楊 雨, 劉 崗, 劉 欣, 張超群, 李文甲, 王赫陽

(1.天津大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,天津 300072; 2.國家能源集團(tuán)安徽銅陵發(fā)電有限公司,安徽銅陵 244153;3.煙臺(tái)龍?jiān)措娏夹g(shù)股份有限公司,山東煙臺(tái) 264006)

受熱面超溫及由此導(dǎo)致的爆管事故是影響燃煤發(fā)電機(jī)組安全運(yùn)行的主要痛點(diǎn)問題之一,其中由過熱器爆管導(dǎo)致的非計(jì)劃停機(jī)次數(shù)約占機(jī)組非計(jì)劃停機(jī)次數(shù)的40%[1]。熱偏差是導(dǎo)致鍋爐過熱器超溫爆管的主要原因之一,屏式過熱器(以下簡稱屏過)作為鍋爐中的輻射受熱面,工作環(huán)境惡劣,特別是在超臨界鍋爐中,管內(nèi)為高溫高壓蒸汽,管外為高溫?zé)煔鈁2],管內(nèi)外兩側(cè)的高溫環(huán)境使屏過管屏對(duì)熱偏差更加敏感。

大量學(xué)者在降低鍋爐換熱器熱偏差方面進(jìn)行了研究。部分學(xué)者對(duì)鍋爐集散控制系統(tǒng)(DCS)運(yùn)行參數(shù)進(jìn)行分析,采用調(diào)整二次風(fēng)門開度[3]和燃盡風(fēng)門開度[4]、調(diào)整水煤比[5]及改變磨煤機(jī)投運(yùn)方式[6]等方法降低換熱器熱偏差。然而,爐內(nèi)燃燒與換熱是一個(gè)非常復(fù)雜的物理化學(xué)過程,換熱器的傳熱分布具有復(fù)雜的三維分布形態(tài),鍋爐DCS數(shù)據(jù)僅能反映機(jī)組的宏觀運(yùn)行狀態(tài),無法給出詳細(xì)的換熱器傳熱分布,而在換熱器上布置大量測(cè)點(diǎn)以獲得詳細(xì)傳熱分布的方法成本巨大。三維CFD數(shù)值模擬可詳細(xì)解析爐內(nèi)的流動(dòng)燃燒傳熱過程,為深入分析和解決鍋爐的各種設(shè)計(jì)與運(yùn)行問題提供了一個(gè)有力工具。已有學(xué)者采用CFD數(shù)值模擬研究了一次風(fēng)率[7-8]、燃盡風(fēng)傾角[9]和燃燒器二次風(fēng)旋流方向[9]等因素對(duì)鍋爐熱偏差的影響,結(jié)果表明鍋爐傳熱分布明顯受爐內(nèi)流場(chǎng)分布影響,通過改變鍋爐運(yùn)行參數(shù)可調(diào)整爐內(nèi)流場(chǎng),進(jìn)而影響鍋爐傳熱分布,達(dá)到降低換熱器熱偏差的效果。

燃燒器作為鍋爐的核心燃燒設(shè)備,煤粉、一次風(fēng)和二次風(fēng)由燃燒器送入爐中,在爐膛內(nèi)混合燃燒。燃燒器的結(jié)構(gòu)和其所產(chǎn)生的氣固流場(chǎng)對(duì)爐內(nèi)流場(chǎng)分布與燃燒換熱過程有決定性影響。然而,由于鍋爐與燃燒器之間的尺寸存在巨大差異,且大型燃煤鍋爐一般安裝多個(gè)燃燒器,如在鍋爐數(shù)值模型中考慮燃燒器的詳細(xì)結(jié)構(gòu)特征,將導(dǎo)致巨大的網(wǎng)格數(shù)量,使計(jì)算難以進(jìn)行。因此,目前鍋爐CFD數(shù)值模擬基本將燃燒器簡化為由一次風(fēng)和二次風(fēng)組成的同軸射流[10-12]。這種方法完全省略了燃燒器的內(nèi)部結(jié)構(gòu),因此無法體現(xiàn)如煤粉濃淡分離裝置、旋流葉片設(shè)計(jì)與角度等燃燒器關(guān)鍵結(jié)構(gòu)對(duì)燃燒器內(nèi)氣固流動(dòng)的影響,使計(jì)算結(jié)果難以精確解析爐內(nèi)的流場(chǎng)分布。

