǔn)偏差系數(shù)Cv(速度偏差)[14-15],計(jì)算公式為

(3)

(4)

2 無導(dǎo)流裝置模擬結(jié)果及分析

2.1 無導(dǎo)流裝置分析模型

從灰斗出來的煙氣進(jìn)入低溫省煤器煙道系統(tǒng)共經(jīng)過5次變向，即5次離心力的作用，且流動(dòng)截面不斷改變，無導(dǎo)流板模型如圖4所示，模型分析截面如圖5所示。

圖4 無導(dǎo)流板模型Fig.4 Non-guide plate model

圖5 模型分析截面Fig.5 Analysis section of model

2.2 模擬結(jié)果分析

無導(dǎo)流裝置的煙道速度云圖如圖6所示，可知煙氣在煙道中不斷拐彎變向，到達(dá)低溫省煤器管束時(shí)，該區(qū)域的整個(gè)流場變得十分不均勻。換熱器靠近鍋爐一側(cè)的A側(cè)形成了低流速區(qū)，靠近除塵器一側(cè)的B側(cè)形成高速區(qū)，兩側(cè)形成明顯對(duì)比。

圖6 無導(dǎo)流裝置的煙道速度云圖Fig.6 Velocity contours of flue without guide plate

Z=0 mm、X=0 mm截面的速度云圖如圖7所示，可知在煙道形狀的作用下，煙氣不斷拐彎變向，產(chǎn)生了離心力，并且流體自動(dòng)選擇短路徑流動(dòng)特性，使得垂直煙道B側(cè)流速比較高，A側(cè)煙氣流速比較低，加之煙氣從橫截面積較小的煙道突然進(jìn)入橫截面積較大的換熱器區(qū)域，形成類似于L型煙道外側(cè)效應(yīng)低流速的高壓渦流區(qū)，煙塵在該區(qū)域打轉(zhuǎn)沉淀。實(shí)際工程顯示該區(qū)域積灰嚴(yán)重。由此，在換熱器A side區(qū)域形成低流速渦流區(qū)，圖7顯示了低流速區(qū)像“空洞效應(yīng)”。煙道中煙氣流場產(chǎn)生不均勻會(huì)造成后面設(shè)備磨損和堵灰[10]，縮短使用壽命。

圖7 Z=0 mm、X=0 mm截面的速度云圖Fig.7 Velocity contours of section Z=0 mm,X=0 mm

為了分析流場本質(zhì)現(xiàn)象，在換熱器中間建立分析截面，截面的速度云圖如圖8所示，可知進(jìn)入換熱器前，煙氣產(chǎn)生極大偏流，A側(cè)與B側(cè)出現(xiàn)了速度差值較大的跡象，這種偏差不斷發(fā)展，到達(dá)換熱器區(qū)域時(shí)，流場不均勻程度進(jìn)一步擴(kuò)大，使得低流速區(qū)擴(kuò)大到占空間體積至少50%。

圖8 Y=1 795 mm截面的速度云圖Fig.8 Velocity contours of section Y=1 795 mm

Y=1 795 mm截面的速度分布如圖9所示，每個(gè)點(diǎn)對(duì)應(yīng)的柱體越高，代表速度越大，反之越小。截面的總體分布規(guī)律為：靠近除塵器的B側(cè)煙氣流速偏高，最高達(dá)到了14 m/s左右；靠近鍋爐的A側(cè)煙氣流速偏低，最低流速達(dá)到2 m/s以內(nèi)，形成了“空洞效應(yīng)”，使得該截面的速度場極不均勻。

圖9 Y=1 795 mm截面的速度分布Fig.9 Velocity of gas distribution in section Y=1 975 mm

為了說明流場不均勻情況，引入標(biāo)準(zhǔn)偏差系數(shù)Cv。Y=1 795 mm速度標(biāo)準(zhǔn)偏差系數(shù)Cv=70.7%。根據(jù)要求，Cv在10%以內(nèi)才能達(dá)到流場均勻目的。流場不均勻使內(nèi)側(cè)煙氣流速低造成管束積灰，外側(cè)煙氣流速高造成管束磨損[12]；積灰導(dǎo)致煙氣流通面積減小，煙氣向高流速區(qū)流動(dòng)，且流速急劇增大，加快管束磨損，形成惡性循環(huán)，與第2.1節(jié)發(fā)電廠2臺(tái)150 MW機(jī)組配套低溫省煤器磨損情況吻合。因此低溫省煤器系統(tǒng)煙道必須增加導(dǎo)流裝置改善換熱器區(qū)域的流場。

3 導(dǎo)流裝置設(shè)計(jì)及模擬結(jié)果分析

經(jīng)過導(dǎo)流裝置數(shù)值模擬對(duì)比分析，最終得出的導(dǎo)流裝置方案如圖10～12所示。結(jié)果表明，導(dǎo)流裝置的主要元件長度、間距和安裝角度都對(duì)煙道流場有重要影響。本文未開展各參數(shù)組合討論，只分析最佳組合。

