切向燃燒擺動噴口附加進風(fēng)診斷模型

劉福國， 崔福興， 劉 科， 王海超

(國網(wǎng)山東省電力公司電力科學(xué)研究院，濟南 250003)

切向燃燒擺動噴口附加進風(fēng)診斷模型

劉福國， 崔福興， 劉 科， 王海超

(國網(wǎng)山東省電力公司電力科學(xué)研究院，濟南 250003)

利用二次風(fēng)擋板和爐膛阻力特性的冷態(tài)測試結(jié)果，并根據(jù)實際運行時鍋爐風(fēng)箱與爐膛出口之間的差壓、二次風(fēng)擋板開度和風(fēng)粉質(zhì)量流量等參數(shù)，得到風(fēng)箱與爐膛出口差壓對煙風(fēng)質(zhì)量流量的跟隨特性，采用多個負(fù)荷工況的測試數(shù)據(jù)，以爐膛出口過量空氣系數(shù)計算值和測量值的偏差平方和最小為原則，建立了切向燃燒擺動噴口附加進風(fēng)質(zhì)量流量運行評估模型.在1臺實際運行鍋爐上的應(yīng)用表明:利用該評估模型所得計算結(jié)果與設(shè)計數(shù)據(jù)相當(dāng)，爐膛出口過量空氣系數(shù)的計算結(jié)果與實測值吻合；該評估模型可用于燃燒器噴口狀態(tài)診斷.

鍋爐；切向燃燒；擺動噴口；附加進風(fēng)；診斷模型

在煤粉不同燃燒階段送入適量的空氣是燃燒過程設(shè)計和控制的有效手段[1-2]，因此在切向燃煤鍋爐爐膛不同高度布置功能各異的空氣和燃料噴口，通常包括一次風(fēng)、輔助二次風(fēng)、周界風(fēng)、緊湊燃盡風(fēng)、分離燃盡風(fēng)以及最底層的“火下風(fēng)”等[3-4].通過這些噴口有組織地配風(fēng)，使?fàn)t內(nèi)保持合理的風(fēng)粉分布，以提高煤粉燃盡度[5]，降低氮氧化物生成量[6-7]，并滿足汽溫調(diào)節(jié)需要[8].燃燒器噴口風(fēng)質(zhì)量流量分配是通過調(diào)節(jié)相應(yīng)風(fēng)道上的擋板開度并保持適當(dāng)?shù)娘L(fēng)箱與爐膛出口之間的差壓來實現(xiàn)的[9].

與有組織的燃燒配風(fēng)相比，爐內(nèi)還有一定數(shù)量的漏風(fēng)和冷卻風(fēng)等附加進風(fēng)，這些無組織進風(fēng)只有控制在一定范圍內(nèi)，才能合理、有效地進行有組織配風(fēng).目前，切向燃煤鍋爐運行中風(fēng)箱與爐膛出口之間的差壓普遍偏低，一些鍋爐低負(fù)荷時甚至不能建立合理的風(fēng)箱與爐膛出口之間的差壓，爐內(nèi)無組織進風(fēng)質(zhì)量流量較大是重要原因之一.

為調(diào)節(jié)再熱汽溫和消除爐膛出口氣流殘余旋轉(zhuǎn)，切向燃燒噴口通常設(shè)計成垂直或水平擺動式[8,10]，風(fēng)道和噴口之間有一定的縫隙，并隨著磨損而加大，風(fēng)箱中的熱風(fēng)通過這些縫隙進入爐內(nèi)，形成附加進風(fēng).雖然客觀上附加進風(fēng)起到冷卻噴口和風(fēng)道的作用，但是縫隙過大會對噴口的有組織配風(fēng)帶來影響，在運行上表現(xiàn)為風(fēng)箱與爐膛出口之間的差壓偏低.切向燃燒擺動噴口附加進風(fēng)質(zhì)量流量的運行評估對于爐內(nèi)燃燒診斷、優(yōu)化以及噴口安裝質(zhì)量評價有一定意義，目前還未見對噴口附加進風(fēng)質(zhì)量流量進行測量或評估的報道.

1 風(fēng)箱與爐膛出口之間差壓偏低原因分析

在實際運行中，切向燃煤鍋爐風(fēng)箱與爐膛出口之間的差壓普遍偏低的主要原因有：

(1) 測量方面的原因.風(fēng)箱與爐膛出口的差壓變送器兩側(cè)取壓點在垂直方向上跨越的距離很大，取壓管內(nèi)空氣柱產(chǎn)生的靜差壓與實際測量差壓是相同的數(shù)量級，因此應(yīng)對測量結(jié)果進行空氣柱差壓補償[11]，而目前電廠的測量系統(tǒng)均未進行補償，導(dǎo)致該差壓的測量值偏低.