針對(duì)此問題,筆者提出了一種燃燒器流動(dòng)模型與鍋爐流動(dòng)燃燒模型分別計(jì)算的方法。燃燒器模型包括燃燒器的所有關(guān)鍵結(jié)構(gòu)特征并采用高精度網(wǎng)格,計(jì)算結(jié)果可精確體現(xiàn)燃燒器設(shè)計(jì)對(duì)其內(nèi)部氣固流動(dòng)分布的影響。燃燒器的出口即為鍋爐的燃燒器入口,因此將燃燒器出口截面的速度分布、煤粒濃度分布等重要參數(shù)計(jì)算結(jié)果以數(shù)據(jù)文件形式導(dǎo)出,經(jīng)坐標(biāo)轉(zhuǎn)換后再導(dǎo)入鍋爐模型,作為鍋爐各燃燒器入口截面的邊界條件。這種方法簡單高效地克服了燃燒器與鍋爐之間的尺寸差異限制,使鍋爐模型計(jì)算結(jié)果完整地體現(xiàn)出燃燒器結(jié)構(gòu)對(duì)爐內(nèi)流場(chǎng)分布的影響。以此為基礎(chǔ),筆者重點(diǎn)研究了墻式對(duì)沖鍋爐旋流燃燒器相互作用對(duì)爐內(nèi)流動(dòng)分布的影響,分析了屏過熱偏差的形成機(jī)理,進(jìn)一步提出了不同燃燒器運(yùn)行參數(shù)調(diào)整方案并評(píng)估了各方案降低屏過熱偏差的效果,為減少鍋爐屏過超溫爆管事故提供了優(yōu)化運(yùn)行方向。

1 研究對(duì)象

1.1 鍋爐幾何模型及受熱面布置

本文研究對(duì)象為某600 MW超臨界墻式對(duì)沖鍋爐,其型號(hào)為HG-1913/25.4-YM3,為單爐膛、尾部雙煙道結(jié)構(gòu),采用擋板調(diào)節(jié)再熱汽溫。鍋爐幾何模型見圖1。

(a) 鍋爐幾何模型及受熱面布置

鍋爐爐膛高度×寬度×深度為59.9 m×22.2 m×15.6 m,安裝有30個(gè)低氮旋流燃燒器,前后墻對(duì)沖布置。爐膛折焰角上方布置屏過,水平煙道內(nèi)依次布置末級(jí)過熱器和高溫再熱器,尾部煙道布置低溫再熱器、低溫過熱器和省煤器。沿爐膛寬度方向屏過共有30片管屏,每片管屏由28根并聯(lián)管彎制而成,管外徑為38 mm。在鍋爐幾何模型中,屏過由30個(gè)內(nèi)部平面表示,如圖1所示。經(jīng)網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證,鍋爐模型計(jì)算采用853萬個(gè)結(jié)構(gòu)網(wǎng)格,并對(duì)燃燒器噴口區(qū)域的網(wǎng)格進(jìn)行加密(見圖1)。