由圖10可知，該導(dǎo)流板處于灰斗與煙道的連接處，煙氣從大空間進(jìn)入小空間，流通通道截面積變化大，且煙氣轉(zhuǎn)向大，偏流現(xiàn)象嚴(yán)重，因此在該處設(shè)置第1處導(dǎo)流裝置。導(dǎo)流板的寬度與煙道一致，并垂直煙道截面，由煙道內(nèi)側(cè)到外側(cè)，導(dǎo)流板距離分別為450、500、550、550、650。導(dǎo)流另一端的連線與煙道截面的角度為10°。

圖10 灰斗與煙道連接處的導(dǎo)流裝置Fig.10 Guide plates at the connection of ash hopper and flue

由圖11可知，在水平煙道兩處的煙道變向處設(shè)置導(dǎo)流板裝置，消除煙氣由于離心力作用產(chǎn)生的流向偏離和粉塵流體濃度不均勻現(xiàn)象，迫使煙氣沿著合理的軌跡流動(dòng)。第2處導(dǎo)流板長度800 mm，寬度與煙道一致，導(dǎo)流板的中心線連線與煙道拐彎內(nèi)外側(cè)角的連線平行，距離為1 400 mm，導(dǎo)流板與水平線角度為0°。第3處導(dǎo)流板長度800 mm，寬度與煙道一致，導(dǎo)流板的始端連線與煙道拐彎內(nèi)外側(cè)角的連線平行，距離為900 mm，導(dǎo)流板與水平線角度為0°。

圖11 水平煙道2處導(dǎo)流裝置Fig.11 Two guide plates of horizontal flue

由圖12(a)可知，第4和第6處導(dǎo)流板結(jié)構(gòu)相同，分別設(shè)置于垂直段上/下兩端水平煙道與垂直煙道的90°轉(zhuǎn)換處。解決了彎頭處和擴(kuò)口造成的煙氣流場不均勻現(xiàn)象。圖4位置4、6處的導(dǎo)流裝置中彎頭的進(jìn)/出口設(shè)置“直段”和“調(diào)節(jié)段”，“直段”對(duì)彎頭的進(jìn)/出口煙氣有整流作用，“調(diào)節(jié)段”對(duì)煙氣偏流有矯正作用。根據(jù)煙氣自動(dòng)走阻力小路線原理，大部分煙氣沿著彎頭內(nèi)側(cè)路線流動(dòng)，導(dǎo)流板間距從煙道外側(cè)到內(nèi)側(cè)逐漸縮小，且相互平行，分別為700、650、500、450、400 mm，調(diào)節(jié)段角度為137°，迫使內(nèi)側(cè)阻力增大，外側(cè)阻力減小。

圖12 垂直煙道3處導(dǎo)流裝置Fig.12 Three guide plates of vertical flue

由圖12(b)可知，第5處導(dǎo)流板設(shè)置于垂直煙道與換熱器連接的擴(kuò)口處，使煙氣進(jìn)入換熱器裝置時(shí)分布均勻。該處導(dǎo)流裝置類似于方形“漏斗”狀，導(dǎo)流板進(jìn)/出口之間的距離均勻，但進(jìn)口的A、B側(cè)與C、D側(cè)之間的導(dǎo)流板距離均為375 mm，出口A、B側(cè)與C、D側(cè)之間的導(dǎo)流板距離分別為546、570 mm。

3.1 導(dǎo)流板裝置模型方案對(duì)比

為了對(duì)比最終方案的優(yōu)化過程，引入各方案模型對(duì)比，如圖13所示。

由圖13可知，方案1在第4、5的90°轉(zhuǎn)向處增加導(dǎo)流板裝置，是電廠煙道常用結(jié)構(gòu)；方案2在方案1的基礎(chǔ)上在第1～3轉(zhuǎn)向處增加導(dǎo)流板裝置；方案3在方案2的基礎(chǔ)上在進(jìn)入換熱器的擴(kuò)口增加導(dǎo)流板裝置。

圖13 導(dǎo)流板模型Fig.13 Guide plate models

3.2 速度場分析

換熱器3D速度云圖如圖14所示。圖14(a)在第4、5轉(zhuǎn)向處增加導(dǎo)流板裝置后，換熱器區(qū)域的流場特點(diǎn)與無任何導(dǎo)流板比較有所改善，但總趨勢沒有逆轉(zhuǎn)。圖14(b)在1、2、3轉(zhuǎn)向處增加導(dǎo)流裝置，換熱器區(qū)域流場均勻得到大幅提高，但還存在不可忽略的低流速區(qū)和高流速區(qū)。圖14(c)在進(jìn)換熱器擴(kuò)口增加導(dǎo)流裝置，換熱器區(qū)域流場均勻度非常好，從宏觀上來看達(dá)到了目的。

