李延偉， 胡善苗， 馬達夫

(1. 國家電力投資集團河南電力有限公司沁陽發(fā)電分公司，河南焦作454150；2.東南大學(xué) 能源與環(huán)境學(xué)院，南京 210096；3. 上海發(fā)電設(shè)備成套設(shè)計研究院有限責(zé)任公司，上海 200240)

近年來，隨著國家各類節(jié)能環(huán)保政策的相繼出臺，煤電機組大力開展了脫硫脫硝工作。因此，對引風(fēng)機及其進出口煙道進行降阻尤為重要。同時，深入了解引風(fēng)機與其進出口煙道流場間的相互影響，對提高引風(fēng)機性能、降低系統(tǒng)阻力、節(jié)約廠用電等具有重要的意義[1-2]。

目前，關(guān)于引風(fēng)機及其進出口煙道流場與性能耦合的研究較少，并且多為單一方面的研究。已有的研究大都僅考慮引風(fēng)機本體，風(fēng)機邊界條件假設(shè)為風(fēng)機進口速度或質(zhì)量流量均勻，未考慮實際運行過程中引風(fēng)機進出口煙道對風(fēng)機邊界條件的影響；大多研究僅考慮進出口煙道區(qū)域，忽略風(fēng)機內(nèi)部流場特征及其對整個煙道流場的影響[3-5]。對于引風(fēng)機進出口煙道，其幾何特征不僅會影響鍋爐風(fēng)煙系統(tǒng)的阻力，而且會影響引風(fēng)機的運行狀態(tài)。同時，引風(fēng)機進出口煙道流場分布不均會影響引風(fēng)機的穩(wěn)定運行，嚴重時會造成引風(fēng)機異常振動，進而對機組運行的可靠性和安全性產(chǎn)生不良影響[6-7]。

將引風(fēng)機放入整個煙道系統(tǒng)中，對引風(fēng)機及其進出口煙道的整體進行全三維數(shù)值模擬計算，研究引風(fēng)機性能和煙道流場的變化，以使其更符合實際工程應(yīng)用情況。同時，以此為基礎(chǔ)可挖掘進出口煙道外部幾何特征與煙道流場和引風(fēng)機性能之間的聯(lián)系，了解煙道流場紊亂的原因，具有實際指導(dǎo)意義與工程應(yīng)用價值。

筆者利用計算流體力學(xué)(CFD)技術(shù)對雙級動葉可調(diào)軸流風(fēng)機及其進出口煙道的流場與性能進行數(shù)值模擬研究，為引風(fēng)機及其進出口煙道流場優(yōu)化的數(shù)值模擬提供更加準確可靠的理論依據(jù)，進而為軸流引風(fēng)機的優(yōu)化設(shè)計提供改進方向。

1 設(shè)備概況

某電廠600 MW機組配備2臺引風(fēng)機，引風(fēng)機采用雙級動葉可調(diào)軸流風(fēng)機。引風(fēng)機設(shè)計參數(shù)見表1(TB工況為風(fēng)機最大工況，BMCR工況為鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量工況)，電動機額定功率為5 200 kW。

表1 引風(fēng)機設(shè)計參數(shù)

模型自除塵器出口至脫硫塔進口，包含引風(fēng)機和煙道系統(tǒng)，將其稱為全煙道系統(tǒng)。因為單臺機組兩側(cè)除塵器出口至脫硫塔進口的煙道布置完全對稱，所以僅選取一側(cè)煙道進行建模計算。

2 數(shù)值模擬

2.1 模型建立

采用三維掃描儀對引風(fēng)機葉片的外形等進行數(shù)據(jù)采集，利用三維建模軟件建立引風(fēng)機三維整機全流道模型，煙道通流部分的幾何特征根據(jù)施工圖紙按照1∶1進行建模[8-9]。引風(fēng)機模型和全煙道系統(tǒng)模型見圖1。在滿足工程要求的前提下，為便于建模與模擬，對全煙道系統(tǒng)進行如下假設(shè)：(1)將煙氣視為不可壓縮牛頓流體，定常流動；(2)假設(shè)除塵器出口煙氣速度分布均勻；(3)忽略煙道中支撐桿等對流場影響較小的內(nèi)部構(gòu)造的影響[10-11]。

