导流板对火电厂烟道气动噪声特性影响的模拟研究

2022-12-18黄汝玲李官鹏王兆阳安春国

动力工程学报 2022年12期

黄汝玲，李官鹏，王兆阳，安春国，郭畅，高明

(1. 山东电力工程咨询院有限公司，济南 250013； 2. 齐鲁工业大学(山东省科学院) 能源与动力工程学院，济南 250353； 3. 山东大学能源与动力工程学院高效节能及储能技术与装备山东省工程实验室，济南 250061)

火电厂烟风道是用于输送烟气、冷风等介质的重要通道，既要承受烟气与冷风压力、自重与积灰(仅烟道)等荷载，还要承受烟风气产生的热应力，受力情况非常复杂，其设计结构不但影响着烟风系统阻力，还会影响与烟风道相连的各设备运行状态[1-2]。同时，烟风道本身表面积大，相应的辐射噪声声功率较大，其运行中产生的噪声具有高噪声、噪声稳定、辐射面大等特点。因此，针对烟风道的噪声特性，研究其降噪方案设计，对其他类似管路系统的噪声研究具有一定的指导意义。

在流场优化和噪声控制方面，导流结构是一项重要构件，可以提高流体在流动过程中的稳定性和分布均匀性。导流罩和导流板均是常见的导流结构，可应用于车辆行驶的减阻降噪优化[3-4]或其他空间噪声源的噪声特性研究[5]，此外，导流板还可用于各种腔体和管道的流场优化及噪声控制[6-8]。由于烟气在烟道弯头及分支结构部位会产生漩涡运动，导致烟气在烟道内流动紊乱，引发烟道系统的振动和噪声[9]，因此导流板是电厂烟风道的重要内构件之一，一般安装在烟道弯管处，引导气流流动、提高管内气流分布均匀性并降低噪声。

目前，针对管道内导流板的研究主要集中在利用导流作用改善流动特性。潘伶等[10]研究了导流板及不同优化方案对选择性催化还原(SCR)脱硝反应器烟道内部的影响，结果表明，优化后的导流板组件可以改善烟道内气流分布特性，减小压降，改善出口速度不均匀性。阳君等[11]在列管式烟气-烟气换热(GGH)换热器烟道内部加设导流板和布风板，研究表明，改造后的烟道烟气速度均匀度和偏态系数有所减小，可抑制弯管及变截面引起的流动分离现象，避免产生大涡流，使烟气更加均匀地进入换热器系统。张昊[12]和刘璐璐等[13]研究了导流板对流激孔腔噪声的影响，验证了导流板在噪声控制方面的作用。丁杰等[14]在某地铁车辆辅助变流器的风道内添加导流板，通过仿真分析和试验验证的方法证明添加导流板可以增加有效吸声面积，提升降噪效果。

目前，对于典型管道气动噪声的研究较少，导致电厂烟风道的噪声控制改造缺乏可靠的理论研究和改造方案参考。笔者主要研究烟道弯管内部导流板组件对气动噪声的影响，研究成果可为电厂烟风道等管道的噪声优化改造提供指导。

1 烟道模型

本文研究对象为某电厂引风机后的烟道，其表压力约为3.945 kPa，温度约为113 ℃，入口流速约为31.11 m/s，具体尺寸如图1所示。为研究导流板对烟道气动噪声的影响，建立烟道三维几何模型，并在第1节和第2节矩形弯管内部安装2组导流板组件，如图2所示。每块导流板的半径和弧度见表1。

(a) 正视图

(a) 第1节矩形弯管

2 数值模拟方法

2.1 流场模拟

采用Fluent软件模拟烟道内流场，在此过程中，烟道进口采用速度进口条件，出口采用自由出流条件，壁面为无滑移壁面条件[15-16]。定常模拟采用稳定性和经济性较好、适用范围广的标准模型。收敛定常模拟后，基于大涡模拟进行非定常流场模拟，其中亚格子模型选择WALE模型。

表1 导流板尺寸

2.2 声场模拟

基于自由空间格林函数求解FW-H方程获得声场信息，其表达式如下：

(1)

式中：等号右侧依次为单极子声源、偶极子声源和四极子声源，其中偶极子声源在管道流动噪声中起主导作用[17]。此外，a0为声音在空气中的传播速度；p′为声压；vn为流体速度在控制面法向的投影；un为控制面法向速度分量；nj为单位法向量；δ(f)为狄拉克δ函数；H(f)为赫维赛德函数；f为固体边界函数；pij为应力张量；Tij为Lighthill应力张量；xi，xj分别为空间点的坐标轴分量；t为时间；ρ为密度。

在非定常计算收敛的基础上，激活Fluent声学模块中的FW-H方程[18-19]来计算烟道外气动噪声。计算声压级和总声压级用于后续分析，其计算公式分别为：

(2)

(3)

