脫硫塔出口尾部煙道振動的原因分析與治理技術

余仙敏

（北京青山綠野環?？萍加邢薰?，北京 102200）

鍋爐煙道的振動和噪聲是比較常見而又難以解決的問題之一［1-2］。某熱力有限公司因環保原因，需要對3 臺供熱鍋爐進行超低排放改造。在改造工程完成后進行試運行時發現，3 臺脫硫塔的尾部煙道均出現了嚴重的振動和噪聲問題。為了降低尾部煙道的振動和噪聲，先后對該3 臺脫硫塔的尾部煙道進行了多次改造，包括在彎頭處進行導流和均流等［3］。然而，由于沒有找到尾部煙道發生振動的根本原因，始終未能有效地降低尾部煙道的振動與噪聲。

本文首先對該公司3 臺脫硫塔尾部煙道的振動進行現場測試分析，通過對煙道內煙氣流動的仿真計算，從理論上分析尾部煙道發生振動的機理。在此基礎上提出尾部煙道振動和噪聲治理的具體方案，并進行現場驗證試驗，方案驗證通過后，再對3 個尾部煙道進行實施應用。

1 尾部煙道振動及其測試分析

1.1 尾部煙道的結構與布置

3 臺鍋爐經超低排放改造工程后，鍋爐的煙氣在變頻電機驅動的引風機作用下，首先經過脫硫塔脫硫，然后再通過脫硫塔尾部煙道回收余熱后由煙囪排出。脫硫塔及其尾部煙道的結構布置如圖1 所示。雖然3 臺鍋爐受到的空間限制不盡相同，但是其尾部煙道的布置基本相似。圖1 中，在異形彎頭1 處，煙道截面首先由?2 300 mm 的圓形變成2 200 mm×2 200 mm 的正方形，隨之又擴大為2 514 mm×4 340 mm 的長方形，同時進行90°轉角，以滿足冷凝器對截面尺寸的需要。

圖1 脫硫塔及尾部煙道示意

1.2 尾部煙道的振動現象

鍋爐在超低排放改造工程后投運時，發現在尾部煙道多個部位產生不同程度的振動并伴隨著巨大的噪聲。以1 號鍋爐為例，在設備安裝完畢后投入熱態運行時，當鍋爐負荷達到 50%以上時，脫硫塔出口尾部煙道開始出現振動現象，噪聲極大?，F場查看發現，在尾部煙道上出現了較大的振動并發出噪聲，甚至在煙道外部就能明顯感覺到煙氣流動的不均勻，疑似煙氣在煙道內部打轉，局部位置振動很大，特別是在冷凝器前后的異形彎頭1 至異形彎頭2 之間，包括冷凝器本體?，F場試運行發現，當引風機的工作頻率增加到26 Hz時，冷凝器前異形彎頭1 處的振動速率已經達到了71.3 mm·s-1，噪聲已經超過80 dB。

1.3 尾部煙道振動的測試分析

為了制定尾部煙道振動治理方案，需要對其振動產生原因進行深入分析［4-5］。為此，本文對引風機運行在不同變頻頻率下煙道沿程進行多測點振動信號的采集和頻譜分析?，F場振動測試分析發現。

（1）隨著引風機運行頻率的提高，尾部煙道各測點的振動幅度整體上呈現增大的趨勢，這是由于引風機運行頻率增加，煙道的負荷增大，導致振動幅度增大；

（2）當引風機運行頻率增加到24 Hz時，振動幅度突然增大，此后緩慢增大，但是當頻率增加到32 Hz時，振動幅度又再次突增，并且伴隨巨大的噪聲；

（3）尾部煙道各測點振動的主要頻率為68～69 Hz 的基頻及其諧波頻率，且該頻率不隨引風機運行頻率的變化而變化。

引風機在26 Hz 頻率運行時異形彎頭1 處中間部位煙道豎壁的水平振動加速度波形和頻譜如圖2 所示。由圖2（a）的加速度波形可以看出，在2 s 采樣長度上，振動信號是周期平穩信號。由圖2（b）的加速度頻譜可以看出，振動最大的頻率為68 Hz 基頻，并伴有多個諧波頻率，整體上諧波振動隨諧波次數的增加呈減小趨勢。

圖2 煙道豎壁的水平振動加速度波形和頻譜

本文在引風機停機情況下對尾部煙道主要部位進行了結構固有頻率的錘擊測試。異形彎頭1處中間部位煙道豎壁錘擊響應加速度的頻譜如圖3 所示。由圖3 可見，尾部煙道豎壁處局部結構的固有頻率在68 Hz 左右。由此可見，脫硫塔尾部煙道在冷凝器段出現了局部的結構共振現象。

圖3 煙道豎壁水平錘擊振動響應的加速度頻譜

2 尾部煙道流動仿真與振動機理分析

為了確定68 Hz 頻率振動激勵的來源，本文首先對原尾部煙道及其改造后煙道的煙氣流動狀況進行數值仿真分析，然后對煙氣流動的頻率進行分析，從而對尾部煙道產生振動的機理進行分析。

2.1 尾部煙道流動的仿真分析

首先建立尾部煙道的物理模型，如圖4 所示，然后進行單元劃分，確定計算的邊界條件。煙道的煙氣流量為119 000 Nm3·h-1，脫硫塔出口煙氣溫度為50°C，系統總壓降為220 Pa，忽略冷凝器和再熱器的阻力。尾部煙道煙氣流動的壓力分布和速度分布的流線如圖5 所示。由圖5 可以看出，煙氣在兩處異形彎頭處均出現明顯的卡門渦流現象。通過對尾部煙道的幾次導流和均流改造，卡門渦流現象雖有所改善，但是并沒有消除。因此，煙氣在尾部煙道彎頭處出現的卡門渦流是激發煙道振動的一個主要原因［6-7］。

