盧洪波，張夢(mèng)珂，宋志宇，武雄飛

(1.東北電力大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院，吉林 吉林 132012；2.吉林省電力科學(xué)研究院有限公司，吉林 長(zhǎng)春 130021；3.廣東粵電中山熱電廠有限公司，廣東 中山 528400)

SG-2210/25.4-M980型超臨界鍋爐過(guò)熱器汽溫特性研究

盧洪波1，張夢(mèng)珂1，宋志宇2，武雄飛3

(1.東北電力大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院，吉林 吉林 132012；2.吉林省電力科學(xué)研究院有限公司，吉林 長(zhǎng)春 130021；3.廣東粵電中山熱電廠有限公司，廣東 中山 528400)

以大唐某電廠SG-2210/25.4-M980型660 MW超臨界直流鍋爐為研究對(duì)象建立模型，通過(guò)FLUENT 數(shù)值計(jì)算軟件，得到不同工況下溫度場(chǎng)、速度場(chǎng)。研究由于殘余旋轉(zhuǎn)、管道結(jié)構(gòu)等因素，對(duì)屏式過(guò)熱器汽溫造成的影響，經(jīng)過(guò)編程計(jì)算獲得汽溫變化趨勢(shì)，并研究殘余旋轉(zhuǎn)、管道結(jié)構(gòu)等因素對(duì)過(guò)熱器汽溫的影響，分析過(guò)熱器的汽溫特性；根據(jù)不同負(fù)荷最佳擺動(dòng)角度工況下汽溫的計(jì)算結(jié)果，可知所需減溫水量。

過(guò)熱器；數(shù)值模擬；噴水減溫；汽溫特性

大唐某電廠在實(shí)際運(yùn)行中由于火焰中心位置較低，使得冷灰斗結(jié)渣，燃燒效果不好，影響過(guò)熱汽溫，并且要把靈武礦煤更換成寧夏靈武礦區(qū)羊腸灣采區(qū)煤作為燃用煤種。本文采用改變?nèi)紵鲾[角的方式，調(diào)節(jié)火焰中心位置，使得燃燒效果良好，利用噴水減溫的方法，來(lái)調(diào)節(jié)過(guò)熱器汽溫。

電站鍋爐汽溫是機(jī)組安全、經(jīng)濟(jì)運(yùn)行的重要參數(shù)之一，必須將其嚴(yán)格控制在規(guī)定范圍之內(nèi)，汽溫過(guò)高可能會(huì)引起超溫爆管故障，過(guò)低會(huì)達(dá)不到發(fā)電需求，均會(huì)影響機(jī)組正常運(yùn)行[1]。鍋爐燃燒火焰中心位置影響過(guò)、再熱汽溫[2]，過(guò)高時(shí)容易造成嚴(yán)重后果，據(jù)統(tǒng)計(jì)，引起鍋爐故障而導(dǎo)致停機(jī)的事故，大部分是由于受熱面損壞，其中半數(shù)以上是由于過(guò)熱器和再熱器超溫超壓造成的[3]。許多研究人員利用CFD軟件成功對(duì)煤粉鍋爐煙氣側(cè)的熱偏差、流量偏差、超溫爆管故障等進(jìn)行了分析，并提出一些預(yù)防措施[4-7]。煤質(zhì)、工質(zhì)、水煤比、中間點(diǎn)溫度及減溫水量是影響汽溫特性的主要因素，因此在汽溫調(diào)節(jié)過(guò)程中應(yīng)特別注意[8]。

