康振兴，邵杰，李国堂

(国核电力规划设计研究院，北京市，100094)

0 引言

新疆某电厂2×1 000 MW机组，每台炉设2台轴流引风机。引风机采用纵向对称布置，烟气出口相对，烟气自引风机引出，汇流后进入湿法脱硫吸收塔。整体结构布置紧凑，节省了主烟道，但由于2股自引风机引出的烟气成对冲形式，如果引风机出口烟道布置不合理，将会提高2台引风机并联运行的难度;如果控制不当，甚至会出现“抢风”［1］。同时，汇流处的烟气流场紊乱，一方面会增加流动阻力，另一方面紊乱的烟气进入脱硫吸收塔后，也会降低脱硫效率［2］。

目前烟道的结构优化较为常用的研究方法是计算流体动力学(conputational fluid dynamics，CFD)方法［3-4］。通过采用CFD方法可优化电除尘器前烟道的结构，比如增加烟气入口导流板以及气流挡板等，以便得到更均匀的分布流场，为烟道的优化设计提供可靠依据，极大地节省设计时间及费用［5-6］。

本文应用CFD软件Fluent，对该电厂引风机后烟道进行了数值分析，并根据分析结果得到了使引风机出口流场均匀的烟道结构。这样的数值分析用于指导烟道的设计工作，可以使设计后的烟道系统更有助于电厂的稳定运行，同时这种利用数值计算指导设计工作的方法，也将有助于提高工程设计的水平。

1 引风机后烟道流场的数值模拟

本文按照新疆某电厂除尘器前烟道的实际尺寸，在Gambit软件中建立了计算的几何模型，如图1所示。

图1 引风机后烟道的三维计算模型Fig.1 Three-dimensional model of flue behind IDF

使用三维非结构化网格对全流道进行网格划分。划分后的网格数为135万个。

解算器采用Fluent求解不可压缩N-S方程，湍流模型采用的是RNG k-ε模型。RNG k-ε模型来源于严格的统计技术，它改善了标准k-ε模型的精度，同时RNG k-ε模型提供了一个考虑低雷诺数的解析公式，更加适合模拟二次流、近壁区的涡流等复杂流动，因此引风机后烟道的湍流模型选择RNG k-ε模型［7-8］。壁面采用标准壁面函数进行处理。控制方程如下:

连续方程

动量方程

式中:u为流速，m/s;p为压力，Pa;ρ为烟气密度，kg/m3;k为湍动能，m2/s2;ε为湍动能耗散，m2/s3;p*为时均压力，Pa;μeff为有效粘性系数，μeff= μ +μt;μ为分子粘性系数;μt为涡粘度，μt= ρcμk2/ε;ω为湍流耗散率生成项，kg/(m2·s);i，j，k表示坐标的 3 个方向。

湍动能和湍流耗散方程

式中:Sij为变形率张量。

式(4)中的附加项为

式中:η =Sk/ε;ηo取4.38;Cμ取0.084 5;β取0.012;C1ε取0.42;C2ε取1.68;αk取1.0;αε取0.769。

应用有限体积法对控制方程进行离散，变量存储在控制体中心。在差分格式中，压力项采用了二阶中心差分格式，速度项采用二阶迎风差分格式，湍动能项和湍动能耗散率项也采用二阶迎风差分格式。

采用Simplec算法，实现压力和速度的耦合求解。在迭代计算时，应用亚松弛迭代。计算的流体工质为空气，计算工况为锅炉最大连续处理(boiler maximum continuous rating，BMCR)工况，根据该工程燃烧制粉系统计算，设定边界条件如下:

(1)进口给定第一类边界条件。在烟道进口面处，根据流量给定进口速度大小，方向设为垂直于进口面。

(2)出口给定第二类边界条件。出口面设为自由出流面。

(3)流道各个壁面处给定第一类边界条件。固壁面采用无滑移边界条件。

(4)在开始计算时给定进口压力、速度和湍动能、湍流频率等参数的初值，其他参数采用第二类边界条件。为了保证计算的稳定性，在一个内点给定一个参考压力。

2 结果分析

通过Fluent的求解，可以得到在设计的烟道结构内，烟气的压力、速度分布。为了展示计算结果，对烟道进行切片处理，图2为计算区域中间截面的速度分布结果。

图2 速度分布结果Fig.2 Velocity distribution results

由图2可知，在不加任何优化措施的情况下，引风机出口汇流烟道出现了无规律的紊流，气流的高速区偏向于烟道内侧弯角流动，并在汇流后的区域形成了涡流，这样的烟气流动无疑对风机的运行是不利的。