1.2 旋流燃燒器幾何模型

鍋爐燃燒器分3層布置,下層為LYSC-I型燃燒器,中層和上層為LYSC-III型燃燒器,燃燒器幾何模型見圖2。煤粉由一次風(fēng)以直流方式經(jīng)燃燒器送入爐膛,二次風(fēng)由內(nèi)二次風(fēng)和外二次風(fēng)組成,分別通過軸向旋流葉片和切向旋流葉片射入爐膛,產(chǎn)生強(qiáng)烈旋流。2種燃燒器風(fēng)道尺寸略有差異,此外,LYSC-III型燃燒器一次風(fēng)管道內(nèi)有一中心風(fēng)管道,使2種燃燒器一次風(fēng)道結(jié)構(gòu)顯著不同。2種燃燒器的不同結(jié)構(gòu)將導(dǎo)致燃燒器內(nèi)不同的氣固流場(chǎng),若采用同軸射流方法進(jìn)行簡化,則計(jì)算結(jié)果無法體現(xiàn)不同燃燒器結(jié)構(gòu)對(duì)燃燒器流動(dòng)和爐內(nèi)流場(chǎng)的影響。因此,本文計(jì)算中首先采用高分辨率網(wǎng)格模擬燃燒器內(nèi)的流動(dòng)分布,燃燒器幾何模型包括所有影響流動(dòng)與煤粒分布的關(guān)鍵結(jié)構(gòu)。經(jīng)網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證,LYSC-I型與LYSC-III型燃燒器分別采用380萬和331萬個(gè)網(wǎng)格,網(wǎng)格平均尺寸分別為1.52 mm和1.74 mm,足以精確解析燃燒器內(nèi)部結(jié)構(gòu)對(duì)流動(dòng)的影響。

(a) LYSC-I型燃燒器

1.3 煤質(zhì)參數(shù)及鍋爐運(yùn)行數(shù)據(jù)

模擬計(jì)算所用煤質(zhì)的低位發(fā)熱量為20.58 MJ/kg,其工業(yè)分析和元素分析數(shù)據(jù)見表1。從鍋爐DCS系統(tǒng)獲取鍋爐3個(gè)負(fù)荷(BMCR、75%MCR和50%MCR,其中BMCR表示鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量,MCR表示最大連續(xù)工況)主要運(yùn)行參數(shù)和蒸汽參數(shù),分別見表2和表3。

表1 煤的工業(yè)分析和元素分析

表2 鍋爐主要運(yùn)行參數(shù)

表3 鍋爐給水和蒸汽參數(shù)

1.4 溫度測(cè)點(diǎn)及測(cè)量數(shù)據(jù)

在鍋爐屏過的148根管出口位置布置了熱電偶,包括所有30片管屏的外圈管和部分內(nèi)側(cè)管,測(cè)點(diǎn)分布如圖3中黑點(diǎn)所示。管屏出口溫度測(cè)量結(jié)果直接反映了不同管屏吸熱量的差異,因此這些熱電偶測(cè)量結(jié)果可用于估算屏過各管屏熱偏差系數(shù)。

圖3 屏過管屏出口溫度測(cè)點(diǎn)位置

圖4為不同負(fù)荷下熱電偶測(cè)量結(jié)果?？梢钥闯?屏過管屏出口溫度呈雙峰分布,6～9號(hào)管屏與18～23號(hào)管屏具有更高的出口溫度,表明這些管屏的吸熱量高于其他管屏。對(duì)比不同工況結(jié)果發(fā)現(xiàn),低負(fù)荷下管屏出口溫度明顯高于高負(fù)荷工況,特別是50%MCR工況6～9號(hào)管屏與18～23號(hào)管屏的出口溫度高出BMCR工況約20 K。這是由于鍋爐負(fù)荷降低,屏過管內(nèi)蒸汽流量成比例降低,盡管爐內(nèi)煙溫和屏過吸熱量同時(shí)降低,但降低幅度小于蒸汽流量降低幅度,使單位質(zhì)量蒸汽吸熱量升高,屏過內(nèi)蒸汽溫升顯著高于高負(fù)荷工況(見表4)。低負(fù)荷工況下屏過更高的管內(nèi)蒸汽溫度使其管屏的工作環(huán)境更為惡劣,因此屏過在低負(fù)荷運(yùn)行條件下更需要降低熱偏差,以降低高溫管屏的超溫爆管風(fēng)險(xiǎn)。

