引风机改造后,风机总压明显提高。虽然方案一的总压在大流量区和小流量区附近增加较多,但在额定流量附近总压的改善不如方案三,结合效率提高的数据,很明显方案三是较佳的优化方案。风机总压提高4.25%,效率提高1.49%。方案四,效率降低0.19%,主要是由于流经槽的流体与原叶轮内的高速流体发生强烈碰撞,造成冲击损失。在风机运行过程中,当集热器流入叶轮转轮时,流体受到惯性力和科里奥利力的影响,在后圆盘B段附近形成高速区,使B段附近的流速和流量大于A段,从而使风机性能从两个方面得到改善。一是提高前盘的径向速度,即A段,使引风机出口处的流体速度趋于均匀;二是优化后盘附近的速度梯度。由此可见,开槽后叶轮出口处的流速整体上得到了提高。叶轮转轮内靠近后圆盘的速度在整个转轮内比较均匀,没有明显的高速聚集区,因此流场比较合理。本文采用N-S方程和SSTK-U湍流模型计算了引风机在不同工况下的稳态,并根据公式计算了设计工况下离心风机的压力、轴功率和效率。与子午面上的原风机相比,其轴向平均速度较高,速度梯度较小。因此,开槽改善了叶轮通道内的流场,大大提高了引风机的总压和效率。边界层分离现象发生在原风机叶片通道的吸力面上,形成较大的涡流区;在通道的后半段,边界层分离现象也发生在通道的吸力面上。叶片压力面上的压力高于吸入面上的压力。二次流在叶轮通道中形成(其部分速度沿叶轮的圆周方向)。同时,在离心力的作用下,圆周方向形成一定的角度。
引风机高速流体和低速流体相互拉动,导致动能损失较大,再加上二次流的阻碍,叶轮的流动质量大大降低,这种结构非常不利于风机的运行。叶片切缝后,流道出口附近的速度梯度更加平衡,没有回流。这是因为通过槽道的流动可以将吸入面出口附近的流体吹走,这不仅避免了流出的现象,而且还将低速流体吸入吸入吸入面,改善了叶轮内部的流场。结果表明,当裂缝正好位于上边界层剥离的前端时,效果较佳。因此,改进后的风扇与样机的几何相似性不满足风扇相似性原理的条件。相比之下,引风机叶片入口(第1段)开口间隙的速度没有显著变化。叶片出口发生了巨大变化。叶片出口处的速度分布变得更加均匀,而原叶轮出口处的速度从吸入侧到压力侧变化很大,说明槽达到了预期的优化目的。
(1)通过数值模拟研究了开槽对风机性能的影响。结果表明,开槽有利于提高风机的性能,对风机的流场有很大的影响。
(2)开槽参数a/c=1.67,b/c=0.169时,风机性能相对较佳,风机总压提高4.25%,效率提高1.49%。
(3)引风机叶片切缝后,通过切缝的流体能有效防止叶片表面附面层脱落,减少流动损失,当切缝位置与附面层分离前沿对齐时,效果佳,使转轮出口流速更加均匀。
(4)本文所得到的较佳插削参数只能从有限的方案中选取,可能会错过较佳插削角度和位置,有待进一步研究。
改造后,对两台引风机进行性能评价试验,包括全负荷风机数据试验、改造前后数据试验和风机较大出力试验数据,如下所示。(1)满负荷风机数据试验:锅炉满负荷运行时,炉内氧含量维持在2.5%,炉内负压维持在0-50pa,锅炉稳定运行2小时后,现场测量两台引风机数据。风机叶轮的具体改进方法在保持叶片出口安装角度不变的前提下,风机叶轮的旋转直径分别由480mm增加到490mm和500mm。满足机组满负荷要求。风机满负荷数据见表2。
(2)改造前后数据试验:风机改造后,锅炉正常运行1小时,运行参数稳定。采集风机的数据,并与改造前的数据进行比较。锅炉满负荷时,两台引风机电流降低48A。
(3)引风机较大出力试验:冷态下,风机挡板开度为80%时,风机电流达到设计值。A风机入口挡板开启80%时,风机电流为146A,B风机入口挡板开启80%时,风机电流为145.6A,满足设计要求。
结论
(1)与改造前后引风机试验数据相比,A风机效率提高17.2%,B风机效率提高13.8%。正常运行时,风机进口挡板开度为50%~55%,风机电流95~100A,满足机组满负荷运行要求。
(2)改造后引风机电耗降低26384 kWh,增压风机电耗降低52159 kWh,合计77543 kWh,辅助电耗降低0.5%。
(3)改造后,取消风机冷却水,风机轴承高温度为55C,满足设计要求。通过排除冷却水,每年可节约约5万吨水。
(4)通过引风机性能试验报告和实际运行,引风机改造能满足运行要求,节电效果明显。
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