圖1 引風(fēng)機模型和全煙道系統(tǒng)模型

采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分引風(fēng)機進出口煙道，根據(jù)引風(fēng)機的結(jié)構(gòu)特征，將其分為進氣區(qū)、動葉輪區(qū)、導(dǎo)葉輪區(qū)和擴壓區(qū)等區(qū)域[12-13]?？紤]到葉片的結(jié)構(gòu)復(fù)雜性，首先對動葉輪區(qū)、導(dǎo)葉輪區(qū)進行單流道網(wǎng)格劃分，然后將得到的單流道模型網(wǎng)格繞中心軸旋轉(zhuǎn)復(fù)制生成全流道結(jié)構(gòu)網(wǎng)格。進出口煙道與引風(fēng)機之間通過Interface面進行信息的交換傳輸[14]。對于煙道壁面等速度梯度較大的區(qū)域采用網(wǎng)格加密處理，首層網(wǎng)格高度為5 mm，網(wǎng)格增長率為1.2，模型最大網(wǎng)格尺寸為500 mm。將風(fēng)機全壓、效率和煙道壓力損失作為特征參數(shù)，進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證，最終確定網(wǎng)格數(shù)量為1 600萬(見圖2)。

圖2 全煙道系統(tǒng)網(wǎng)格圖

2.2 邊界條件

將除塵器出口、脫硫塔進口分別作為模型進口、出口，同時將邊界條件設(shè)置為均勻速度進口、壓力出口；風(fēng)機內(nèi)部旋轉(zhuǎn)區(qū)和靜止區(qū)之間采用多參考系模型進行耦合計算，不同區(qū)域之間通過Interface面進行連接。選擇RNGk-ε湍流模型，采用標準壁面函數(shù)，應(yīng)用SIMPLE算法求解壓力-速度的耦合方程，方程源項中的壓為項采用PRESTO！差分格式，對流項、擴散項及湍流黏性系數(shù)均采用一階迎風(fēng)格式離散[15-16]。當殘差小于10-4，并且流場中監(jiān)測點參數(shù)波動小于3%時，認定計算收斂。

3 模擬驗證

需要對數(shù)值模擬得到的計算結(jié)果進行準確性驗證，根據(jù)電廠提供的設(shè)計參數(shù)，對引風(fēng)機動葉葉頂安裝角為32.0°時的性能參數(shù)進行模擬驗證。圖3為引風(fēng)機運行特性曲線。

圖3 引風(fēng)機運行特性曲線

由圖3可得：數(shù)值模擬得到的曲線與廠家提供的曲線的變化趨勢基本一致，并且兩者較為吻合。但是，在模擬中，建立模型與選擇數(shù)值計算方法時均進行了一定程度的簡化，因此數(shù)值模擬計算結(jié)果和實驗結(jié)果之間存在一定偏差。在BMCR工況下，數(shù)值模擬計算得到的風(fēng)機全壓為7 620 Pa，效率為85%，而實驗中風(fēng)機全壓為7 350 Pa，效率為88.8%，風(fēng)機全壓和效率的模擬值與實驗值的平均相對誤差分別為3.6%與4.3%，誤差較小。因此，認為模擬結(jié)果能較準確地反映引風(fēng)機的實際運行性能，可采用該數(shù)值計算方法對引風(fēng)機運行特性及內(nèi)部流場特征進行分析研究。

4 結(jié)果分析

4.1 引風(fēng)機運行特性與內(nèi)部流場特征分析

圖4為數(shù)值模擬得到的引風(fēng)機運行特性曲線。由圖4可得：全煙道系統(tǒng)與引風(fēng)機本體的風(fēng)機運行特性曲線的趨勢一致。在一定的動葉葉頂安裝角下，全壓隨體積流量的增大而減小，效率隨體積流量的增大先增大后減??；對比全煙道系統(tǒng)與引風(fēng)機本體的風(fēng)機運行特性曲線，全煙道系統(tǒng)在小流量工況下風(fēng)機的全壓與效率均有所降低，而全煙道系統(tǒng)在大流量工況下風(fēng)機的全壓與效率幾乎重合。這說明引風(fēng)機進出口煙道對于小流量工況下的風(fēng)機性能具有一定的影響。

圖4 引風(fēng)機運行特性曲線對比

為研究引風(fēng)機本體及全煙道系統(tǒng)的流場特征，選取引風(fēng)機部分截面進行分析[17-18]，各特征截面位置見圖5，表2為各特征截面的軸向速度不均勻系數(shù)。

