基于Fluent的冷一次风道优化设计分析

在，说明网格质量较好。网格模型见图2。
根据速度梯度分布图可以看出，中间区域速度较低，约 为 2.42 m/s。4 个角部区域流速较高，约 25.02 m/s。低速区 域梯度线呈十字形，与风道内撑杆的布置形式相对应。出口 截面速度梯度较大，流速很不均匀。 由 Fluent 数值分析结果可得出： 风道内部多组内撑杆的 存在阻碍了气体的流动，形成了多个涡流区域，同时也减少
Vol.25 No.4 19
基于 Fluent 的冷一次风道优化设计分析
山东电力工程咨询院有限公司
摘
侯庆伟
侯
振
高永芬
张乐川
要：冷一次风道是电站系统中的关键结构，设计不当会产生较大的阻力和道体振动。利用 Fluent 软件对某电厂冷一次风道内速度
场进行三维数值模拟，并根据分析结果对原有设计进行优化改进。
关键词：风道；Fluent 软件；数值模拟；优化 中图分类号：TK284.8 文献标识码：A
Optimization Design of Cold Primary Air Duct based on Fluent
HOU Qing-wei, HOU Zhen, GAO Yong-fen, et al.
[2] [3]
刘彦, 周俊虎, 方磊, 等. O2/CO2气氛煤粉燃烧及固硫特性研究[J]. 中国电机工程学报, 2004, 24(8): 224～228. Chen Jyhcherng, Liu Zhenshu, Huang Jiansheng. Emission characteristics of coal combustion in different O2/N2, O2/CO2 and O2/RFG atmosphere [J]. Journal of Hazardous Materials, 2007, 142(1-2): 266～271.
(1)
绝热壁面；对于壁面附近的区域，采用壁面函数法修正[2]。 根据该风道入口与出口及内撑杆和风门叶片的形状， 并 考虑到空气在风道内的流动情况， 划分网格时对内撑杆和叶 片区域进行了局部加密，采用六面体和楔形混合网格，共约
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32万个。然后检查网格质量，没有较大的扭曲和变形网格存
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证锅炉主蒸汽参数不变、机组正常运行的情况下，若采用富 氧燃烧方式，则锅炉用钢减少，整个锅炉结构更加紧凑，降 低电厂初投资。 □
[6] [7]
combustion [J]. Proceedings of the Combustion Institute, 2007, 21(2): 1905～1912. E Croiset, K V Thambimuthu. NOx and SO2 emissions from O2/CO2 recycle coal combustion [J]. Fuel, 2001, 80: 2117～2121. Liu H, Katagiri S, Okazaki K. Drastic SOx removal and influences of various factors in O2/CO2 pulverized coal combustion system [J]. Energy and Fuels, 2001, 15(2): 403～412. [8] [9] 谢国英 , 庞明军 . 换热器传热数值模拟的两个假设 [J]. 山西化工 , 2005, 25(4): 44～47. 赵炳甲 . 大型锅炉蒸汽过热器热不均匀性的选择和改善 [J]. 华北 电力技术, 1995, (4): 40～43. [10] 赵学瑞, 廖其奠. 黏性流体力学（第二版）[M]. 北京: 机械工业出 版社, 1993. [11] 倪浩清, 沈永明. 工程湍流流动、 传热及传质的数值模拟[M]. 北京: 水利水电出版社, 1996.
