羅 慶， 曹漢鼎， 蔣曉鋒， 林碧玉， 熊顯巍， 吳 安

（1.武漢鍋爐股份有限公司，武漢 430205；2.上海發(fā)電設(shè)備成套設(shè)計(jì)研究院，上海 200240）

上世紀(jì)80年代，我國(guó)從美國(guó)“CE”公司引進(jìn)的300MW大容量燃煤鍋爐采用四角切圓的燃燒方式.這種鍋爐普遍存在較嚴(yán)重的煙氣側(cè)速度和溫度偏差以及過(guò)熱器和再熱器的汽溫偏差，導(dǎo)致頻繁發(fā)生超溫爆管.針對(duì)此類熱偏差問(wèn)題，國(guó)內(nèi)科技工作者做了大量研究［1-3］.天津國(guó)投津能發(fā)電有限責(zé)任公司（以下稱北疆電廠）1000MW鍋爐過(guò)熱器汽溫偏差明顯，且減溫器起不到調(diào)節(jié)作用.筆者對(duì)此進(jìn)行了熱偏差分析，并提出通過(guò)調(diào)整管道布置的方式來(lái)減小汽溫偏差，以增強(qiáng)減溫器的調(diào)節(jié)能力.

1 設(shè)備性能參數(shù)與結(jié)構(gòu)

1.1 鍋爐主要參數(shù)

北疆電廠一期1000MW鍋爐機(jī)組是采用Alstom技術(shù)設(shè)計(jì)制造的超超臨界鍋爐.該鍋爐為一次再熱、平衡通風(fēng)、固態(tài)排渣、半露天Π型布置直流爐.鍋爐的設(shè)計(jì)燃料為平朔安太堡煤，校核煤種Ⅰ為晉北煙煤，校核煤種Ⅱ?yàn)樵品寤烀海仩t的主要設(shè)計(jì)參數(shù)見(jiàn)表1.

表1 鍋爐的主要設(shè)計(jì)參數(shù)Tab.1 Main design parameters of boiler

1.2 燃燒系統(tǒng)

鍋爐采用單爐膛布置雙切圓燃燒方式并使用低NOx同軸燃燒系統(tǒng).燃燒器出口射流中心與水冷壁中心線的夾角為60°和52°，在左爐膛形成順時(shí)針旋轉(zhuǎn)的假想切圓，在右爐膛形成逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)的假想切圓.圖1為燃燒器的布置.

圖1 燃燒器的布置（單位：mm）Fig.1 Arrangement of burners（unit：mm）

1.3 過(guò)熱器系統(tǒng)

在鍋爐爐膛頂部折焰角前，布置分隔屏過(guò)熱器和后屏過(guò)熱器，而在折焰角后布置末級(jí)過(guò)熱器.圖2為爐膛上部受熱面的布置.過(guò)熱系統(tǒng)流程：汽 包頂棚管和包覆過(guò)熱器水平低溫過(guò)熱器立式過(guò)熱器Ⅰ 級(jí)減溫器分隔屏過(guò)熱器Ⅱ級(jí)減溫器后屏過(guò)熱器級(jí)減溫器末級(jí)過(guò)熱器汽輪機(jī)高壓缸進(jìn)口.

為了降低汽溫偏差，一般大容量燃煤鍋爐的過(guò)熱器系統(tǒng)設(shè)置3至4級(jí)，各級(jí)之間的連接管道采用交叉或平行的布置方式.此鍋爐左右爐膛的后屏過(guò)熱器與末級(jí)過(guò)熱器連接管道均采用交叉布置，Ⅲ級(jí)減溫器布置在連接管道中，后屏過(guò)熱器左側(cè)的蒸汽經(jīng)減溫后流至末級(jí)過(guò)熱器右側(cè)，而后屏過(guò)熱器右側(cè)的蒸汽經(jīng)減溫后流至末級(jí)過(guò)熱器左側(cè)（見(jiàn)圖3）.

