曹小玲，皮正仁，彭好義，蔣紹堅(jiān)

(1.長沙理工大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院，湖南 長沙，410004；2.中南大學(xué) 能源科學(xué)與工程學(xué)院，湖南 長沙，410083)

“W”型火焰鍋爐是我國燃用低揮發(fā)分燃料的主要爐型。由于電網(wǎng)調(diào)峰需要,國內(nèi)投運(yùn)的“W”型火焰鍋爐負(fù)荷變動較頻繁，且長時(shí)間在較低負(fù)荷下運(yùn)行，受熱面拉裂變形嚴(yán)重及爆管次數(shù)較多[1?3]，導(dǎo)致鍋爐停運(yùn)和啟動頻繁，不但降低經(jīng)濟(jì)效益和鍋爐的使用壽命，嚴(yán)重時(shí)，影響鍋爐的安全運(yùn)行。隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的發(fā)展，數(shù)值模擬計(jì)算成為研究爐內(nèi)燃燒過程的一種有效手段，數(shù)值模擬結(jié)果可以詳細(xì)反映爐內(nèi)負(fù)荷及煤質(zhì)變化對燃燒過程的影響[4?10]，且模擬結(jié)果準(zhǔn)確性很高[11?15]，因此，利用數(shù)值模擬結(jié)果分析水冷壁可能存在應(yīng)力變形的位置及爆管位置，對水冷壁的改造研究有重要的指導(dǎo)作用。湖南某電廠的600 MW超臨界機(jī)組無煙煤“W”型火焰鍋爐在運(yùn)行中存在水冷壁異常變形和爆管情況，嚴(yán)重威脅著機(jī)組的安全、穩(wěn)定運(yùn)行，在此，本文作者對該鍋爐進(jìn)行數(shù)值模擬，并對水冷壁膨脹以及爆管原因進(jìn)行分析。

1 模擬對象

本文模擬的對象為某發(fā)電分公司擴(kuò)建工程二期的600 MW超臨界鍋爐，為北京B&W公司按美國B&W公司“W”型火焰及超臨界系列鍋爐技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)，結(jié)合本工程燃用的設(shè)計(jì)、校核煤質(zhì)特性和自然條件，進(jìn)行性能、結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)的超臨界參數(shù)“W”火焰鍋爐。鍋爐具有超臨界參數(shù)、垂直爐膛、一次中間再熱、平衡通風(fēng)、固態(tài)排渣、全鋼構(gòu)架、露天布置的Ⅱ型鍋爐，鍋爐配有帶循環(huán)泵的內(nèi)置式啟動系統(tǒng)。

圖1 燃燒器與磨煤機(jī)之間的匹配關(guān)系Fig.1 Relationship between burner and coal grinding mill

制粉系統(tǒng)為雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)正壓直吹系統(tǒng)，鍋爐采用“W”型火焰燃燒方式，鍋爐配A，B，C，D，E和F共6臺磨煤機(jī)，并配置濃縮型EI-XCL低NOx雙調(diào)風(fēng)旋流燃燒器，燃燒器布置在爐膛的前后拱上，并垂直于前后拱。前后拱與水平面呈 15°，每排各有12只燃燒器，分別與6臺磨煤機(jī)相連。燃燒器與磨煤機(jī)的匹配關(guān)系見圖1，鍋爐燃用煤質(zhì)見表1。本鍋爐采用開式大風(fēng)箱，在鍋爐的前后拱上、下部各有1個(gè)開式大風(fēng)箱，二次風(fēng)進(jìn)入上部風(fēng)箱，分級風(fēng)進(jìn)入下部風(fēng)箱，內(nèi)、外二次風(fēng)分別經(jīng)燃燒器的內(nèi)、外二次風(fēng)調(diào)風(fēng)套筒調(diào)風(fēng)后噴入爐內(nèi)；每臺鍋爐共24個(gè)乏氣噴口，前后墻各12個(gè)，布置在燃燒器的下部，與燃燒器一一對應(yīng)，并與水平呈 35°。在乏氣管路上設(shè)有電動快關(guān)插板門，當(dāng)某個(gè)燃燒器要停運(yùn)時(shí)，需將該燃燒器對應(yīng)的乏氣管道上電動快關(guān)門關(guān)閉；每個(gè)燃燒器下部均設(shè)有分級風(fēng)管，風(fēng)管上裝有電動風(fēng)門，每個(gè)分級風(fēng)管分成 2個(gè)支管，每臺鍋爐共有 48個(gè)分級風(fēng)噴口，前后墻各24個(gè)，分級風(fēng)從風(fēng)箱底部引出，分級風(fēng)噴口與水平方向呈 25°傾角引入爐膛，燃燒風(fēng)箱圖如圖2所示。