1 研究對(duì)象及其計(jì)算模型

1.1 研究對(duì)象

本文針對(duì)大唐某廠，660 MW機(jī)組進(jìn)行研究。該機(jī)組采用上海電氣集團(tuán)鍋爐廠有限公司生產(chǎn)的SG-2210/25.4-M980型超臨界壓力直流鍋爐，爐膛寬度19 824 mm，爐膛深度18 816 mm，水冷壁下集箱標(biāo)高為7 000 mm，爐頂管中心標(biāo)高為75 840 mm，大板梁底標(biāo)高83 190 mm。鍋爐燃燒系統(tǒng)按配中速磨冷一次風(fēng)正壓直吹式制粉系統(tǒng)設(shè)計(jì)，24只直流式燃燒器分6層布置于爐膛下部四角，煤粉和空氣從四角送入，在爐膛中呈切圓方式燃燒。該鍋爐燃燒器為均等布風(fēng)方式，相鄰一次風(fēng)噴口中心距離為2 052 mm，二次風(fēng)噴嘴的擺動(dòng)范圍可達(dá)±30°，煤粉噴嘴的擺動(dòng)范圍為±20°。寧夏靈武礦區(qū)羊腸灣采區(qū)煤，本文研究采用此煤種，如表1所示。

表1 煤質(zhì)分析

1.2 計(jì)算模型

采用GAMBIT建立物理模型，并合理劃分網(wǎng)格。為了減少在模擬中產(chǎn)生的偽擴(kuò)散現(xiàn)象，首先采用paving法建立二維網(wǎng)格，再用cooper法創(chuàng)立三維網(wǎng)格[9]。由于燃燒主要發(fā)生在燃燒器區(qū)域，為了更準(zhǔn)確模擬燃燒過(guò)程，故對(duì)燃燒器區(qū)域網(wǎng)格特別加密，燃燒器區(qū)域網(wǎng)格為831230個(gè)，如圖1所示。過(guò)熱器屏區(qū)，如圖2所示，模擬時(shí)以單個(gè)管屏作為一個(gè)單位，構(gòu)造為矩形結(jié)構(gòu)，采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對(duì)其進(jìn)行劃分，設(shè)置為壁面邊界條件，得到上爐膛煙氣溫度場(chǎng)和速度場(chǎng)。爐膛總體網(wǎng)格共1621064個(gè)網(wǎng)格，如圖3所示，最大扭曲率為0.79，網(wǎng)格質(zhì)量良好，精度符合計(jì)算要求。

本文數(shù)值模擬采用三維穩(wěn)態(tài)計(jì)算，PDF非預(yù)混燃燒模型，在近壁面處采用Log-law壁面函數(shù)法處理，氣相湍流用標(biāo)準(zhǔn)k-ε紊流模型模擬，氣相湍流反應(yīng)采用雙混合分?jǐn)?shù)概率密度函數(shù)模型，用P-1輻射模型計(jì)算輻射傳熱[10]，對(duì)煤粉揮發(fā)分釋放采用雙匹配速率模型，對(duì)氣相流場(chǎng)采用非錯(cuò)列網(wǎng)格SIMPLE方法來(lái)求解，對(duì)固體顆粒相的求解則采用隨機(jī)顆粒軌道模型。

2 數(shù)值模擬結(jié)果及分析

2.1 模型準(zhǔn)確性驗(yàn)證

在額定工況條件，實(shí)際測(cè)量溫度與模擬溫度對(duì)比見(jiàn)表2，經(jīng)過(guò)對(duì)比，3個(gè)測(cè)點(diǎn)處測(cè)量數(shù)值與模擬數(shù)值相對(duì)誤差絕對(duì)值小于10%，這表明計(jì)算模型比較準(zhǔn)確，符合實(shí)際情況。

表2 模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果比較

2.2 爐膛燃燒模擬結(jié)果

通過(guò)FLUENT數(shù)值計(jì)算軟件，模擬不同負(fù)荷下的不同擺角情況，研究直流擺動(dòng)式燃燒器在不同擺角下的燃燒特性與流動(dòng)特性。根據(jù)數(shù)值模擬的結(jié)果分析其燃燒特性和流動(dòng)特性，得到燃燒器區(qū)域橫切面速度場(chǎng)、爐膛豎切面溫度場(chǎng)、沿爐膛高度方向的氧氣分布以及污染物NOx排放量等與燃燒器擺角的關(guān)系，計(jì)算結(jié)果表明：在100%BMCR工況下，擺角為-9°時(shí)；在75%BMCR工況下，擺角為-5°時(shí)；在50%BMCR工況下，擺角為19°時(shí)；在30%BMCR工況下，擺角為13°時(shí)穩(wěn)定燃燒，各項(xiàng)指標(biāo)均較好。依次命名不同負(fù)荷下最佳擺角工況為工況一、工況二、工況三、工況四。