表4 屏過工質(zhì)側(cè)參數(shù)

圖4 屏過管屏出口溫度測(cè)量值

因此,下面將重點(diǎn)研究鍋爐在低負(fù)荷下的屏過熱偏差。爐內(nèi)煙氣流動(dòng)與溫度分布的不均勻性是導(dǎo)致屏過熱偏差的主要因素之一,而爐內(nèi)流動(dòng)與溫度分布受鍋爐燃燒器與爐膛結(jié)構(gòu)、煤質(zhì)參數(shù)和鍋爐運(yùn)行參數(shù)等眾多因素影響。因此,首先需根據(jù)鍋爐的燃燒器設(shè)計(jì)、爐膛結(jié)構(gòu)以及鍋爐的煤質(zhì)、運(yùn)行參數(shù)獲得爐內(nèi)詳細(xì)的流動(dòng)、燃燒和傳熱分布,才可準(zhǔn)確計(jì)算屏過各管屏吸熱量及屏間熱偏差系數(shù),分析屏過熱偏差的形成機(jī)理,并進(jìn)一步提出鍋爐的運(yùn)行優(yōu)化調(diào)整方案,降低屏過熱偏差。

2 三維CFD數(shù)值模型

三維CFD數(shù)值模型基于ANSYS Fluent平臺(tái),包括對(duì)爐內(nèi)多相流動(dòng)、輻射傳熱、煤粉熱解、氣相燃燒和炭粒燃燒等過程的完整數(shù)學(xué)描述。在本文中,采用SIMPLE算法對(duì)質(zhì)量、動(dòng)量、能量和組分的時(shí)均守恒方程進(jìn)行求解。由于爐內(nèi)存在旋流,選擇Realizablek-ε模型模擬湍流流動(dòng)[13];采用拉格朗日框架下隨機(jī)軌道方法跟蹤煤粉顆粒在爐內(nèi)的運(yùn)動(dòng)軌跡;假設(shè)煤粉細(xì)度遵循Rosin-Rammler分布,平均粒徑為76 μm,均勻性指數(shù)為1.1;氣相流場(chǎng)與煤粒之間的質(zhì)量、動(dòng)量和能量交換采用粒子源單元(PSIC)方法計(jì)算[14];采用離散坐標(biāo)法模擬輻射傳熱[13],采用灰色氣體加權(quán)和模型計(jì)算煙氣的輻射吸收系數(shù)[13];在煤粉顆粒燃燒過程中,煤的熱解采用一階單反應(yīng)速率模型計(jì)算,煤粒的高溫?zé)峤夥磻?yīng)參數(shù)由FLASHCHAIN模型以預(yù)處理方式模擬一維爐中的煤粒熱解過程獲得[10,15];揮發(fā)分假設(shè)為單一的虛擬組分CaHbOcSdNe[16],假設(shè)炭粒中的固定碳為純碳,且碳元素僅分布在固定碳和揮發(fā)分中,則揮發(fā)分的成分(a、b、c、d、e值)可分別由每種元素的質(zhì)量守恒計(jì)算得出;揮發(fā)分的燃燒采用兩步總包反應(yīng)[16],湍流反應(yīng)速率由渦耗散模型計(jì)算[17]。煤粒熱解后形成的炭粒與O2的表面燃燒反應(yīng)速率采用動(dòng)力學(xué)/擴(kuò)散控制模型計(jì)算[18],該模型中反應(yīng)產(chǎn)物為CO,煙煤在攜帶流反應(yīng)器中的反應(yīng)速率通過測(cè)量獲得[19],并由鍋爐飛灰可燃物含量數(shù)據(jù)進(jìn)一步校準(zhǔn)。上述模型在眾多文獻(xiàn)中已有詳細(xì)描述,這里不再贅述。