圖5 引風(fēng)機本體及全煙道系統(tǒng)的特征截面位置

表2 各特征截面軸向速度不均勻系數(shù)

圖6為BMCR工況下集流器中間截面的軸向速度分布云圖。由圖6可得：對于引風(fēng)機本體與全煙道系統(tǒng)，集流器中間截面的軸向速度分布呈上下相反趨勢。對于引風(fēng)機本體，氣流經(jīng)進氣箱90°折角彎頭后，受到一定的慣性作用，在下側(cè)有所積聚，因此軸向速度較高。對于全煙道系統(tǒng)，集流器中間截面軸向速度在上、下兩側(cè)分布不均勻，上側(cè)近機殼的大部分區(qū)域軸向速度較高，這主要是因為氣流受到引風(fēng)機進口煙道紊亂流場分布與葉輪旋轉(zhuǎn)作用的雙重影響，流場產(chǎn)生相互干涉。軸向速度不均勻系數(shù)從引風(fēng)機本體的4.53%增加至全煙道系統(tǒng)的5.92%，軸向速度分布均勻性降低。

圖6 集流器中間截面的軸向速度分布云圖

圖7為BMCR工況下引風(fēng)機出口截面的軸向速度分布云圖。由圖7可得：與引風(fēng)機本體相比，全煙道系統(tǒng)的引風(fēng)機出口截面的軸向速度分布更不均勻，軸向速度不均勻系數(shù)從引風(fēng)機本體的56.76%增加至全煙道系統(tǒng)的76.28%。全煙道系統(tǒng)沿周向近機殼區(qū)域存在大面積的低速渦流區(qū)，氣流充滿度不高，主要集中在旋轉(zhuǎn)軸附近；同時，氣流先經(jīng)過動葉輪旋轉(zhuǎn)加速，雖然后續(xù)經(jīng)過導(dǎo)葉輪的整流作用，但是仍存在較大速度梯度，使得擴壓器區(qū)域的氣流沿軸心有所偏轉(zhuǎn)，在A側(cè)存在部分高速區(qū)。綜上可知，引風(fēng)機內(nèi)部流場特征受引風(fēng)機進出口煙道流場分布的影響，在對引風(fēng)機內(nèi)部流場特征進行分析時，應(yīng)充分考慮引風(fēng)機及其進出口煙道流場的干涉作用。

圖7 引風(fēng)機出口截面的軸向速度分布云圖

4.2 進出口煙道流場分析

通過模擬BMCR工況下的無引風(fēng)機進出口煙道和全煙道系統(tǒng)的流場，分析引風(fēng)機內(nèi)部流動特征與進出口煙道流場間的干涉。圖8、圖9分別為無引風(fēng)機進口、出口煙道流線，圖10為全煙道系統(tǒng)流線。

圖8 無引風(fēng)機進口煙道流線圖

圖9 無引風(fēng)機出口煙道流線

圖10 全煙道系統(tǒng)流線

對比圖8與圖10可得：在不考慮引風(fēng)機的情況下，引風(fēng)機進口煙道除塵器出口兩側(cè)氣流對流匯沖，在水平煙道形成大范圍的旋渦區(qū)，流場較為紊亂，導(dǎo)致進出豎直煙道的氣流相互纏繞，靠近后墻側(cè)的氣流充滿度較低(見圖8中圓圈部分)；對于全煙道系統(tǒng)，引風(fēng)機進口煙道經(jīng)對流匯沖后的流場依然較為紊亂，但是水平煙道的旋渦區(qū)明顯減小，豎直煙道的氣流充滿度得到提高。因此，在無引風(fēng)機進口煙道流場模擬中，不考慮后續(xù)引風(fēng)機的模擬結(jié)果比實際流場分布情況更差，煙道與引風(fēng)機串聯(lián)后，進口煙道的流場得到一定程度的改善。