在不同工況下，爐膛豎截面溫度場(chǎng)如圖4所示。從圖4可以看出，爐膛內(nèi)火焰燃燒形狀為“馬鞍形”，燃燒器區(qū)域溫度較高，溫度最高值都處于燃燒器中上區(qū)域，溫度場(chǎng)分布趨勢(shì)大體相同，符合電廠中四角切圓鍋爐的爐內(nèi)溫度場(chǎng)分布規(guī)律。四種工況對(duì)比，負(fù)荷降低，火焰中心降低，這樣過(guò)熱器的輻射傳熱量將會(huì)減少，將會(huì)使得過(guò)熱器工質(zhì)汽溫降低，下文計(jì)算結(jié)果，印證此規(guī)律。計(jì)算結(jié)果，工況一、工況二、工況三、工況四的平均溫度依次降低，且最高溫依次是1 583 K、1 579 K、1 575 K、1 524 K，對(duì)應(yīng)爐膛高度依次是32.6 m、30.7 m、27.4 m、26.9 m。

圖4 不同負(fù)荷爐膛豎截面溫度場(chǎng)

在不同工況下，最上層燃燒器噴口截面溫度場(chǎng)，如圖5所示。從圖5可以看出，工況一、工況二、工況三、工況四溫度分布形狀趨勢(shì)相同，均為切圓火焰，但是溫度高低不同，符合四角切圓燃燒規(guī)律。工況一、工況二、工況三、工況四鍋爐整體平均溫度呈下降趨勢(shì)，切圓直徑越來(lái)越小，這是由于負(fù)荷變化時(shí)煤粉量、燃燒器擺動(dòng)角度等發(fā)生變化而導(dǎo)致的。

圖5 燃燒器區(qū)域截面溫度場(chǎng)

在不同工況下，沿爐膛高度Y=55 m處的溫度場(chǎng)與速度場(chǎng)，如圖6所示。從圖6可以看出，各工況下過(guò)熱器區(qū)域的溫度與速度都較高，且前屏的區(qū)域溫度與速度都降低，后屏區(qū)以后溫度與速度都降低，這是由于過(guò)熱器內(nèi)工質(zhì)吸熱與屏的消旋作用。工況一、工況二、工況三、工況四對(duì)比來(lái)看，隨著負(fù)荷降低，溫度與速度降低。后屏處的平均煙速分別為8.84 m/s、6.93 m/s、4.6 m/s、2.76 m/s，作為后屏對(duì)流換熱計(jì)算的已知條件。

圖6 Y=55 m過(guò)熱器區(qū)域溫度場(chǎng)與速度場(chǎng)

3 過(guò)熱器汽溫特性研究

3.1 計(jì)算前準(zhǔn)備

計(jì)算之前，首先要進(jìn)行一些必要的熱力計(jì)算和燃燒計(jì)算。根據(jù)廠方的產(chǎn)品說(shuō)明書(shū)、燃燒設(shè)備說(shuō)明書(shū)等提供的參數(shù)，進(jìn)行熱力計(jì)算。再通過(guò)燃燒計(jì)算，得到關(guān)于設(shè)計(jì)煤種的各個(gè)需要值，即煙氣容積、煙氣中三原子氣體份額、水蒸氣份額、兩種物質(zhì)的總份額、煙氣中灰分的無(wú)因次濃度、鍋爐效率以及計(jì)算燃料消耗量等，系數(shù)較多，不一一列舉，具體計(jì)算方法見(jiàn)《實(shí)用鍋爐計(jì)算手冊(cè)》。