3 屏過熱偏差特性及形成機(jī)理

3.1 燃燒器流動(dòng)模擬

燃燒器設(shè)計(jì)不同,即使煤量風(fēng)量完全相同,也會(huì)得到不同的燃燒器出口速度分布、煤粉濃度分布,進(jìn)而導(dǎo)致入爐后完全不同的爐內(nèi)流動(dòng)、燃燒和傳熱分布。為克服燃燒器與鍋爐爐膛間巨大的尺寸差異限制,先單獨(dú)計(jì)算燃燒器內(nèi)的流場(chǎng)分布。燃燒器模型包含所有燃燒器關(guān)鍵結(jié)構(gòu),且采用高分辨率網(wǎng)格,可解析不同燃燒器設(shè)計(jì)對(duì)其氣固流動(dòng)的影響。2種燃燒器垂直截面與出口的速度分布計(jì)算結(jié)果見圖5。圖中燃燒器出口截面外圈對(duì)應(yīng)高速外二次風(fēng)及內(nèi)二次風(fēng),分別流經(jīng)切向旋流葉片和軸向旋流葉片,產(chǎn)生強(qiáng)烈旋流。由于LYSC-I型燃燒器外二次風(fēng)道面積略大于LYSC-III型燃燒器,在外二次風(fēng)量與旋流葉片角度相同的情況下,LYSC-I型燃燒器外二次風(fēng)速略小。燃燒器中間為一次風(fēng)管道,一次風(fēng)攜煤粉以直流方式進(jìn)入爐膛,具有較強(qiáng)的穿透性。2種燃燒器設(shè)計(jì)最大差別在于一次風(fēng)管道設(shè)計(jì),LYSC-I型燃燒器一次風(fēng)管道內(nèi)設(shè)有三級(jí)套筒,用于實(shí)現(xiàn)煤粒的逐步濃淡分離,而LYSC-III型燃燒器一次風(fēng)管道內(nèi)有一個(gè)中心風(fēng)管道,使一次風(fēng)管道為環(huán)形。由于一次風(fēng)道結(jié)構(gòu)不同,LYSC-I型燃燒器出口一次風(fēng)呈外擴(kuò)形態(tài),而LYSC-III型燃燒器出口一次風(fēng)射流呈收斂形態(tài)。

圖5 燃燒器垂直截面及出口速度分布

燃燒器的幾何結(jié)構(gòu)及其形成的流動(dòng)分布對(duì)煤粉濃度分布起決定性作用。圖6為燃燒器垂直截面與出口煤粉質(zhì)量濃度分布計(jì)算結(jié)果。LYSC-I型燃燒器中,煤粉在進(jìn)入一次風(fēng)管道水平段后,管道外側(cè)煤粉流經(jīng)狹窄的三級(jí)套筒外側(cè),抑制了煤粉向一次風(fēng)管道中心區(qū)域的擴(kuò)散,在燃燒器出口形成“外濃內(nèi)淡”的總體分布形態(tài);而LYSC-III型燃燒器的煤粉在一次風(fēng)管道內(nèi)濃縮器的作用下被集中到一次風(fēng)管道外側(cè)區(qū)域,局部煤粉質(zhì)量濃度提高,因而在燃燒器出口呈現(xiàn)出更加顯著的“外濃內(nèi)淡”的分布形態(tài)。