较常规的烟道流动处理方式是在烟道内部添加导流板。根据DL/T 5121—2000《火力发电厂烟风煤粉管道设计技术规程》［9］，在烟道内添加导流板，并根据工程经验在适当的位置设置气流挡板。经反复计算改进，得到符合设计要求的烟道结构。重新建立计算模型，如图3所示。

图4为通过加设导流板后的汇流烟道的速度场分布图和速度矢量图。

由图4可知，添加导流板后，一方面对烟道流场的压力分布具有较好的均布作用，另一方面也避免了2股烟气的直接对冲。同时，有统计数据表明:在流量相等的情况下，该段区域烟道在增加导流板后，烟道的压力损失并未增加，反而减少4.6%，这说明原烟气烟道的涡流确实增加了烟道内的沿程阻力。

图5 烟道特性曲线与并联风机运行Fig.5 Flue characteristic curve with IDF parallel operation

将优化前后烟道的H-Q特性曲线与引风机并联运行曲线相叠加，结果如图5所示。风机运行曲线与烟道特性曲线的交点即为风机的运行工况，∞区域为风机并联运行时，容易出现“抢风”的区域，可见优化前的烟道与优化后烟道相比，在相同烟气流量的情况下，需要风机付出更大的压头，此时，风机更容易接近于∞区域，给风机的运行带来危害。

3 结语

风机出口汇流烟气的不稳定流动会影响气流脉动频率［10］，进而增加烟道系统振动的概率;涡流引起的压力损失将会提高引风机的出力;而当风机并联运行时，稳定的烟气流动将会改变烟道特性曲线，进而促进风机并联运行的稳定性。同时，由于目前火电工程对主厂房占地面积较为重视，引风机布置也相应的采用了纵向对称布置，取消了主烟道，这使引风机出口至脱硫吸收塔的距离大大缩短，如果由于烟气流动不稳定过大，也将会增加烟气在吸收塔内的阻力。通过CFD方法进行设计优化烟道，在烟道适当位置设置导流板，一方面可以减少烟道内烟气流动的3% ～5%的沿程阻力损失，另一方面还可以提高引风机可靠运行的控制裕度，是促进火电厂可靠运行的有效手段。

［1］华东六省一市电机工程(电力)学会.锅炉设备及其系统［M］.北京:中国电力出版社，2006:359-360.

［2］杨振利.无GGH-FGD“湿烟囱”降雨问题分析［J］.电力设备，2008，12(9):55-57.

［3］李伟科.华能海门电厂1 000 MW机组电除尘器进、出口烟道的优化设计［J］.电力建设，2009，30(7):55-57.

［4］周志明，樊卫国，董立春.选择性催化还原脱硝系统烟道中导流板设计数值模拟［J］.重庆大学学报，2009，32(10):1187-1192.

［5］沈强，王文勇，杨晶.Fluent软件在布袋除尘器中的应用［J］.工业安全与环保，2007，33(7):25-26.

［6］王有锋，姜武，张辉，等.电厂烟风道异形件阻力系数的数值计算方法［J］.电力科学与工程，2006(3):47-49.

［7］王佳茗，阎维平，李学颜，等.基于CFD数值计算的中速磨煤机进口风量测点选择［J］.电力建设，2011，32(1):1-4.

［8］帕坦卡.传热与流体流动的数值计算［M］.北京:科学出版社，1984:130-157.

［9］DL/T 5121—2000火力发电厂烟风煤粉管道设计技术规程［S］.北京:中国电力出版社，2000.

［10］DL/T 5240—2010火力发电厂燃烧系统设计计算技术规程［S］.北京:中国电力出版社，2012.