圖2 燃燒風(fēng)箱Fig.2 Combustion wind-box

表1 煤的工業(yè)分析與元素分析(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Table 1 Coal industrial and elemental analysis %

2 數(shù)學(xué)模型及工況條件

2.1 數(shù)學(xué)模型

煤粉燃燒過程是一種具有化學(xué)反應(yīng)的湍流反應(yīng)流動過程，包括流體的流動、傳熱與傳質(zhì)、組分間的化學(xué)反應(yīng)以及它們之間的相互耦合作用。煤粉燃燒過程劃分為揮發(fā)分的析出與反應(yīng)、焦炭的異相氣化反應(yīng)、輻射傳熱、顆粒運(yùn)動和湍流流動等過程。本文所研究鍋爐模型及網(wǎng)格劃分如圖3所示，運(yùn)用gambit軟件對鍋爐模型劃分六面體網(wǎng)格和適應(yīng)性四面體網(wǎng)格的混合型網(wǎng)格，并對流動復(fù)雜區(qū)域進(jìn)行加密，最終生成的網(wǎng)格總數(shù)為65萬個(gè)。使用 Realizablek?ε模型模擬湍流氣相流動；采用標(biāo)量守恒的混合分?jǐn)?shù)?概率密度函數(shù)模擬氣相湍流燃燒，PDF模型的簡化形式采用β函數(shù)分布；采用P1輻射模型計(jì)算爐內(nèi)輻射換熱；采用單步競爭反應(yīng)速率模型模擬煤粉揮發(fā)分的析出，采用動力/擴(kuò)散控制反應(yīng)速率模型模擬焦炭顆粒表面燃燒；采用Rosin-Rammler分布描述固相顆粒分布特征，采用拉格朗日離散相模型考慮顆粒相和氣相間的相互作用，并采用隨機(jī)軌道模型追蹤顆粒運(yùn)動軌跡，同時(shí)考慮湍流脈動對焦炭運(yùn)動的影響。

圖3 鍋爐模型及網(wǎng)格劃分Fig.3 Generated grids in boiler model

2.2 計(jì)算工況

本文對4種工況的燃燒過程進(jìn)行數(shù)值計(jì)算：100%負(fù)荷下鍋爐投運(yùn)所有燃燒器，75%負(fù)荷下拱部停用 C磨煤機(jī)對應(yīng)的燃燒器，50%負(fù)荷下停用C和D 2臺磨煤機(jī)對應(yīng)的燃燒器。計(jì)算工況見表2。

表2 計(jì)算工況表Table 2 Calculation conditions

3 模擬結(jié)果及分析

3.1 不同負(fù)荷時(shí)爐內(nèi)速度場及溫度場分布

3.1.1 速度場

圖4所示為3種負(fù)荷下豎直截面y=3.135處的速度場圖，爐膛截面中心坐標(biāo)為y=0。由圖4可見：100%負(fù)荷和50%負(fù)荷下的速度場比較對稱；在75%負(fù)荷時(shí)下爐膛速度場向前墻偏斜，上爐膛則向后墻偏斜；在75%負(fù)荷下，由于停運(yùn)磨煤機(jī) C，前后拱上運(yùn)行的燃燒器位置不對稱，所以，爐內(nèi)速度場對稱性較差，導(dǎo)致后墻火焰成為主導(dǎo)火焰，對前墻火焰沖擊較大，使得后拱上噴入的煤粉顆粒有很大一部分向冷灰斗下沖，較少部分能轉(zhuǎn)折向上運(yùn)動，氣流進(jìn)入上爐膛后向后墻處偏斜；在50%負(fù)荷下，由于停運(yùn)C和D 2臺磨煤機(jī)對應(yīng)的燃燒器在前后拱上對稱布置，所以，速度場也較對稱。