圖6 燃燒器垂直截面及出口煤粉質(zhì)量濃度分布

燃燒器的出口平面即為圖1中鍋爐模型的燃燒器入口平面,燃燒器對(duì)爐內(nèi)流動(dòng)燃燒過程的影響主要體現(xiàn)在燃燒器出口平面的速度、溫度和煤粒濃度分布上。在鍋爐計(jì)算模型中,將燃燒器模型出口平面的速度、溫度和煤粒濃度分布等重要參數(shù)以數(shù)據(jù)文件形式導(dǎo)出。由于燃燒器模型出口平面的位置坐標(biāo)與鍋爐模型各燃燒器入口平面不同,因此需要經(jīng)過坐標(biāo)轉(zhuǎn)換將燃燒器出口平面的位置坐標(biāo)變?yōu)殄仩t各燃燒器入口平面的位置坐標(biāo),然后導(dǎo)入鍋爐模型作為各燃燒器入口面的速度、溫度邊界條件以及煤粒進(jìn)入爐膛時(shí)的初始邊界條件。這種計(jì)算方法既可大幅降低計(jì)算量,又不會(huì)忽略燃燒器詳細(xì)的幾何結(jié)構(gòu)信息,完整體現(xiàn)了燃燒器設(shè)計(jì)對(duì)爐內(nèi)流動(dòng)燃燒過程的影響,從而使計(jì)算結(jié)果可精確解析爐內(nèi)的流場(chǎng)分布。

3.2 鍋爐模型計(jì)算結(jié)果

本文重點(diǎn)研究了鍋爐在50%MCR負(fù)荷下的爐內(nèi)流動(dòng)、燃燒、傳熱過程。鍋爐在該負(fù)荷下運(yùn)行時(shí),下層B、E層和中層C、F層燃燒器投入使用,煤粉經(jīng)由此4層20個(gè)燃燒器投入爐中,上層A、D層燃燒器僅保留少量空氣作為冷卻風(fēng)。

首先對(duì)比了屏過管屏熱偏差系數(shù)的計(jì)算值φcal與測(cè)量值φexp,如圖7所示。φcal與φexp分別定義為:

圖7 50%MCR負(fù)荷下屏過熱偏差系數(shù)計(jì)算值與測(cè)量值的對(duì)比

(1)

(2)

由于屏過蒸汽溫升Tout,i-Tin正比于qi,因此φcal與φexp可直接進(jìn)行對(duì)比。由圖7可以看出,計(jì)算結(jié)果與測(cè)量結(jié)果的變化趨勢(shì)基本一致,表明本文計(jì)算結(jié)果真實(shí)再現(xiàn)了屏過的熱偏差分布,可用來進(jìn)一步分析造成屏過熱偏差的原因。

3.3 燃燒器旋流相互作用影響

鍋爐所有燃料和大部分空氣經(jīng)由燃燒器進(jìn)入爐膛,燃燒器射流對(duì)爐內(nèi)流場(chǎng)與燃燒放熱分布有決定性影響,因此首先重點(diǎn)研究了鍋爐燃燒器布置對(duì)爐內(nèi)流場(chǎng)分布的影響。鍋爐安裝有30個(gè)旋流燃燒器,前后墻各15個(gè)。燃燒器旋流方向?yàn)閳D8中的“棋盤式”布置,相鄰燃燒器兩兩旋向相反。計(jì)算結(jié)果表明,相鄰燃燒器間旋流相互作用造成了爐內(nèi)煙氣流動(dòng)的強(qiáng)烈不均勻性,是導(dǎo)致屏過雙峰形熱偏差分布的主要原因,具體分析如下。

圖8 前墻燃燒器旋流方向分布

以前墻燃燒器為例,由于相鄰燃燒器旋向相反,相鄰燃燒器中間區(qū)域旋流流動(dòng)方向相同,相互疊加,再加上爐內(nèi)整體向上的流動(dòng),使下層B1、B2燃燒器間和B3、B4燃燒器間,中層C2、C3燃燒器間和C4、C5燃燒器間形成局部向上的高速區(qū)域(見圖8)。此外,下層(B層)與中層(C層)燃燒器旋流間亦存在相互作用,在B2、C2燃燒器間和B4、C4燃燒器間形成局部向右的流動(dòng),B3、C3燃燒器間和B5、C5燃燒器間形成局部向左的流動(dòng)。在相鄰燃燒器旋流相互作用下,更多下爐膛高溫?zé)煔饩奂谥袑覥2、C3燃燒器與C4、C5燃燒器附近區(qū)域并流向上爐膛。上層(D層)燃燒器在50%MCR負(fù)荷下只有少量冷卻風(fēng),不考慮其對(duì)爐內(nèi)流場(chǎng)的影響。