圖7 Y=60 m處分隔屏左起沿寬度方向蒸汽溫度與煙氣溫度

圖8 Y=60 m處后屏左起沿寬度方向蒸汽溫度與煙氣溫度

圖9 屏式過(guò)熱器汽溫與負(fù)荷關(guān)系曲線圖

3.2 100%BMCR負(fù)荷下的汽溫特性分析

在工況一下，選取標(biāo)高Y=60 m處，計(jì)算分隔屏1-6屏1號(hào)管的蒸汽溫度，并與近壁處煙氣溫度對(duì)比，可以得到溫度分布圖7。由圖7可以看出，近壁區(qū)煙氣溫度的中間部分溫度比左右兩側(cè)溫度高，高溫區(qū)偏向左側(cè)，左右偏差在20 ℃左右，這是因?yàn)樵跔t內(nèi)氣流作順時(shí)針?lè)较蛐D(zhuǎn)造成的煙氣側(cè)熱偏差影響下，工質(zhì)溫度呈現(xiàn)沿寬度方向先升高再降低的規(guī)律，并且最高點(diǎn)未在正中間的位置，也是要偏向左側(cè)，出現(xiàn)熱偏差。

在工況一下，選取標(biāo)高Y=60 m處，計(jì)算后屏1-20屏1號(hào)管的蒸汽溫度，并與近壁處煙氣溫度對(duì)比，得到溫度分布圖8。由圖8可以看出，上爐膛左側(cè)的后屏過(guò)熱器工質(zhì)溫度高于上爐膛右側(cè)的后屏過(guò)熱器工質(zhì)溫度。這是以下兩個(gè)方面原因造成的：一是上爐膛煙氣流的殘余旋轉(zhuǎn)，左側(cè)煙氣出現(xiàn)回流現(xiàn)象，對(duì)后屏過(guò)熱器進(jìn)行了二次加熱，使得位于左側(cè)的過(guò)熱器管屏溫度較高；二是后屏過(guò)熱器聯(lián)箱采用“三通”結(jié)構(gòu)引入引出，三通附近存在著渦流效應(yīng)，使得該區(qū)域的管屏流量降低，造成左側(cè)工質(zhì)溫度偏高。兩方面效應(yīng)疊加，形成了后屏過(guò)熱器位于上爐膛左側(cè)偏中部的過(guò)熱汽溫最高的局面。

在不同工況下分別選取分隔屏第三屏、后屏第十屏作為計(jì)算對(duì)象，根據(jù)不同工況下，F(xiàn)luent的模擬結(jié)果，獲得該區(qū)域的煙氣流速及煙氣溫度，然后進(jìn)行計(jì)算，得到結(jié)果如下圖9所示。由圖9可以看出，分隔屏進(jìn)出口溫度均低于后屏進(jìn)出口溫度；負(fù)荷升高時(shí)，分隔屏進(jìn)口溫度升高，分隔屏出口溫度呈先降低后升高的趨勢(shì)，在50%BMCR時(shí)降最低；負(fù)荷升高時(shí)，后屏進(jìn)口溫度升高，出口溫度呈先降低后升高的趨勢(shì)；無(wú)論是分隔屏還是后屏進(jìn)出口溫差均減小。