比較3種負(fù)荷變化中拱上風(fēng)的下沖程度可看出：100%負(fù)荷下拱上射流下沖距離較短，50%負(fù)荷下則下沖較深，而75%負(fù)荷下前拱射流下沖較短，后拱射流下沖則較長，這能導(dǎo)致后墻火焰沖刷前墻，后拱上噴入的煤粉顆粒有很大一部分沖刷冷灰斗，較少部分能轉(zhuǎn)折向上運(yùn)動。此外，在進(jìn)入上爐膛后，75%負(fù)荷和50%負(fù)荷下的氣流速度比100%負(fù)荷下的氣流速度?。还吧巷L(fēng)下沖越深時(shí)，煤粉在下爐膛燃燒的位置越低，會使得爐內(nèi)火焰中心靠下，如圖5所示。

3.1.2 溫度場

圖5所示為3種負(fù)荷下豎直截面y=3.135處的溫度分布。與速度場相對應(yīng)，100%和50%負(fù)荷下爐內(nèi)溫度場較對稱，75%負(fù)荷下爐內(nèi)溫度場對稱性較差。從圖5可以看出：由于爐內(nèi)水冷壁的吸熱作用，3種負(fù)荷下爐內(nèi)溫度場呈左右兩側(cè)低、中部高的變化趨勢，沿爐高方向溫度呈先升高、后逐漸降低的變化趨勢，并且前后墻火焰在向上轉(zhuǎn)折之前分別達(dá)到了最高溫度。煤粉由拱部噴入爐膛一段距離后才著火燃燒，這對防止燃燒器噴口處燒壞和防止其附近的水冷壁結(jié)渣及爆管十分有利。與拱上風(fēng)下沖深度相對應(yīng)，100%負(fù)荷和75%負(fù)荷下火焰中心位置較高，50%負(fù)荷下的火焰中心較低。75%負(fù)荷時(shí)，由于前拱上停運(yùn)C磨對應(yīng)的燃燒器，前后拱上的氣粉動量分布不對稱，后拱氣粉動量大，后墻火焰為主火焰，其嚴(yán)重沖刷下爐膛前墻及前墻側(cè)的冷灰斗，此區(qū)域溫度梯度很大，可導(dǎo)致受熱面應(yīng)力變形嚴(yán)重而拉裂；并且上爐膛溫度也過高，這使得煤粉的有效燃盡時(shí)間減少，造成飛灰含碳量上升[16]，減溫水量增加，容易引起過熱器超溫爆管；在50%負(fù)荷下，火焰中心下降深度較大，導(dǎo)致高溫?zé)煔鉀_刷冷灰斗嚴(yán)重，下灰斗處受熱面撕裂變形。

圖4 不同負(fù)荷時(shí)爐內(nèi)y=3.135截面處速度場圖Fig.4 Furnace flow field in section of y=3.135 from different loads

圖5 不同負(fù)荷下爐膛y=3.135截面處溫度分布圖Fig.5 Furnace temperature distribution in section of y=3.135 from different loads

圖6 不同負(fù)荷下爐膛z=16.624截面處等溫線圖Fig.6 Furnace temperature distribution in section of z=16.624 from different loads

圖6所示為不同負(fù)荷下水平截面在z=16.624處溫度分布圖。從圖6可以看出：在 100%負(fù)荷下，爐內(nèi)溫度呈“三角形”分布，沿著爐深方向前后墻溫度變得越來越高，以致沖刷前后墻，特別在乏氣風(fēng)水平面附近靠近翼墻附近的2個(gè)乏氣噴嘴，溫度達(dá)到1 900 K左右，火焰沖刷較為嚴(yán)重；在75%負(fù)荷下，爐膛中心附近的火焰明顯向前墻偏斜；在50%負(fù)荷下，爐膛內(nèi)溫度場較對稱，沒有向前后墻偏斜，但側(cè)墻附近溫度較高。