由以上分析可知,相鄰燃燒器旋流間的相互作用導(dǎo)致了爐內(nèi)流動(dòng)的不均勻分布,使?fàn)t內(nèi)局部區(qū)域集中了更多高溫?zé)煔獠⒘飨蛏蠣t膛。這將影響位于爐膛出口位置的屏過傳熱分布,可以由圖9看出。圖9(a)給出了爐內(nèi)的流線分布。由流線疏密度分布可以看出,沿爐膛寬度方向煙氣流動(dòng)分布十分不均勻,分別在爐膛左右兩側(cè)形成了煙氣流動(dòng)較為集中的區(qū)域。該區(qū)域煙氣向上流動(dòng)至上爐膛時(shí),由于流速較高,具有更大的流動(dòng)慣性,在經(jīng)折焰角由向上流動(dòng)轉(zhuǎn)為水平流動(dòng)時(shí),可沖至更高的爐膛位置,因此,在屏過處形成了如圖9(a)所示的雙峰形高溫?zé)煔饬魍▍^(qū)域。圖9(b)給出了屏過的吸熱分布,可以看出屏過管屏的高吸熱區(qū)域基本對(duì)應(yīng)高溫?zé)煔庠谄吝^的流通區(qū)域,屏過高熱偏差區(qū)域(即雙峰所在位置)對(duì)應(yīng)爐膛高溫?zé)煔廨^為集中的區(qū)域。這表明下爐膛燃燒器旋流相互作用所造成的爐內(nèi)流動(dòng)分布不均勻性是造成屏過雙峰形熱偏差分布的主要原因(見圖4、圖7和圖9(b))。

(a) 爐內(nèi)流線分布

4 燃燒器配風(fēng)調(diào)整及分析

以上分析表明爐內(nèi)流動(dòng)不均勻性是形成屏過熱偏差的根本原因,而燃燒器流動(dòng)對(duì)爐內(nèi)流動(dòng)分布有決定性影響,因此可通過調(diào)整燃燒器配風(fēng)的方法改變屏過的傳熱分布,達(dá)到降低屏過熱偏差的目的。

4.1 調(diào)整中層燃燒器風(fēng)量

在50%MCR負(fù)荷下,中層(C、F層)燃燒器為投運(yùn)的最上層燃燒器,相比下層(B、E層)燃燒器對(duì)上爐膛流動(dòng)和屏過熱偏差分布的影響更顯著。依此分析,首先分別計(jì)算評(píng)估了中層燃燒器二次風(fēng)量增加2.3%(工況1)和降低2.7%(工況2)條件下屏過的熱偏差分布,并與基準(zhǔn)工況(50%MCR負(fù)荷)進(jìn)行對(duì)比,工況參數(shù)見表5。工況1和工況2中,下層燃燒器風(fēng)量同時(shí)分別降低2.3%和增加2.7%,以保證不同工況下燃燒器總風(fēng)量不變。

表5 計(jì)算工況的中層燃燒器風(fēng)量

圖10給出了中層燃燒器風(fēng)量調(diào)整后屏過熱偏差系數(shù)計(jì)算值與基準(zhǔn)工況熱偏差系數(shù)計(jì)算值的對(duì)比?？梢钥闯?增加中層燃燒器風(fēng)量(工況1)進(jìn)一步加劇了屏過的熱偏差,而降低中層燃燒器風(fēng)量(工況2)使熱偏差系數(shù)最高的18～23號(hào)管屏熱偏差系數(shù)明顯降低,緩解了屏過的熱偏差。由于燃燒器旋流是導(dǎo)致爐內(nèi)流動(dòng)分布不均勻性和屏過熱偏差的根本原因,降低中層燃燒器風(fēng)量有效降低了燃燒器射流的旋流強(qiáng)度,因此有利于提升爐內(nèi)流動(dòng)分布的均勻性和降低屏過的熱偏差。