式中：Ls和Lp分别为声压级和总声压级；Pef为有效声压；Pref为参考声压(空气中为2×10-5Pa)；nm代表频率数量。

2.3 网格划分及无关性分析

为研究2组导流板组件的数量和位置对烟道气动噪声的影响，首先改造该烟道的前半段，基于ICEM软件，分别对原始烟道、改变导流板位置和改变导流板数量(依次变化为2块、6块和8块)的烟道划分六面体结构化网格，如图3所示。通过对比不同网格数量下烟道外与进口中心水平距离1 000 mm处的气动噪声，进行网格无关性分析，结果见表2。由表2可知，当网格数由334万增加至509万时，相对偏差仅变化了0.6%，因此为兼顾速度和准确度，选择334万的网格可满足独立性要求，前半段烟道的各改造方案模型的网格数量均保持在334万左右。

表2 前半段烟道原始模型网格无关性分析结果

通过对比烟道前半段各监测点噪声的声压级可知，安装2块导流板的烟道降噪效果最好，因此在第1节弯管内设置2块导流板的基础上，继续对烟道的后半段进行导流板组件改造。分别对烟道整体的原始模型和改变导流板数量(依次选取2块、4块)的模型划分六面体结构化网格，其网格划分情况如图4所示。整体烟道模型的网格独立性验证结果见表3。由表3可知，当网格数由696万增至758万时，相对偏差仅变化了0.29%。因此为兼顾速度和准确度，选取696万的网格，改造方案模型网格数均保持在696万左右。

表3 整体烟道原始模型网格无关性分析结果

2.4 数值模拟方法准确性验证

对比数值模拟结果与文献[20]的实验结果，验证数值模拟方法的可行性。验证模型的几何结构如图5所示。

图5 验证模型几何结构[20]

监测点1和监测点2处的声压级模拟及实验结果如图6所示。由图6可知，频域内声压级模拟值峰值较多，而声压级实验值峰值较少，可能是由于在管道输送流体的过程中，受到了环境噪声及管道振动的影响。不同测点的声压级模拟及实验值频域响应特性相似，声压级随频率的增加呈下降趋势。

(a) 监测点1

监测点1和监测点2处总声压级的模拟及实验结果见表4。由表4可知，不同测点总声压级的模拟值和实验值相对误差均小于1%。

表4 监测点总声压级模拟结果与实验结果对比

综上可得，声压级模拟结果与实验结果呈现相似的频域响应特性，且总声压级模拟结果与实验结果相差较小，两者结合验证了数值模拟方法的准确性。

2.5 测点布置

为研究导流板组件的数量和排布方式对烟道气动噪声的影响，在烟道外设置7个监测点，如图7所示，均位于距烟道1 000 mm的位置。由于烟道模型包含2组导流板组件，因此先研究前半段烟道中包含的第1组导流板，通过对比不同测点噪声模拟结果获得导流板的改造方案，并在此基础上对包含第2组导流板的烟道整体进行数值模拟，完成对整体烟道模型的气动噪声分析，得到确保气动噪声最小的导流板组合方案。

3 结果与分析

3.1 烟道内部三维流场分析

前半段烟道的原始模型和改造后模型的入口中心水平截面湍动能如图8所示。湍动能是指流体在流动过程中湍流强度的大小，可用于描述烟气在流动过程中的稳定性，并反映噪声源位置和量级。由图8可知，烟气进入烟道后，由于管道截面面积增大，使得气流扩散不充分，在弯管出口之前的管段两侧及导流板处会出现湍动能较高的区域，且容易形成漩涡。设置导流板可以提高流体分布的均匀性，降低弯管处的湍动能，改变导流板位置及数量对湍动能分布特性的影响较小。

整体烟道原始模型和改造后模型出口中心竖直截面的湍动能如图9所示。由图9可知，改造前后烟道的高湍动能区域均位于第1节弯管附近，第2节弯管和出口区域的湍流运动较为平缓，导流板数量变化对后半段烟道内部湍动能分布的影响较小。

3.2 烟道外部监测点气动噪声分析

前半段烟道原始模型和改造后模型管外监测点(1～5)气动噪声的声压级对比结果如图10所示。结合图8的湍动能分布特性结果可知，弯管内侧的湍动能强度高于弯管外侧，经过弯管内侧的烟气流动更紊乱，对于不同数量的导流板组件，监测点3处的总声压级最高。与原始烟道相比，改变导流板位置后，烟道的平均总声压级由125.74 dB减小至124.14 dB，降低了1.3%；当导流板数量为2时，平均总声压级减小至123.6 dB，降低了1.7%；当导流板数量增至4和6时，平均总声压级进一步增大，大于原始烟道。在第1节弯管内装有2块导流板的改造方案基础上，研究第2节弯管内导流板组件改造方案。

图10 前半段烟道管外不同监测点气动噪声的声压级

整体烟道原始模型和改造后模型管外监测点(1～7)气动噪声的声压级对比结果如图11所示。结合图9可知，第2节弯管内侧湍动能高于外侧，因此监测点5处的总声压级高于监测点6。此外，当第2节弯管内部的导流板数量分别为2和4时，各监测点总声压级基本均小于原始烟道，平均总声压级分别降低了4.8%和4.1%。因此，对于第2节弯管，当导流板数量为2时，降噪效果最好。