ε
1
流动模型的建立
根据流体理论，风道内的流动是三维湍流问题，由于湍
2
边界条件及网格模型
数值分析选择连续相模型及显式差分格式，采用
流的复杂性，通常需要借助合适的湍流模型。由于风道内存 在回流，且计算区域较多，本文采用应用比较多的 k-ε两方 程模型，其封闭的直角坐标系的偏微分方程组如下 ：
[1]
SIMPLE 算法求解ｋ-ε两方程模型， Fra bibliotek拟分析风道内的速度
图2 风道网格模型
了风道的流通面积， 产生了较大的阻力； 变径段扩散角偏大， 气流通过时不能均匀扩散，在下部单侧扩散区域形成涡流， 造成扩散段阻力较大。另外，高速气流在风道内流动时，对 内撑杆形成了很大的冲击， 特别是风道入口小截面段所形成 的冲击更强，这种气流冲击作用造成了运行时风道的振动。
3
结果与分析
取消内撑杆并减小扩散角后整个风道内部没有涡流产生气体流动过渡均匀阻下转第26证锅炉主蒸汽参数不变机组正常运行的情况下若采用富氧燃烧方式则锅炉用钢减少整个锅炉结构更加紧凑降低电厂初投资
第 25 卷第 4 期 2009 年 7 月 文章编号：1005-006X(2009)04-0019-04
电 站 系 统 工 程 Power System Engineering
m/s，这一系列内撑杆后部也产生多个负压区，形成多组涡
流，同时也产生了较大的阻力，约为 667 Pa.。
图5 风道内部速度矢量图 图3 风道内部速度矢量图
图6 风道中心截面速度矢量图 图4 风道中心截面速度矢量图
图7 风道出口速度梯度图 由图可以看到：取消内撑杆并减小扩散角后，整个风道 图5 风道出口速度梯度图 内部没有涡流产生，气体流动过渡均匀，阻（下转第 26 页）
3.2 优化后流场分析
综合上述数值分析结果，对原风道进行了优化改进： 根据内部压力重新核算加固 (1) 取消风道内部支撑件， 肋间距及型号；
(2)
减小变径管的扩散角，使其尽量不超过 15°。布
置条件允许的情况下，多采用对称扩散方式，保证不同管段 流动中心线一致。 由于本工程布置条件约束， 改造后的风道仍采用单侧扩 散，数值分析结果见图5、图6和图7。
+
湍动能 k
∂ ⎛ ∂vz ⎞ ⎜ ueff ⎟ ∂z ⎝ ∂z ⎠
u eff σk
u eff σε
G k -ρε
图1
冷一次风道外形图
ε ε2 CG 1 k -C2ρ k k 各通用常数所取的值为：Cμ=0.09，C1=1.44，C2=1.92， σk=1.0，σε=1.3，σh=0.7。
湍流扩散率
y 轴向动量 Vy ueff x 轴向动量 vx ueff 方 程 连续性方程
式中各项的含义如表 1 所示。 表1
φ
1
式（1）中各项含义 Sφ Γφ
0 0
∂p ∂ ⎛ ∂v ⎞ ∂ ⎛ ∂vy ⎞ − + ⎜ueff x ⎟+ ⎜ueff ⎟ ∂x ∂x ⎝ ∂x ⎠ ∂y ⎝ ∂x ⎠ ∂ ⎛ ∂v ⎞ + ⎜ueff z ⎟ ∂z ⎝ ∂x ⎠
[4] [5]
阎维平. 洁净煤发电技术[M]. 北京: 中国电力出版社, 2002. Molina A, Shaddix C R. Ignition and devolatilization of pulverized bituminous coal particles during oxygen/carbon dioxide coal
Fluent 软件可以随时调用多个分析结果图， 这样使 以计算流体力学理论为指导，用 Fluent 软件描述
气体流动特性，模型的计算值能较好地符合运行实际，能够 用于风道设计与优化。 (4) 优化改进后，风道阻力降低了约 65%，且出口速 度分布得到很大改善， 现场运行反馈说明本次优化改进达到 了预期效果。 (5) 冷一次风道设计过程中， 应当取消内部支撑件并采 □ 用较小的扩散角，尽量采用对称扩散，从而消除振动并降低 风道阻力。
编辑：闻
(2) (3) 结果清晰明朗，易于监测与分析。
彰