圖3 過(guò)熱器系統(tǒng)的布置Fig.3 Arrangement of the superheater system

2 爐內(nèi)煙氣流場(chǎng)分析

2.1 物理模型

為了深入研究鍋爐的煙氣溫度偏差，筆者建立了包括過(guò)熱器系統(tǒng)在內(nèi)的全爐膛流動(dòng)計(jì)算數(shù)學(xué)模型.根據(jù)鍋爐的原有尺寸，按照1∶1比例建立模型并對(duì)模型進(jìn)行了網(wǎng)格劃分，采用非均分網(wǎng)格.由于左右爐膛在結(jié)構(gòu)上完全對(duì)稱，為了節(jié)約運(yùn)算成本，筆者只對(duì)右爐膛建立模型.

2.2 控制方程

由于四角切圓鍋爐爐膛內(nèi)煙氣的流動(dòng)為強(qiáng)旋轉(zhuǎn)均勻剪切紊流流動(dòng)，如果采用標(biāo)準(zhǔn)k－ε模型會(huì)出現(xiàn)失真.雷諾應(yīng)力模型和Realizable k－ε模型在對(duì)強(qiáng)旋紊流模型的模擬上具有優(yōu)越性，尤其是Realizable k－ε模型具有計(jì)算量小的優(yōu)點(diǎn)［4］，所以采用三維不可壓縮黏性流體定常流動(dòng)的雷諾時(shí)均方程與帶旋流修正的Realizable k－ε模型，其主要控制方程如下：

連續(xù)方程

式中：ρ為氣流密度，kg／m3；v為速度矢量，m／s.

x動(dòng)量方程

y動(dòng)量方程

z動(dòng)量方程

式中：u、v、w 分別為x、y、z方向的速度分量，m／s；μt為紊流黏性系數(shù)，kg／（m·s）；μ為分子動(dòng)力黏性系數(shù)；Sx、Sy、Sz分別為x、y、z方向的源項(xiàng).

紊動(dòng)能方程

式中：k為紊動(dòng)能，m2／s2；ε為紊動(dòng)能耗散率，m2／s3；Gk為平均速度梯度引起的紊動(dòng)能產(chǎn)生項(xiàng)，kg／（m·s3）；常數(shù)σk＝1.0.

耗散率方程

式中：ν為運(yùn)動(dòng)黏性系數(shù)，m2／s；常數(shù)C1＝1.44，σε＝1.2，C2＝1.92.

2.3 結(jié)果與分析

2.3.1 總的趨勢(shì)

根據(jù)四角切圓燃燒的特點(diǎn)，煙氣在爐內(nèi)逆時(shí)針?lè)较蛐D(zhuǎn)同時(shí)螺旋上升，旋轉(zhuǎn)強(qiáng)度在上升過(guò)程中逐漸減弱.當(dāng)煙氣流動(dòng)到分隔屏或后屏下沿時(shí)，仍然存在一定的殘余旋轉(zhuǎn).圖4為鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量（BMCR）工況下?tīng)t膛上部的煙氣流動(dòng)速度分布.從圖4可以看到：爐膛上部仍然有殘余的逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)跡象.除殘余旋轉(zhuǎn)外 ，受熱面的布置形式和折焰角結(jié)構(gòu)也都影響到整個(gè)爐膛上部的流場(chǎng)和溫度場(chǎng).

2.3.2 折焰角前的煙氣流場(chǎng)分布

當(dāng)煙氣到達(dá)分隔屏和后屏區(qū)域時(shí)，由于煙氣流的殘余旋轉(zhuǎn)不僅受到分隔屏和后屏的切割導(dǎo)流作用，而且還受到引風(fēng)機(jī)向爐后方向的吸力作用，雙重作用力使煙氣改變了方向，并造成煙氣流量和溫度在爐膛上部分布不均勻，進(jìn)而導(dǎo)致過(guò)熱器和再熱器間產(chǎn)生熱偏差［5］.這種煙氣流量和溫度在爐膛上部分布的不均勻性主要體現(xiàn)在爐膛左側(cè)受熱面?zhèn)鳠崃看笥谟覀?cè).