3.1.3 不同負(fù)荷下沿爐膛高度方向的溫度分布

圖7 沿爐膛高度方向平均溫度分布曲線Fig.7 Average temperature distribution along furnace height from different loads

圖7所示為煤質(zhì)1計(jì)算所得不同負(fù)荷下沿爐膛高度方向各橫截面的平均溫度變化曲線。由圖7可以看出：隨著高度的變化，爐膛水平截面平均溫度先變高后變低再升高再變低的變化趨勢。因1 m處位于灰斗下部(以灰斗底部為基準(zhǔn))，溫度較低；隨著高度增大，溫度逐漸升高，并在15 m處的乏氣燃燒主區(qū)域達(dá)到最高；隨著爐膛高度繼續(xù)增加。由于一二次風(fēng)射流的影響，附近沒有著火，所以，溫度有所下降，在靠近燃燒器的截面平均溫度降到極小值，之后，風(fēng)粉進(jìn)入上爐膛主燃燒區(qū)域，溫度在24 m處達(dá)到極大值。由于水冷壁吸熱作用，此后溫度隨高度增大而漸漸降低。從圖7可以看出：75%負(fù)荷下上爐膛溫度偏高，這主要是前后拱上燃燒器不對稱所致。爐內(nèi)速度場不對稱，從而致使從后拱噴入的煤粉在爐內(nèi)沒有下沖到一定的深度就折轉(zhuǎn)向上，從而導(dǎo)致上爐膛溫度偏高。而50%工況停運(yùn)前后拱上相同位置的燃燒器，爐內(nèi)速度場趨于對稱，前后拱上的主氣流下沖深度高于 100%負(fù)荷下的下沖深度，火焰中心位置下移，下爐膛溫度偏高。

3.2 煤質(zhì)變化對速度場和溫度場分布的影響

3.2.1 100%負(fù)荷下煤質(zhì)2爐內(nèi)速度場及溫度場分布

圖8所示為100%負(fù)荷下煤質(zhì)2爐膛y=3.135截面處速度場及溫度場分布。從圖8可以看出：煤質(zhì)2在100%工況下的速度場分布類似于煤質(zhì)1在100%運(yùn)行工況時(shí)的速度場，但也有細(xì)微差別：煤質(zhì)2爐膛控體中央主氣流的風(fēng)粉運(yùn)行速度高于煤質(zhì) 1在 100%運(yùn)行工況時(shí)的運(yùn)行速度，且對稱性更好。

圖8 100%負(fù)荷下煤質(zhì)2爐膛y=3.135截面處速度場及溫度場分布Fig.8 Furnace flow field and temperature field distribution in section of y=3.135 for 100% loads of coal 2

與速度場相對應(yīng)的溫度場較對稱，如圖8和圖9所示。從圖8和圖9可見：與煤質(zhì)1相比，冷灰斗溫度較低，下爐膛溫度低，火焰充滿度差，這大大浪費(fèi)了下爐膛受熱面的有效吸熱面積；而上爐膛溫度過高，特別在上爐膛靠近水冷壁的空間區(qū)域，溫度要高于煤質(zhì)1對應(yīng)區(qū)域的溫度，這容易導(dǎo)致上爐膛的嚴(yán)重結(jié)渣和爆管，影響鍋爐的安全運(yùn)行。并且火焰中心提高，將導(dǎo)致爐內(nèi)的高溫區(qū)域上移甚至進(jìn)入爐膛上部，煤粉的實(shí)際燃盡區(qū)向上爐膛發(fā)展，會造成上爐膛溫度過高，導(dǎo)致上爐膛水冷壁容易拉裂和爆管；同時(shí)，也使得煤粉的有效燃盡時(shí)間減少，造成飛灰含碳量上升，減溫水量增加，容易引起過熱器超溫爆管。