圖10 工況1、工況2與基準(zhǔn)工況的熱偏差系數(shù)對(duì)比

4.2 降低靠右側(cè)燃燒器風(fēng)量

屏過熱偏差雙峰形分布呈現(xiàn)“右高左低” 的趨勢(shì),導(dǎo)致屏過右側(cè)管屏(18～23號(hào)管屏)具有更高的熱偏差系數(shù)。這是由于前墻中層5個(gè)燃燒器旋向布置為3右(順時(shí)針)2左(逆時(shí)針),后墻燃燒器與前墻燃燒器對(duì)稱布置。燃燒器旋流作用使?fàn)t內(nèi)流動(dòng)整體略偏向右側(cè),導(dǎo)致更多煙氣從屏過右側(cè)區(qū)域通過。為此,進(jìn)一步計(jì)算評(píng)估了降低鍋爐右側(cè)12個(gè)燃燒器(中、下層3、4、5號(hào)燃燒器)風(fēng)量、增加鍋爐左側(cè)8個(gè)燃燒器(中、下層1、2號(hào)燃燒器)風(fēng)量(將此工況定義為工況3)對(duì)屏過熱偏差的影響,具體風(fēng)量分配見表6,其中3、4、5號(hào)燃燒器風(fēng)量降低6.7%,1、2號(hào)燃燒器風(fēng)量增加10%,燃燒器總風(fēng)量不變。圖11給出了工況3下屏過熱偏差系數(shù)計(jì)算值與基準(zhǔn)工況下熱偏差系數(shù)計(jì)算值的對(duì)比?？梢钥闯?調(diào)整鍋爐左、右側(cè)燃燒器風(fēng)量后,屏過吸熱分布均勻性明顯提升,右側(cè)18～23號(hào)管屏熱偏差顯著降低。工況3的計(jì)算結(jié)果進(jìn)一步印證了本文燃燒器旋流相互作用所造成的爐膛流動(dòng)不均勻性,是導(dǎo)致屏過熱偏差的主要原因。

表6 工況3的燃燒器風(fēng)量調(diào)整方案

圖11 工況3與基準(zhǔn)工況的熱偏差系數(shù)對(duì)比

5 結(jié) 論

(1) 為體現(xiàn)燃燒器詳細(xì)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)對(duì)爐內(nèi)流動(dòng)與熱偏差分布的影響,克服鍋爐與燃燒器之間巨大的尺寸差異限制,提出了一種燃燒器模型與鍋爐模型分別計(jì)算的方法。燃燒器模型包括燃燒器的所有關(guān)鍵結(jié)構(gòu)特征,并采用高精度網(wǎng)格,然后以燃燒器出口計(jì)算結(jié)果為鍋爐燃燒器入口邊界條件,使鍋爐模型計(jì)算結(jié)果可準(zhǔn)確體現(xiàn)燃燒器結(jié)構(gòu)對(duì)爐內(nèi)流動(dòng)與熱偏差分布的影響。

(2) 計(jì)算結(jié)果表明,墻式鍋爐相鄰燃燒器旋流相互作用導(dǎo)致爐內(nèi)流動(dòng)分布不均,在爐膛內(nèi)形成2束較為集中的煙氣流,當(dāng)煙氣流經(jīng)位于爐膛上部的屏過時(shí),在流通截面形成左低右高的雙峰形吸熱分布,故燃燒器旋流相互作用是導(dǎo)致墻式鍋爐屏過雙峰形熱偏差分布的主要原因。

(3) 基于上述研究結(jié)果,提出了降低中層燃燒器風(fēng)量以降低旋流強(qiáng)度及調(diào)整鍋爐左、右側(cè)燃燒器風(fēng)量以降低高熱偏差區(qū)域煙氣通量2種緩解屏過熱偏差的方法。這兩種方法均可降低屏過的熱偏差峰值,提升屏過吸熱均勻性,可有效降低屏過的超溫爆管危險(xiǎn)。