（上接第20页）力大大降低，不超过500 Pa。 出口截面速度分布较均匀，中心流速最高，区域较大， 约为 15.2 m/s；上部两个角区域流速较高，约为 10.7 m/s； 下部两个角区域流速偏低，约为 5.9 m/s，这是因为变径管 采用单侧扩散的结果。 由上面的数值分析结果可以看到：优化改进后，风道阻 力大大降低，由原来的 1 393 Pa 降低为 500 Pa 左右，同时 出口流速比较均匀，速度梯度明显降低。 目前该电厂一台300 MW机组已通过168 h试运。从现场 运行来看，改造后冷一次风道在运行过程中阻力大大降低， 振动情况已得到明显改善，说明优化改进达到了预期效果。
Abstract: Cold primary air duct is key construction in power station, and there will take place rather large resistance pressure and duct vibration for incorrect construction form. The CFD Fluent is introduced for the simulation of the velocity field and original design is improved according to analysis results. Key words: air duct; Fluent; numerical simulation; optimization 某电厂 2×300 MW 机组调试过程中，发现一次风机出 口段冷一次风道阻力较大，并且道体发生振动。鉴于这种情 况，设计人员应用新引进的计算流体力学软件 Fluent，对原 设计风道流场进行了数值分析。 本工程一次风机出口段冷一次风道的入口尺寸为 1250 mm×990 mm，出口尺寸为 2000 mm×2200 mm，长度 9650 mm，风道外壁设有横向加固肋，型号为槽钢 8，间距约 700 mm。内部设有内撑杆，型号为φ60×4.5。变径管单侧向下 扩散，扩散角约 18°。风量约 54.40 m3/s，全压 15.9 kPa。 设计尺寸如图 1 所示。
3.1 优化前流场分析
由图 3 和图 4 可见，空气以约 44 m/s 速度进入风道， 经过 3 470 mm 长的等径小截面矩形管段。由于该段内部设 有 3 组内撑杆， 呈十字形布置， 因此空气流动受到钢管阻碍， 在内撑杆后部形成负压区，造成气流卷吸，形成涡流。这个 区域因为流速高，内撑杆所形成的阻力也较大，约 726 Pa。 气体继续向前流动，在变径处空间扩大，扩散角约 18°， 速度降低。由于扩散角较大，气流急剧扩散，在变径管下部 单侧扩散区域形成涡流；这段风道内部设有 6 组内撑杆，同 样呈十字形布置。经过内撑杆后的气流速度较低，约为 3.41
4
结
(1)
论
文中所得到的结论和现场运行情况基本吻合， 这说
参
[1] [2] 出版社, 1990. 51～53.
考
文
献
岑可法, 樊建人. 工程气固多相流动的理论及计算[M]. 浙江大学 陶文铨. 数值传热学[M]. 西安交通大学出版社, 1988. 439～442.
∂p ∂ ⎛ ∂vx ⎞ ∂ ⎛ ∂vy ⎞ + ⎜ ueff ⎟ ⎟ + ⎜ ueff ∂y ∂x ⎝ ∂y ⎠ ∂y ⎝ ∂y ⎠
z 轴向动量
Vz
ueff
∂ ⎛ ∂v ⎞ + ⎜ ueff z ⎟ ∂z ⎝ ∂y ⎠ ∂p ∂ ⎛ ∂vx ⎞ ∂ ⎛ ∂vy ⎞ − + ⎜ ueff ⎟ ⎟ + ⎜ ueff ∂z ∂x ⎝ ∂z ⎠ ∂y ⎝ ∂z ⎠
分布情况。入口边界条件认为，来流速度充分发展且分布均 匀，入口 k 值取为来流速度平均动能的 0.5%，入口ε值按 相关公式求得；将压力出口定为出口边界条件；风道壁视为
∂ ( ρu i φ ) ∂ ⎛ ∂φ ⎞ = ⎜ Γφ ⎟ +Sφ ∂x i ∂x i ⎝ ∂x i ⎠
收稿日期：2009-03-11 侯庆伟(1976-)，男，工学硕士，工程师。济南，250013
参
[1]
考
文
献
Klas A, Filip J. Process evaluation of all 865MWe lignite fired O2/CO2 power plant [J]. Energy Conversion and Management, 2006, 47(18-19): 3487～3498.