在爐膛左側(cè)，氣流垂直向上流向分隔屏區(qū)域，且在上升的同時(shí)切向速度不斷衰減.由于逆時(shí)針的殘余旋轉(zhuǎn)使左側(cè)區(qū)域部分煙氣流向爐前，沖刷分隔屏后再折回，流向水平煙道，其中大部分煙氣最終改為向水平煙道流動(dòng).而且，經(jīng)過(guò)爐頂?shù)恼哿骱头指羝恋姆指?，煙氣在后屏區(qū)域還會(huì)形成渦流區(qū).由于渦流區(qū)的存在，后屏區(qū)域左側(cè)煙氣氣流的流動(dòng)阻力大于右側(cè).在圖4（b）和圖4（c）中，左前墻左半部分和左后墻右半部分為左側(cè)墻的煙氣速度分布.煙氣由爐膛下部向水平煙道流動(dòng)，煙氣速度由10m／s左右迅速衰減到7m／s以下，這是由于煙氣的切向速度與水平煙道的出口吸力速度方向相反造成的.

在爐膛右側(cè)，煙氣流向爐后，并在引風(fēng)機(jī)的吸力作用下直接流向水平煙道.折焰角結(jié)構(gòu)形成的煙氣走廊造成部分右側(cè)煙氣的短路，這也是右側(cè)阻力小于左側(cè)的原因之一.在圖4（a）和圖4（d）中，右前墻右半部分和右后墻左半部分為右側(cè)墻的煙氣速度分布.煙氣由爐膛下部向水平煙道流動(dòng)，速度基本維持在10m／s左右，這是逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)切向速度與水平煙道出口吸力方向一致以及煙氣走廊綜合作用的結(jié)果.

爐膛左右側(cè)煙氣流動(dòng)的差異使得左側(cè)區(qū)域的煙氣充滿度明顯好于右側(cè)區(qū)域，而且由于左側(cè)區(qū)域煙氣流有一個(gè)向前、滯止和轉(zhuǎn)向加速運(yùn)動(dòng)的過(guò)程，能形成較強(qiáng)的氣流擾動(dòng)，因而也強(qiáng)化了左側(cè)區(qū)域氣流的對(duì)流傳熱能力，這是屏區(qū)受熱面吸熱量呈左高右低的原因，也是在后屏兩側(cè)入口汽溫相同工況下，后屏過(guò)熱器左側(cè)出口汽溫高于右側(cè)出口汽溫的原因.

2.3.3 折焰角后的煙氣速度分布

圖4 爐膛上部的煙氣速度分布Fig.4 Gas velocity distribution in upper part of the furnace

折焰角前的煙氣流動(dòng)特性使得上爐膛左側(cè)煙氣向爐后運(yùn)動(dòng)的阻力大于右側(cè)，造成右側(cè)區(qū)域的煙氣流量高于左側(cè)區(qū)域.圖5為末級(jí)過(guò)熱器進(jìn)口的煙氣速度分布.由圖5可以看出：末級(jí)過(guò)熱器進(jìn)口右側(cè)平均煙氣流速高于左側(cè)，而且從右墻區(qū)域直接穿過(guò)折焰角的煙氣未經(jīng)充分冷卻，在上升很短的距離后就流入水平煙道，其溫度也是右側(cè)高于左側(cè).這樣的煙氣流速及溫度的分布造成爐膛左、右側(cè)傳熱條件不同：右墻一側(cè)煙氣速度大，煙溫也高（還有部分未燃盡物），右側(cè)的吸熱明顯大于左側(cè)，末級(jí)過(guò)熱器右側(cè)出口汽溫高于左側(cè)出口汽溫（末級(jí)過(guò)熱器兩側(cè)入口汽溫相同時(shí)）.