3.2.2 不同煤質(zhì)時(shí)沿爐高度方的截面平均溫度分布

圖9 100%負(fù)荷下煤質(zhì)2在爐膛z=16.624截面處溫度場分布Fig.9 Furnace temperature field distribution in section of z=16.624 for 100% loads of coal 2

圖10 不同煤質(zhì)時(shí)沿爐高方向截面平均溫度分布Fig.10 Average temperature distribution along furnace height for different coals

圖10所示為不同煤質(zhì)時(shí)沿爐高方向截面平均溫度分布。由圖10可以看出：在相同配風(fēng)方式下，煤質(zhì)不同爐內(nèi)溫度分布則不相同，煤質(zhì)2與煤質(zhì)1相比，煤質(zhì)2的下爐膛溫度比煤質(zhì)1的低，上爐膛溫度比煤質(zhì)1的高。這是因?yàn)槊嘿|(zhì)2的低位發(fā)熱量比煤質(zhì)1的高，著火性能較好，進(jìn)入爐內(nèi)后迅速著火，致使?fàn)t內(nèi)氣流膨脹加速，上升氣流速度增大，拱上氣流在沒達(dá)到理想的下沖深度時(shí)就已經(jīng)折轉(zhuǎn)向上，致使燃燒火焰中心上移，下爐膛溫度有所下降，上爐膛溫度升高，從而可能導(dǎo)致過熱器超溫，減溫水量增加。這不僅影響機(jī)組運(yùn)行的經(jīng)濟(jì)性，更有可能導(dǎo)致上爐膛嚴(yán)重結(jié)渣和爆管，影響機(jī)組安全運(yùn)行。

3.3 計(jì)算結(jié)果與模擬結(jié)果分析

下爐膛出口管壁溫為從水冷壁中間集箱出口管到中間混合集箱連接管上的溫度測點(diǎn)，是在同一個(gè)截面上且都為水冷壁外壁溫度，標(biāo)高為43.035 m。左墻水冷壁外側(cè)實(shí)測溫度在各時(shí)間段內(nèi)的平均值如圖11所示。圖12所示為左墻同一高度內(nèi)水冷壁面溫度模擬計(jì)算結(jié)果。

圖11 左墻水冷壁外側(cè)溫度測量分布曲線Fig.11 Temperature distribution outside water wall of left-wall in measurements result

圖12 左墻內(nèi)壁面模擬計(jì)算結(jié)果溫度分布曲線Fig.12 Temperature distribution of simulated results inside water wall of left-wall

從圖11和圖12可以看出：實(shí)測結(jié)果與數(shù)值計(jì)算結(jié)果的溫度分布曲線趨勢基本一致，且峰值溫度測量值與峰值溫度計(jì)算值之差都在10 K左右，這進(jìn)一步說明數(shù)值計(jì)算結(jié)果的合理性。

4 結(jié)論

(1)在100%負(fù)荷和50%負(fù)荷下爐內(nèi)速度場及溫度場均較對稱，但在50%負(fù)荷下火焰中心明顯下移，在75%負(fù)荷下爐內(nèi)速度場及溫度場出現(xiàn)明顯偏斜。

(2)在100%負(fù)荷下，火焰沖刷下爐膛的前后墻兩端較嚴(yán)重，溫度梯度大，容易造成爆管；75%負(fù)荷時(shí)，后墻火焰沖刷前墻嚴(yán)重，容易導(dǎo)致受熱面結(jié)渣和爆管，并且上爐膛溫度也過高，這使得煤粉的有效燃盡時(shí)間減少，飛灰含碳量上升，減溫水量增加，容易引起過熱器超溫爆管；在50%負(fù)荷下，火焰中心下降較多，容易造成冷灰斗結(jié)渣和爆管。

(3)沿爐膛高度方向，爐膛水平截面平均溫度呈高→低→高→低的變化趨勢。

(4)在相同配風(fēng)方式下，煤質(zhì)不同時(shí)，爐內(nèi)速度場及溫度場分布則不相同，對不同的煤質(zhì)，則應(yīng)找到合適的配風(fēng)方式來優(yōu)化燃燒，減少受熱面的結(jié)渣和爆管。

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