對比圖9與圖10可得：在不考慮引風(fēng)機的情況下，假設(shè)引風(fēng)機出口氣流分布均勻，引風(fēng)機出口煙道氣流充滿度較高，流線較為平滑流暢；而對于全煙道系統(tǒng)，氣流經(jīng)引風(fēng)機動葉輪的旋轉(zhuǎn)加速作用到擴壓器出口，流場的不均勻性得到進一步發(fā)展，經(jīng)90°折角彎頭后氣流主要集中在A側(cè)煙道，B側(cè)煙道存在部分空區(qū)，出口煙道氣流充滿度低，形成大面積低速旋渦區(qū)(見圖10中圓圈部分)。因此，在實際運行中，引風(fēng)機內(nèi)部流場對出口煙道具有較大的影響，在對引風(fēng)機出口煙道流場進行優(yōu)化改造時，應(yīng)充分考慮引風(fēng)機出口速度的分布情況。

為研究進出口煙道的流場特性，選取進出口煙道內(nèi)部分截面進行分析[19-20]，各特征截面位置見圖11。

圖11 特征截面位置

圖12為進氣箱進口截面的軸向速度分布云圖。由圖12可得：無引風(fēng)機進口煙道數(shù)值模擬時，進氣箱進口截面的軸向速度分布不均勻，軸向速度不均勻系數(shù)為29.68%，在后墻側(cè)軸向速度相對較小，這主要是因為豎直煙道后墻側(cè)氣流的充滿度不高；對于全煙道系統(tǒng)，進氣箱進口截面A、B側(cè)的軸向速度呈對稱分布，從后墻側(cè)到前墻側(cè)呈梯度減小。氣流經(jīng)進氣箱進入水平集流器時，由于慣性作用，在后墻側(cè)中間形成局部高速區(qū)；最高軸向速度達到50 m/s，軸向速度不均勻系數(shù)為19.21%，速度分布均勻性有所提高。全煙道系統(tǒng)的引風(fēng)機內(nèi)部流場特征對引風(fēng)機進口煙道的流場具有一定的改善作用，在引風(fēng)機進口煙道流場進行優(yōu)化改造時，忽略引風(fēng)機的影響會使計算結(jié)果與實際情況存在一定偏差。

圖12 進氣箱進口截面的軸向速度分布云圖

圖13為出口煙道截面軸向速度分布云圖。由圖13可得：出口煙道截面軸向速度分布極不均勻，在煙道壁面附近存在大面積的空區(qū)，氣流充滿度較低。對于無引風(fēng)機煙道，氣流在煙道中部分布得較為均勻，但是在煙道四角存在空區(qū)。對于全煙道系統(tǒng)煙道，氣流主要集中在煙道中間近A側(cè)區(qū)域，B側(cè)空區(qū)范圍擴大，并且在靠近煙道下側(cè)存在局部高速區(qū)，一方面是受引風(fēng)機出口速度分布的影響，另一方面是因為出口煙道中氣流從水平煙道流經(jīng)90°折角彎頭進入豎直煙道爬升時，慣性作用造成主流煙氣與上壁面分離，氣流主要分布在煙道下側(cè)。引風(fēng)機出口軸向速度分布不均勻，會使不均勻氣流向煙道下游繼續(xù)發(fā)展，進而擾亂引風(fēng)機出口煙道的流場。

圖13 出口煙道截面的軸向速度分布云圖

因此，在對引風(fēng)機出口煙道進行優(yōu)化改造時，假設(shè)模型進口速度分布均勻是不合理的，需要充分考慮引風(fēng)機內(nèi)部流場對出口煙道流場的影響。

計算無引風(fēng)機和全煙道系統(tǒng)的進出口煙道的壓力損失，得到的結(jié)果見表3。全煙道系統(tǒng)的進口煙道的壓力損失沒有明顯變化，而出口煙道壓力損失大幅增加，由219.75 Pa增加至421.21 Pa，說明引風(fēng)機內(nèi)部流場對進口煙道的影響較小，但對出口煙道會產(chǎn)生顯著的影響。

表3 進出口煙道壓力損失

5 結(jié)語

(1) 引風(fēng)機的內(nèi)部流場與其進出口煙道的流場相互影響。小流量工況下，相比于引風(fēng)機本體，全煙道系統(tǒng)下全壓與效率均有所降低；引風(fēng)機及其進出口煙道的流場干涉作用會在一定程度上降低引風(fēng)機內(nèi)部流場的均勻性。

(2) BMCR工況下，引風(fēng)機內(nèi)部流場特征有利于改善進口煙道流場的均勻性，但是會加劇出口煙道的能量損耗，擾亂出口煙道的流場。因此，在對引風(fēng)機進出口煙道流場進行分析時，應(yīng)充分考慮引風(fēng)機內(nèi)部流場的影響。