王秋紅，王超

(華北水利水電大學(xué) 電力學(xué)院，河南 鄭州 450045)

我國的大型電站鍋爐，目前大多數(shù)采用四角切圓燃燒方式，在電站鍋爐的設(shè)計和運行中積累了豐富的實踐經(jīng)驗．四角切圓燃燒鍋爐燃燒適應(yīng)性好，能夠高效燃用煙煤、貧煤與褐煤，風(fēng)粉混合均勻，爐內(nèi)流場穩(wěn)定［1－2］．但是目前大容量四角切圓燃燒鍋爐在燃燒中存在3 個突出問題:①爐膛結(jié)渣嚴(yán)重;②水冷壁高溫腐蝕;③爐膛出口煙道左右兩側(cè)煙速、煙溫偏差過大．其中四角切圓燃燒鍋爐爐內(nèi)呈螺旋上升的熱煙氣到達爐膛出口時仍有較大的殘余旋轉(zhuǎn)，導(dǎo)致爐膛出口煙溫和煙速偏差較大的問題尤為凸顯，易引起過熱器、再熱器局部超溫爆管，嚴(yán)重影響鍋爐機組運行的安全性和經(jīng)濟性［3］．

為了解決大型四角切圓燃燒鍋爐的煙速、煙溫偏差的問題，浙江大學(xué)熱能工程研究所的池作和等［4］采用一次風(fēng)反切系統(tǒng)，對四角切圓燃燒鍋爐的設(shè)計和調(diào)試提供了理論依據(jù)．該技術(shù)的主要思想是:部分一次風(fēng)數(shù)噴口反切一定角度將煤粉噴入爐內(nèi)進行燃燒，煤粉氣流向爐膛中部轉(zhuǎn)移，有利于降低近壁面煤粉濃度和氧量消耗，防止水冷壁局部結(jié)渣．東南大學(xué)熱能工程研究所的李彥強等［5］提出了將二次風(fēng)反切一定的夾角從爐內(nèi)氣流旋轉(zhuǎn)的反方向噴入爐膛，削弱爐內(nèi)氣流旋轉(zhuǎn)強度，縮小煤粉氣流的旋轉(zhuǎn)直徑，減小爐膛出口處的氣流的殘余旋轉(zhuǎn)，改善水平煙道受熱面的熱偏差．

文中采用數(shù)值模擬的方法研究了不同燃盡風(fēng)反切工況下氣流的流動特性，對鍋爐燃盡風(fēng)反切系統(tǒng)的設(shè)計、實際運行和改造提供一些參考．

1 研究對象及方法

1．1 研究對象

研究對象為上海鍋爐廠設(shè)計的一臺350 MW 超臨界參數(shù)、變壓直流運行、中間一次再熱的四角切圓燃燒煤粉爐．該鍋爐采用正壓直吹式制粉系統(tǒng)，擺動式燃燒器四角布置，爐膛本體結(jié)構(gòu)如圖1 所示．

燃燒器整體高度為17．977 m，其分為5 層一次風(fēng)噴口，7 層二次風(fēng)噴口和上部3 層燃盡風(fēng)噴口．一次風(fēng)和二次風(fēng)間隔布置，燃燒器噴口布置如圖2 所示．燃燒器燃燒方式為四角布置正向雙切圓燃燒，煤粉從四角按不同的角度噴入爐內(nèi)，在爐膛中心形成1 546 mm 的大圓和1 378 mm 的小圓，爐膛切圓如圖3 所示．燃燒器配風(fēng)情況見表1．

圖1 爐膛結(jié)構(gòu)簡圖(單位:mm)

圖2 燃燒器噴口示意圖

圖3 爐膛切圓示意圖(單位:mm)

表1 燃燒器各層噴口編號與配風(fēng)

1．2 網(wǎng)格劃分和模擬計算方法

為了有效地防止偽擴散，對燃燒器區(qū)域網(wǎng)格進行加密，將燃燒器噴口分塊劃分，每一截面采用Paving 的方法生成非結(jié)構(gòu)的四邊形網(wǎng)格，然后采用Cooper 方法將網(wǎng)格線沿著燃燒器高度方向延伸，對整體進行網(wǎng)格劃分，盡量使得網(wǎng)格線與射流方向一致，抑制計算偽擴散［6］． 燃燒器區(qū)域水平截面網(wǎng)格分布如圖4 所示，鍋爐整體網(wǎng)格數(shù)為75 萬個，進行了網(wǎng)格無關(guān)性檢查，發(fā)現(xiàn)網(wǎng)格疏密設(shè)置合理．

圖4 燃燒器區(qū)域截面網(wǎng)格分布圖

基于商業(yè)軟件Fluent，采用三維穩(wěn)態(tài)計算．氣相湍流流動采用高雷諾數(shù)的標(biāo)準(zhǔn)k －ε 雙方程湍流模型(Standard k －ε Model);近壁面采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)(Standard Wall Functions)處理;對控制方程的求解采用Simple 算法;一次風(fēng)、二次風(fēng)、燃盡風(fēng)均采用速度入口邊界條件，出口采用壓力出口邊界條件;設(shè)置殘差為10－3，迭代直至收斂，計算終止．