圖5 末級(jí)過(guò)熱器進(jìn)口的煙氣速度分布Fig.5 Gas velocity distribution at inlet of the final superheater

3 過(guò)熱器實(shí)際運(yùn)行工況及分析

3.1 過(guò)熱器汽溫分布

北疆電廠1000MW鍋爐爐膛左右結(jié)構(gòu)完全對(duì)稱，過(guò)熱器汽溫分布也應(yīng)近似對(duì)稱.平圩電廠600 MW鍋爐結(jié)構(gòu)與北疆電廠右爐膛一致，為逆時(shí)針切圓燃燒方式，折焰角前布置分隔屏過(guò)熱器和后屏過(guò)熱器，折焰角后布置末級(jí)過(guò)熱器.下面借鑒平圩電廠完整的過(guò)熱器熱偏差試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析北疆電廠右爐膛的過(guò)熱器汽溫分布.圖6、圖7、圖8和圖9分別為分隔屏前部沿爐膛寬度的汽溫分布、分隔屏后部沿爐膛寬度的汽溫分布、后屏沿爐膛寬度的汽溫分布和末級(jí)過(guò)熱器沿爐膛寬度的汽溫分布，圖中選取的4個(gè)運(yùn)行工況分別為：（1）88% 最大連續(xù)蒸發(fā)量工況（MCR，530MW）變化風(fēng)量試驗(yàn)，省煤器進(jìn)口氧體積分?jǐn)?shù)為4.0（工況1）；（2）80%MCR（480MW）低負(fù)荷試驗(yàn)，磨煤機(jī)投運(yùn)方式為 A、B、C、D（工況3）；（3）63%MCR（380MW）低負(fù)荷試驗(yàn)，磨煤機(jī)投運(yùn)方式為 A、B、C、D（工況7）；（4）100%MCR（600MW）電廠常規(guī)運(yùn)行工況，磨煤機(jī)投運(yùn)方式為A、B、C、D、E（工況12）.圖6～圖9中的管屏編號(hào)按照從爐左到爐右排序［6］.

由鍋爐分隔屏過(guò)熱器、后屏過(guò)熱器以及末級(jí)過(guò)熱器沿爐膛寬度的汽溫分布可知，各受熱面汽溫分布在風(fēng)量變化、不同燃燒器擺角、不同磨煤機(jī)配合、不同負(fù)荷下沿爐膛寬度變化規(guī)律基本相同.

分隔屏前部的汽溫分布是左高右低（見(jiàn)圖6），汽溫梯度較大，6片分隔屏中最高汽溫在第2片.分隔屏后部的汽溫分布也是左高右低（見(jiàn)圖7），汽溫梯度比前部小，6片分隔屏中最高汽溫在第1片.后屏的汽溫分布同樣是左高右低（見(jiàn)圖8），汽溫在爐膛中心處急劇變化，24片分隔屏中最高汽溫在第4～第6片.而末級(jí)過(guò)熱器的汽溫分布卻是右高左低（見(jiàn)圖9），右側(cè)壁面處溫度明顯偏高，96片分隔屏中最高汽溫在第87片.

實(shí)測(cè)的汽溫分布基本反映了爐膛頂部區(qū)域煙氣流動(dòng)造成的熱負(fù)荷差異.由于殘余旋轉(zhuǎn)的存在和折焰角結(jié)構(gòu)的影響，在折焰角前受熱面沿爐膛寬度的汽溫分布是左高右低，在折焰角后受熱面沿爐膛寬度的汽溫分布是右高左低，其分布規(guī)律不一致.