3.3 不同負(fù)荷下的汽溫特性分析

過(guò)熱蒸汽調(diào)溫除受燃燒器噴嘴擺動(dòng)影響外，還主要靠減溫水調(diào)節(jié)過(guò)熱汽溫，過(guò)熱器配置有兩級(jí)噴水減溫裝置，Ⅰ級(jí)減溫器在后屏進(jìn)口管道上，用以控制進(jìn)入后屏的蒸汽溫度，Ⅱ級(jí)減溫器在末級(jí)過(guò)熱器進(jìn)口管道上，用以控制高溫過(guò)熱器的出口汽溫。每級(jí)噴水減溫設(shè)有2只減溫器，分別布置在左右兩側(cè)連接管道上。其中Ⅰ級(jí)減溫器設(shè)計(jì)的最大噴水量為125 t/h，Ⅱ級(jí)減溫器設(shè)計(jì)的最大噴水量為70 t/h。當(dāng)負(fù)荷不同時(shí)，燃燒器擺角調(diào)節(jié)燃燒，改變了火焰中心位置，煤水比也隨著改變，為了達(dá)到額定的主蒸汽溫度，通過(guò)噴水減溫的方法進(jìn)行減溫。

不同負(fù)荷時(shí)，在相應(yīng)最佳燃燒器擺角條件下的噴水減溫量與負(fù)荷的關(guān)系，如圖10所示。隨著負(fù)荷的增大，一、二級(jí)減溫水量也增多。在100%BMCR工況下，一級(jí)減溫水量為55.3 t/h，二級(jí)減溫水量是33.1 t/h；在75%BMCR工況下，一級(jí)減溫水量為43.8 t/h，二級(jí)減溫水量為22.5 t/h；在50%BMCR工況下，一級(jí)減溫水量為32.5 t/h，二級(jí)減溫水量為11.7 t/h；在30%BMCR工況下，一級(jí)減溫水量為20.8 t/h，二級(jí)減溫水量為5.7 t/h，能夠使得過(guò)熱汽溫保持在規(guī)定范圍。

圖10 鍋爐負(fù)荷與減溫水量關(guān)系圖

圖11 鍋爐負(fù)荷與過(guò)熱器蒸汽溫度關(guān)系

在不同負(fù)荷時(shí)，根據(jù)對(duì)其相應(yīng)模擬結(jié)果分析，在較好的燃燒器擺動(dòng)角度下，經(jīng)過(guò)熱力計(jì)算，可以得到各級(jí)過(guò)熱器與負(fù)荷的關(guān)系，如圖11所示。其中，分隔屏進(jìn)口溫度是根據(jù)運(yùn)行實(shí)際情況取值，末級(jí)出口汽溫是額定蒸汽溫度為571 ℃。由圖我們可以看出，分隔屏、后屏進(jìn)出口溫差，隨著負(fù)荷的增大而減小。分隔屏位于爐膛上部，通過(guò)輻射和對(duì)流兩種方式吸收熱量，與爐膛內(nèi)火焰中心高度和爐膛內(nèi)溫度有很大關(guān)系，與高負(fù)荷運(yùn)行相比，當(dāng)?shù)拓?fù)荷時(shí)，給煤量減少，爐內(nèi)總熱量減少。

4 結(jié) 論

基于FLUENT數(shù)值模擬與編程計(jì)算，對(duì)過(guò)熱器汽溫進(jìn)行分析，得到以下結(jié)論：

(1)100%BMCR時(shí)，分隔屏過(guò)熱器溫度最高區(qū)域位于分隔屏左側(cè)，在煙氣側(cè)熱偏差的影響下，工質(zhì)溫度呈現(xiàn)了沿寬度方向先升高再降低的規(guī)律；后屏過(guò)熱器也出現(xiàn)了位于上爐膛左側(cè)的蒸汽溫度高于右側(cè)蒸汽溫度的局面，煙溫分布與汽溫溫分布的走向趨勢(shì)是相同的。

(2)負(fù)荷增大，分隔屏與后屏進(jìn)口溫度升高，出口溫度都呈現(xiàn)先降低后升高的趨勢(shì)，進(jìn)出口溫差減小，工質(zhì)吸收熱量減少；末級(jí)過(guò)熱器進(jìn)口汽溫先降低后升高，減溫水調(diào)節(jié)，使得出口溫度保持在額定范圍。