2 研究結(jié)果及分析

2．1 工況描述

為了研究燃盡風(fēng)反切角度對爐內(nèi)空氣動力場的影響，合理設(shè)計5 種不同工況進行模擬．?dāng)?shù)值模擬工況見表2．

表2 數(shù)值模擬工況

2．2 結(jié)果分析

2．2．1 爐內(nèi)空氣動力場

爐內(nèi)空氣動力場是決定燃燒優(yōu)劣的決定性因素．保持一、二次風(fēng)的假想切圓不變，按照工況設(shè)計要求，通過改變3 層燃盡風(fēng)噴口的角度對爐內(nèi)流場進行了數(shù)值模擬．各工況下，AGP2 層燃盡風(fēng)氣流速度矢量如圖5 所示．圖5 的數(shù)值模擬結(jié)果表明:燃盡風(fēng)反切在任何工況下，爐內(nèi)各層氣流的旋轉(zhuǎn)方向一致，沿爐膛高度方向上不會出現(xiàn)一些層氣流順時針旋轉(zhuǎn)，而另一些層氣流逆時針旋轉(zhuǎn)的現(xiàn)象;燃盡風(fēng)反切后，爐內(nèi)切圓直徑明顯減?。?/p>

圖5 不同工況下AGP2 層燃盡風(fēng)氣流矢量圖

2．2．2 相對切圓直徑

采用爐內(nèi)相對切圓直徑這一無量綱數(shù)來表征爐內(nèi)切圓直徑的大小，相對切圓直徑為［7］:

式中:dxd為實際氣流速度切圓直徑;D 為爐膛截面寬與深和的一半．

不同工況下沿爐膛高度方向爐內(nèi)氣流相對切圓直徑變化如圖6 所示．

圖6 沿爐膛高度方向相對切圓直徑的變化

由圖6 可知:爐膛高度在27 m 以下時，相對切圓直徑緩慢增加;在27 ～34 m 時，相對切圓直徑快速增加;大于34 m 以后，相對切圓直徑急劇減?。@是由于燃盡風(fēng)反切對主燃燒區(qū)氣流流場影響較小;氣流離開主燃燒區(qū)后，進入位于主燃燒區(qū)域和燃盡風(fēng)區(qū)域之間的過渡區(qū)域，帶動過渡區(qū)域的氣流旋轉(zhuǎn)，能量消耗加劇，相對切圓直徑增加;氣流進入燃盡風(fēng)區(qū)域后由于燃盡風(fēng)氣流的射入使相對切圓直徑減?。?/p>

為了能定量地分析燃盡風(fēng)反切對燃盡風(fēng)區(qū)域相對切圓的影響，引入燃盡風(fēng)區(qū)域相對切圓直徑Dxd的減小程度

式中:Y 為燃盡風(fēng)區(qū)域相對切圓直徑的減小程度;(Dxd)max為燃盡風(fēng)區(qū)域氣流的相對切圓直徑的最大值;為燃盡風(fēng)區(qū)域氣流的平均相對切圓直徑．

爐內(nèi)相對切圓直徑減小，使氣流向爐膛中心移動，避免火焰貼墻、爐膛結(jié)焦． 相對切圓直徑減小程度Y 隨著反切角度變化的曲線如圖7 所示．

圖7 相對切圓直徑減小程度Y 與燃盡風(fēng)反切角度的關(guān)系曲線

由圖7 可知:燃盡風(fēng)反切技術(shù)的應(yīng)用使得燃盡風(fēng)區(qū)域相對切圓直徑減小;隨著反切角度的增加，Y 先增大后減小;在5 種工況下，反切角度為15°時，Y 最大，燃盡風(fēng)區(qū)域相對切圓直徑最小，相對切圓直徑的減小率為50．05%;采用燃盡風(fēng)反切技術(shù)，反切角在5°～15°時能有效減小燃盡風(fēng)區(qū)域的相對切圓直徑．

2．2．3 爐膛出口氣流旋轉(zhuǎn)強度

爐膛出口氣流的殘余旋轉(zhuǎn)是引起對流煙道的煙溫、煙速偏差的主要原因，為了定量地描述爐膛出口氣流的殘余旋轉(zhuǎn)強度，在數(shù)值模擬的基礎(chǔ)上引入“殘余旋轉(zhuǎn)”的概念［8］，爐膛出口氣流的旋轉(zhuǎn)強度為:

式中:R 為爐膛截面平均邊長的一半;r 為氣流旋轉(zhuǎn)半徑;u、w 分別為氣流切向和軸向速度．

不同工況下，爐膛出口氣流旋轉(zhuǎn)強度如圖8 所示．由圖8 可以看出:燃盡風(fēng)反切角度為0° ～15°時，隨著反切角度的增加，爐膛出口氣流的旋轉(zhuǎn)強度逐漸減小;當(dāng)反切角度為15°時，旋轉(zhuǎn)強度最小;反切角度在15° ～20°時，隨著反切角度的增加，出口氣流旋轉(zhuǎn)強度增大．所以，合理設(shè)置燃盡風(fēng)反切角度能有效地降低爐膛出口氣流的殘余旋轉(zhuǎn)，減弱對流煙道的損失．

圖8 不同工況下爐膛出口氣流的旋轉(zhuǎn)強度

2．2．4 速度分布不均勻系數(shù)

采用爐膛出口的速度不均勻系數(shù)M 來描述四角切圓燃燒鍋爐爐膛出口左右兩側(cè)的煙速偏差［9］，則:

式中:σ 為截面各點速度的標(biāo)準(zhǔn)差，σ =為截面平均速度，m/s．

隨著反切角度的變化，爐膛出口速度分布不均勻系數(shù)的變化如圖9 所示．

由圖9 可以看出:燃燒不反切時，爐膛出口速度分布不均勻系數(shù)最大;采用燃盡風(fēng)反切技術(shù)后，爐膛的出口氣流的旋轉(zhuǎn)強度減弱，隨著反切角度的增大，速度分布不均勻系數(shù)減小;反切角度為15°時，速度分布不均勻系數(shù)最小，相對于不反切工況，燃盡風(fēng)15°反切，爐膛出口速度分布不均勻系數(shù)減小27．5%;反切角度進一步增加時，爐膛出口速度分布不均勻系數(shù)增大． 由圖8、圖9 可知，燃盡風(fēng)氣流反切削弱爐膛內(nèi)氣流的旋轉(zhuǎn)強度，導(dǎo)致爐膛出口速度分布不均勻性減弱，該數(shù)值模擬結(jié)果與實際運行結(jié)果一致．

3 結(jié) 語

基于Fluent 模擬軟件，選用特性參數(shù):相對切圓直徑、相對切圓直徑減小程度、出口氣流旋轉(zhuǎn)強度、速度分布不均勻性系數(shù)，對燃盡風(fēng)反切角度對爐膛內(nèi)空氣動力場的影響進行了數(shù)值模擬，所得結(jié)論如下:

1)燃盡風(fēng)反切對爐膛下部空氣動力場影響較小，對爐膛上部燃盡風(fēng)區(qū)域流場影響較大．反切角過小，對爐內(nèi)流場影響較小;反切角過大，易引起爐膛內(nèi)氣流混亂．

2)燃盡風(fēng)反切角為15°時，燃盡風(fēng)區(qū)域相對切圓直徑較小，能有效地減小爐膛出口氣流的殘余旋轉(zhuǎn)，降低爐膛出口速度分布的不均勻程度，削弱爐膛出口的殘余旋轉(zhuǎn)．

3)數(shù)值模擬的方法操作簡單，且獲得的信息量大，模擬結(jié)果與文獻［10］的試驗結(jié)果基本吻合．

［1］閆水保，徐啟，于佐東． 鍋爐內(nèi)部能量轉(zhuǎn)化過程分析［J］．華北水利水電學(xué)院學(xué)報，2004，25(2):29 －31．

［2］何伯述，張強，許晉源． 大型電站鍋爐的燃燒方式［J］．熱力發(fā)電，2000，29(1):8 －11．

［3］郭宏生，徐通模，惠世恩，等．四角布置切向燃燒鍋爐水平煙道煙溫、汽溫偏差原因分析及防止對策［J］． 動力工程，1996，16(2):9 －13．

［4］池作和，周昊，夏建軍，等．一次風(fēng)反切系統(tǒng)的數(shù)值模擬和多相流動特性分析［J］．中國電機工程學(xué)報，1998，18(2):135 －139．

［5］李彥強，張強，顧番，等．二次風(fēng)反切對大容量切向燃燒鍋爐煙氣偏差影響的數(shù)值模擬［J］． 中國電機工程學(xué)報，2001，21(9):33 －37．

［6］潘維，池作和，斯東波，等．四角切圓燃燒鍋爐爐膛網(wǎng)格生成方法的研究［J］． 動力工程，2005，23(3):259－363．

［7］朱珍錦，劉松，李永光，等．同心反切圓燃燒技術(shù)試驗研究和數(shù)值模擬［J］． 燃燒科學(xué)與技術(shù)，2001，7(2):135－140．

［8］PATANKAR S V．傳熱與流體流動的數(shù)值計算［M］． 張政，譯．北京:北京科學(xué)出版社，1984．

［9］竇文宇．四角切向燃燒鍋爐反切燃燒方式的試驗研究與數(shù)值模擬［D］．西安:西安交通大學(xué)，2006．

［10］戚紅梅，惠世恩，崔大偉．分離燃盡風(fēng)反切角度對爐內(nèi)空氣動力場影響的試驗研究［J］． 熱力發(fā)電，2010，39(5):13 －17．