圖14 換熱器3D速度云圖Fig.14 3D velocity contours of heat exchanger

Z=0 mm、X=0 mm截面的速度云圖如圖15、16所示。

圖15 Z=0 mm截面的速度云圖Fig.15 Velocity contours of section Z=0 mm

圖16 X=0 mm截面的速度云圖Fig.16 Velocity contours of section X=0 mm

由圖15、16可知，方案1在一定程度上改善了煙道的流場，經(jīng)過導(dǎo)流板的分隔，減少內(nèi)外側(cè)的壓差，局部改善了流場，但不能大幅改善換熱器的流場。方案2更進(jìn)一步消除偏高和偏低流速區(qū)域，說明煙道轉(zhuǎn)向1、2、3對(duì)換熱器流場影響不可忽略。轉(zhuǎn)向1、2的導(dǎo)流裝置使煙道A、B側(cè)得到改善，轉(zhuǎn)向3導(dǎo)流裝置使得煙道C、D側(cè)得到改善。方案3徹底改善了煙道因變截面而對(duì)換熱器流場產(chǎn)生的影響，基本消除了高流速區(qū)和低流速區(qū)，整個(gè)截面流場基本實(shí)現(xiàn)均勻化。

Y=1 795 mm截面的速度云圖如圖17所示。圖17(a)、(b)中高流速和低流速區(qū)因?yàn)閷?dǎo)流裝置增加而逐漸消失。圖17(a)存在明顯的高流速區(qū)、低流速區(qū)。A和B側(cè)偏差很大。圖17(b)流場得到改善，A和B側(cè)趨于一致，只是靠近壁面的速度偏低。圖17(c)高流速區(qū)和低流速區(qū)基本消失，且消除了第2.1節(jié)低溫省煤器磨損情況中由于B側(cè)局部流速過高而磨損泄漏的流場不均勻情況，流場趨于均勻，高、低流速區(qū)域界線不明顯。

圖17 Y=1 795 mm截面的速度云圖Fig.17 Velocity contours of section Y=1 795 mm

為了更加直觀地反映改進(jìn)前后流場的區(qū)別，分別采用速度分布柱狀圖顯示每點(diǎn)的速度，具體如圖18所示。

圖18 Y=1 795 mm截面的速度分布Fig.18 Velocity of gas distribution in section Y=1 795 mm

圖18(a)中整體3D柱體圖呈不規(guī)則圖形，單個(gè)柱體長短不一情況嚴(yán)重；圖18(b)的整體3D柱體圖呈椎體形狀，中間高，四周低；圖18(c)的整體3D柱體基本呈立方體形狀，大部分煙氣流速為4～5 m/s。從標(biāo)準(zhǔn)偏差系數(shù)Cv分析，方案1的Cv為65.1%，方案2的Cv為55.4%，方案3的Cv為9.6%，說明方案3基本達(dá)到了低溫省煤器煙道系統(tǒng)的均流目的，且方案簡單、容易實(shí)施，可為實(shí)際工程案例提供借鑒和參考。

3.3 各方案壓強(qiáng)降對(duì)比

煙道系統(tǒng)增加導(dǎo)流裝置后勢必增加系統(tǒng)阻力，因此需要檢測系統(tǒng)阻力是否在可接受范圍內(nèi)。壓強(qiáng)取值位置如圖19所示，煙道系統(tǒng)不同方案下的壓降如圖20所示。

圖19 壓強(qiáng)取值位置示意Fig.19 Schematic diagram of pressure value location

圖20 煙道系統(tǒng)不同方案下的壓降Fig.20 Pressure drop under different schemes of flue system

由圖20可知，各方案曲線變化趨勢一樣。未增加導(dǎo)流裝置的煙道系統(tǒng)的進(jìn)出口壓降為477.9 Pa，方案1的壓降為532.6 Pa，方案2的壓降為561.3 Pa，方案3的壓降為586.7 Pa，其中方案3的壓降最大，但僅比無導(dǎo)流裝置增加了109.8 Pa，在可接受范圍。

4 結(jié) 論

1)從模擬結(jié)果可知無導(dǎo)流裝置的低溫省煤器煙道系統(tǒng)的流場和實(shí)際情況基本吻合，說明模擬可靠。煙道的空間轉(zhuǎn)向和截面變化是影響換熱器流場的主要因素，轉(zhuǎn)向角度越大、流通截面突變?cè)矫黠@，流場越不均勻。

2)在煙道每個(gè)轉(zhuǎn)向增加導(dǎo)流裝置，煙道及換熱器流場逐步改善，無導(dǎo)流板、方案1、方案2和方案3的標(biāo)準(zhǔn)偏差系數(shù)Cv分別為70.7%、65.1%、55.4%和9.6%，其中方案3效果最好且達(dá)到了均流要求，增加的導(dǎo)流裝置對(duì)原煙道系統(tǒng)的流動(dòng)阻力影響小。

3)采用軟件ANSYS 18.0的FLUENT模塊模擬手段設(shè)計(jì)分析煙道導(dǎo)流裝置及調(diào)節(jié)裝置的均流效果，是解決實(shí)際工程問題比較經(jīng)濟(jì)的可靠手段之一。