圖6 分隔屏前部沿爐膛寬度的汽溫分布Fig.6 Steam temperature distribution in the front of separate screen along width direction of the furnace

圖7 分隔屏后部沿爐膛寬度的汽溫分布Fig.7 Steam temperature distribution in the rear of separate screen along width direction of the furnace

圖8 后屏沿爐膛寬度的汽溫分布Fig.8 Steam temperature distribution of rear screen along width direction of the furnace

圖9 末級(jí)過(guò)熱器沿爐膛寬度的汽溫分布Fig.9 Steam temperature distribution of final superheater along width direction of the furnace

3.2 減溫器運(yùn)行情況

由3.1節(jié)分析得到北疆電廠1000MW鍋爐過(guò)熱器汽溫沿爐膛寬度分布應(yīng)該為：右爐膛在折焰角前是左高右低，在折焰角后是右高左低；左爐膛在折焰角前是右高左低，在折焰角后是左高右低.減溫水量運(yùn)行值符合汽溫偏差現(xiàn)象［7］.表2為實(shí)測(cè)北疆電廠Ⅲ級(jí)減溫器噴水量.表2中2個(gè)工況均反映右爐膛右側(cè)噴水量少于左側(cè)，左爐膛則是左側(cè)噴水量少于右側(cè).噴水量反映了Ⅲ級(jí)減溫器入口（即屏式過(guò)熱器出口）汽溫右爐膛為左側(cè)高于右側(cè)，左爐膛為右側(cè)高于左側(cè)，而且左爐膛汽溫偏差明顯.

表2 減溫水量運(yùn)行值Tab.2 Run value of desuperheating water

4 改造方案及效果

北疆電廠鍋爐受熱面的熱偏差過(guò)大，有可能導(dǎo)致受熱面超溫爆管，應(yīng)該對(duì)其進(jìn)行改造.該鍋爐存在的熱偏差主要是煙氣流速和溫度引起的屏間熱偏差.國(guó)內(nèi)在控制熱偏差方面積累了不少經(jīng)驗(yàn)［8］，通常減小屏間熱偏差的方式有：

（1）改變分隔屏和后屏的布置方式，減小前墻與分隔屏之間的間隙，使更多的煙氣被阻擋下來(lái)進(jìn)入左側(cè)和中部屏區(qū)，從而使水平煙道中左側(cè)和中部的流量增加.加大分隔屏與后屏間的間隙，改善“橫向補(bǔ)氣”條件，降低水平煙道中右側(cè)壁面附近的最高氣流流速［9］.

（2）對(duì)燃燒器進(jìn)行調(diào)整.將部分燃燒器一、二次風(fēng)噴口改為順時(shí)針，可以達(dá)到消旋的效果.減小假想切圓的直徑對(duì)減小熱偏差也有一定效果［10］，但切圓直徑的減小不利于著火，會(huì)使火焰的充滿程度變差.二次風(fēng)反切可以使煙溫的偏差減小，但在使末級(jí)過(guò)熱器汽溫偏差減小的同時(shí)，可能會(huì)使分隔屏汽溫偏差增大.

（3）改變折焰角結(jié)構(gòu).折焰角結(jié)構(gòu)是影響水平煙道煙速偏差的重要因素，它會(huì)削弱爐膛出口氣流的旋轉(zhuǎn)強(qiáng)度，改變煙氣流程，改善煙氣在寬度方向左右兩側(cè)的流動(dòng)差異，從而有利于減小水平煙道左右兩側(cè)煙速偏差.針對(duì)采用不同深度的折焰角結(jié)構(gòu)、加長(zhǎng)折焰角高度以及采用雙折焰角結(jié)構(gòu)來(lái)減小屏間熱偏差，已有相關(guān)研究［11-12］.

（4）調(diào)整連接管道的形式.合理布置過(guò)熱器各級(jí)受熱面連接管道能夠降低鍋爐兩側(cè)的熱偏差，但在決定連接管道的走向前需要了解汽溫分布規(guī)律.北疆電廠鍋爐后屏過(guò)熱器與末級(jí)過(guò)熱器間的連接管道原先采用左右交叉布置方式.由前面的分析可知，這種連接管道布置方式會(huì)使后屏左側(cè)高溫蒸汽進(jìn)入末級(jí)過(guò)熱器右側(cè)，而末級(jí)過(guò)熱器右側(cè)傳熱強(qiáng)于左側(cè)，因而導(dǎo)致熱偏差增大.所以，可以改動(dòng)后屏過(guò)熱器與末級(jí)過(guò)熱器之間的連接管道，將從后屏出來(lái)的蒸汽由原來(lái)的交叉進(jìn)入末級(jí)過(guò)熱器改為平行進(jìn)入末級(jí)過(guò)熱器，并且將Ⅲ級(jí)減溫器配置在兩平行管路中（見(jiàn)圖10）.