(3)在100%BMCR工況下，一級(jí)減溫水量為55.3 t/h，二級(jí)減溫水量是33.1 t/h；在75%BMCR工況下，一級(jí)減溫水量為43.8 t/h，二級(jí)減溫水量是22.5 t/h；在50%BMCR工況下，一級(jí)減溫水量為32.5 t/h，二級(jí)減溫水量是11.7 t/h；在30%BMCR工況下，一級(jí)減溫水量為20.8 t/h，二級(jí)減溫水量是5.7 t/h，能夠使得過(guò)熱汽溫保持合理范圍。

[1] 高天明，沈鐳，劉立濤，等.中國(guó)煤炭資源不均衡性及流動(dòng)軌跡[J].自然資源學(xué)報(bào)，2013，28(1)：92-103.

[2] 呂太，崔體磊.600MW超超臨界墻式切圓鍋爐爐內(nèi)流動(dòng)與燃燒特性研究[J].東北電力大學(xué)學(xué)報(bào).2014，34(5)：11-16.

[3] 丁方.1000MW超超臨界機(jī)組過(guò)熱汽溫系統(tǒng)建模與優(yōu)化控制[D].北京：華北電力大學(xué)，2013.

[4] 范衛(wèi)東.頂棚過(guò)熱器受熱面管流量偏差問(wèn)題的數(shù)值模擬研究[J].熱能動(dòng)力工程，2003，12(4)：343-431.

[5] 徐憲斌.國(guó)產(chǎn)2008t/h 鍋爐汽溫偏差試驗(yàn)和數(shù)值分析[J].東北電力技術(shù).2005，13(1)：7-11.

[6] 李志賀.基于復(fù)合式集總參數(shù)法的過(guò)熱器動(dòng)態(tài)特性研究[D].吉林：東北電力大學(xué)，2013.

[7] 郭濤.大型電站鍋爐高溫受熱面熱偏差分析研究[D].北京：華北電力大學(xué)，2014.

[8] 樊泉桂.超臨界鍋爐的汽溫特性及控制[J].動(dòng)力工程.2007，27(1)：34-37.

[9] 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(dòng)力工程，2005，25(3)：359-362.

[10] P.Cheng.Two-dimensionalRadiating Fas Flow by AMoment Method [J].AIAA Journal，1964，2(3)：1662-1664.

Study on Steam Temperature Characteristics of the Superheater ina SG-2210/25.4-M980 Surpercritical Boiler

Lu Hongbo1，Zhang Mengke1，Song Zhiyu2，Wu Xiongfei3

(1.Energy Resource and Power Engineering College，Northeast Electric Power University，Jilin Jilin 132012；2.Jilin Electric Power Research Institute Co.，Ltd.，Changchun Jilin 130021；3.Guangdong Yuedian Zhongshan Thermal Power Plant Co.，Ltd.，Zhongshan Guangdong 528400)

Prototype was adopted of tangentially DC swing burners of an supercritical coal-fired 660MW power plant boiler of Datang.Using.The numerical simulation results gave the combustion characteristics and flow characteristics by FLUENT.obtain the change trend of steam temperature by procedure calculation.According to the study that because the residual rotation，structure of the pipeline and so on，have an impact on superheater steam temperature，analysis the characteristics of steam temperatuere；Through numerical simulation and calculations，gains the well working conditions that match burner swing angle with spray desuperheating mode under the different boiler load.

Superheater；Numerical simulation；Spray desuperheating mode；Steam temperature characteristics

2016-11-12

：吉林省科技發(fā)展計(jì)劃重點(diǎn)資助項(xiàng)目(20110409)

盧洪波(1968-)，男，博士，教授，主要研究方向：電站鍋爐節(jié)能技術(shù)、高效清潔燃燒技術(shù).

1005-2992(2017)01-0040-07

TK224.1

A

電子郵箱： luhongbo@163.com(盧洪波)；zmkyx1990@163.com(張夢(mèng)珂)；472478435@qq.com(宋志宇)；1716304865@qq.com(武雄飛)