圖4 尾部煙道的物理模型

圖5 尾部煙道煙氣流動的壓力分布和速度分布流線

2.2 尾部煙道振動機理分析

根據流-固-聲耦合振動理論，分析尾部煙道振動時需要考慮的主要因素包括煙氣流的渦動頻率、煙氣流經冷凝器管排的卡門渦流脫落頻率、冷凝器管束的固有頻率、煙道結構固有頻率以及聲駐波頻率等［8-9］。當煙氣流經冷凝器時，在聲駐波頻率、卡門渦流脫落頻率、氣流渦動頻率、管束固有頻率中，有兩種或兩種以上頻率發生耦合時，即可能發生共振。另外，氣流分布的不均勻也可能誘發共振。煙氣在經過冷凝器前的異形彎頭1 的擴張段時，氣流分布均勻性較差，特別是在高負荷工況下，當氣流的渦動頻率與聲駐波頻率接近時，必然會發生共振。氣流渦動的原因是煙道截面積及流動方向發生大的改變，導致流場的紊亂，從而形成渦流區域。另外，當煙道內流速偏差較大時，也會形成漩渦強度較高的二次流。

尾部煙道改造受到狹窄空間的限制［10］，由圖1可以看出，因冷凝器換熱需要，在異形彎頭1 處首先由圓形煙道變為方形煙道，同時煙道尺寸擴大形成大的擴散角度，隨之又進行了90°角轉向。因此，當氣流流過異形彎頭1 時，首先煙道具有較大的擴張角，導致煙氣在壁面附近形成漩渦；接著煙氣又流過90°彎頭，根據煙氣的流動特性，由于上側壓力低、下側壓力高的現象，所以必然會出現上側流速高、下側流速低的情況，從而使氣流出現雙螺旋流動形式，產生二次流，形成局部渦流區。上述現象可以從圖5 的仿真結果得到印證。

聲駐波頻率計算公式為［11］

式中fa——聲駐波頻率，Hz；W——兩壁面間的距離，m；c——聲速，m·s-1；n——聲學駐波的階數，亦即半波倍數。

聲速與煙氣溫度關系如下［12］：

式中T——煙氣溫度，°C。

由式（1）和式（2）可以計算得到尾部煙道聲駐波頻率與煙氣溫度的關系，結果如表1 所示，其中煙道寬度為W=2.514 m。

表1 尾部煙道聲駐波頻率與煙氣溫度的關系

由于尾部煙道結構的固有頻率在68 Hz 左右，其共振帶寬按10%計算為61.2～74.8 Hz，因此第1 階聲駐波的頻率處于結構固有頻率共振區內，導致尾部煙道發生聲駐波頻率與結構頻率的耦合共振。這與對尾部煙道振動現場測試分析頻譜中出現的68 Hz 基頻及其各次諧波現象一致。

因此，由于尾部煙氣流動產生的聲駐波頻率落在冷凝器段煙道結構的共振帶寬內，當引風機工作頻率增加時，煙氣流量也隨之增大，當煙氣漩渦的擾動能量達到一定程度時，煙道就會產生較大幅度的振動并發出巨大噪聲。

3 尾部煙道振動治理方案與效果

根據上述計算仿真和分析結果，尾部煙道振動治理的思路應從如何解耦聲駐波頻率與結構頻率耦合共振的問題如乎。優先考慮的方案是調整聲駐波頻率。根據式（1），聲駐波頻率fa與煙道寬度成反比，因此可以通過減小煙道寬度的方法來提高聲駐波頻率，實現聲駐波頻率與結構頻率的解耦。具體方法是在保持尾部煙道的兩個異形彎頭之間橫截面尺寸不變的情況下，通過在兩個異形彎頭之間沿煙氣流動方向增加垂直隔板，將煙道寬度2 514 mm 分割為幾個寬度較小的煙道，以提高聲駐波頻率，使得聲駐波既不會發生自共振，又不會與結構頻率耦合發生結構共振。

考慮到3 臺脫硫塔尾部煙道現場實施的難度，為了確保一次成功有效，并盡可能減少現場改造施工的工作量，在確定最終方案前首先在其中的1 個尾部煙道上進行驗證試驗。試驗結果表明，加裝垂直隔板后在引風機的整個變頻運行區間，尾部煙道上均未出現大的振動，表明本文確定的振動治理方案是非常有效的。在此驗證試驗基礎上，確定了最終的實施方案，并在3 臺脫硫塔尾部煙道上實施，均取得了預期效果。

4 結語

（1）尾部煙道出現振動和噪聲問題與煙道本身的結構有關，煙道截面的急劇擴散和大角度轉向易導致煙氣流動產生渦流現象，通過導流和均流等措施可以改善渦流現象，但是很難徹底消除振動與噪聲問題。

（2）煙道截面尺寸和煙氣溫度決定了煙道的各階聲駐波頻率，煙道中煙氣流動產生的渦流頻率一旦與煙道的任一階聲駐波頻率耦合，就有可能產生該階聲駐波共振。

（3）當煙氣渦流頻率、聲駐波頻率與煙道上局部結構的固有頻率發生流-固-聲耦合共振時，一旦渦流的擾動能量達到一定程度，必將導致煙道在該處附近產生巨大的振動并發出巨大噪聲。

（4）合理設置煙道隔板可以對煙道的流-固-聲耦合共振進行解耦，是解決煙道振動和噪聲問題的有效手段。