改變受熱面布置方式的改造工程量很大，一般在對(duì)鍋爐進(jìn)行全新設(shè)計(jì)時(shí)才加以考慮.在調(diào)整燃燒器時(shí)，需要預(yù)先對(duì)噴口大小以及節(jié)距進(jìn)行一定調(diào)整，反切風(fēng)還應(yīng)根據(jù)煤種和負(fù)荷的變化進(jìn)行相應(yīng)調(diào)整，如果調(diào)整不當(dāng)有可能會(huì)影響燃燒，降低燃盡率，而且這種調(diào)整存在一定風(fēng)險(xiǎn)，且改造成本也大.在改變折焰角結(jié)構(gòu)時(shí)，也需要改造水冷壁結(jié)構(gòu)，因此工程量也相當(dāng)大，且結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)復(fù)雜，迄今為止，尚沒(méi)有項(xiàng)目采用該改造方案.而改變后屏與末級(jí)過(guò)熱器之間的連接管道不僅針對(duì)性強(qiáng)，工程量小，而且可以使這兩級(jí)受熱面的吸熱偏差相互抵消，因而增強(qiáng)了減溫器的調(diào)節(jié)能力.

圖10 過(guò)熱器系統(tǒng)的布置Fig.10 Arrangement of the superheater system

平圩電廠600MW鍋爐就采用了改造后的屏式過(guò)熱器與末級(jí)過(guò)熱器連接管道布置的方式（由交叉改為平行），使后屏左右側(cè)的減溫水流量分別為2.2t／h和2.8t／h，偏差僅為0.6t／h.同樣，對(duì)于爐膛結(jié)構(gòu)一致的北疆電廠1000MW鍋爐，對(duì)后屏過(guò)熱器與末級(jí)過(guò)熱器的連接管道進(jìn)行改造（由交叉改為平行）可以達(dá)到同樣效果.合理搭配兩級(jí)受熱面左右側(cè)的熱負(fù)荷具有調(diào)節(jié)熱偏差的自平衡能力，不必采用較大差異的兩級(jí)受熱面左右側(cè)噴水量來(lái)調(diào)節(jié)蒸汽溫度和平衡吸熱量.

5 結(jié) 論

針對(duì)北疆電廠1000MW機(jī)組鍋爐的情況可得如下結(jié)論：

（1）由于采用四角切圓燃燒方式，爐膛上部和水平煙道的受熱面沿爐膛寬度方向存在屏間熱偏差.同時(shí)，折焰角前后受熱面汽溫的分布規(guī)律也不一致：折焰角前左側(cè)汽溫高于右側(cè)，折焰角后右側(cè)汽溫高于左側(cè).

（2）在殘余旋轉(zhuǎn)和折焰角的共同作用下，折焰角前左側(cè)對(duì)流傳熱強(qiáng)于右側(cè)，導(dǎo)致后屏過(guò)熱器左側(cè)出口汽溫高于右側(cè)出口汽溫.同時(shí)，折焰角后右側(cè)煙氣流量和溫度均大于和高于左側(cè)，導(dǎo)致末級(jí)過(guò)熱器右側(cè)出口汽溫高于左側(cè).

（3）通過(guò)改變北疆電廠鍋爐后屏過(guò)熱器與末級(jí)過(guò)熱器的連接管道形式（由交叉改為平行），可以減輕熱偏差的疊加問(wèn)題，提高減溫器的調(diào)節(jié)性能.

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