(2) 爐內(nèi)燃燒用風(fēng)質(zhì)量流量偏少.如果爐膛出口過量空氣系數(shù)偏小，表明鍋爐燃燒用風(fēng)質(zhì)量流量偏小，會引起風(fēng)箱與爐膛出口之間的差壓運行值偏低.

(3) 一次風(fēng)質(zhì)量流量偏大.若輸送煤粉的一次風(fēng)質(zhì)量流量過大，通過風(fēng)箱配送的二次風(fēng)質(zhì)量流量會相應(yīng)減小，風(fēng)箱與爐膛出口之間的差壓值會降低.

(4) 爐膛漏風(fēng)和噴口附加進風(fēng)質(zhì)量流量過大.漏風(fēng)和附加風(fēng)等無組織風(fēng)質(zhì)量流量增大，則噴口有組織配風(fēng)質(zhì)量流量將減小，導(dǎo)致風(fēng)箱與爐膛出口之間的差壓降低.現(xiàn)代大容量鍋爐爐膛嚴(yán)密性良好，爐膛漏風(fēng)質(zhì)量流量所占比例在5%以下，而擺動噴口附加進風(fēng)質(zhì)量流量與泄漏縫隙大小有關(guān)，受安裝質(zhì)量影響，并隨著運行磨損而變大.

2 擺動噴口進風(fēng)質(zhì)量流量計算

從噴口進入爐內(nèi)的二次風(fēng)質(zhì)量流量qm,2可通過對所有噴口質(zhì)量流量求和得到：

(1)

式中：ρ2為二次風(fēng)密度，根據(jù)二次風(fēng)壓力和溫度計算，kg/m3；uj為第j只噴口風(fēng)速，m/s；Aj為第j只噴口的面積，m2.

如前所述，擺動噴口除通過噴口向爐內(nèi)送風(fēng)外，噴口和風(fēng)道之間的縫隙還會形成附加漏風(fēng).圖1為某鍋爐的一組分離燃盡風(fēng)(SOFA)噴口和水平擺動機構(gòu)示意圖.將附加進風(fēng)看作是差壓驅(qū)動下的縫隙流動，根據(jù)文獻[12]，通過縫隙的附加進風(fēng)質(zhì)量流量qm,fj可按下式進行計算：

(2)

式中：Afj為附加進風(fēng)面積，m2；Δpb為風(fēng)箱到爐膛入口的壓降，Pa；Cd為排放系數(shù)，取Cd=0.8；Y為氣體膨脹系數(shù)，取Y=1[12].

進入爐膛的總二次風(fēng)質(zhì)量流量qm,2為噴口二次風(fēng)質(zhì)量流量qm,2p和附加風(fēng)質(zhì)量流量qm,fj之和：

qm,2=qm,2p+qm,fj

(3)

圖1 切向燃燒SOFA風(fēng)擺動噴口

如圖2所示，根據(jù)風(fēng)箱到爐膛入口的壓降Δpb、擋板及風(fēng)道的阻力系數(shù)可計算出噴口風(fēng)速uj：

(4)

式中：ζj為擋板阻力系數(shù)；ζ1為二次風(fēng)箱到風(fēng)道進口的局部阻力系數(shù)，ζ1=0.5[13]；ζ2為二次風(fēng)道到爐膛入口的阻力系數(shù)，ζ2=1.0[14].

圖2 風(fēng)箱到爐膛出口的壓降

Fig.2 Pressure drop between wind box and furnace outlet

擋板阻力系數(shù)ζj在冷態(tài)試驗中測定[15]，ζj可擬合成擋板開度ηj=xj/100的指數(shù)函數(shù)：

ζj=aj+bje-ηj/cj

(5)

式中：aj、bj和cj為常數(shù)；xj為第j個擋板開度百分?jǐn)?shù).

如圖2所示，風(fēng)箱到爐膛入口的壓降Δpb可通過風(fēng)箱與爐膛出口差壓Δp進行計算，該差壓Δp是重要的運行監(jiān)控參數(shù)，通過對測量變送器進行空氣柱靜差壓補償，可得到Δp的實際值[15].Δp由風(fēng)箱到爐膛入口的壓降Δpb和爐內(nèi)的壓降ΔpL組成，通過對爐內(nèi)流動阻力進行分析，得到Δpb為[15]：

(6)

(7)

式中：qm,1為一次風(fēng)質(zhì)量流量，kg/s；ρ1、ρ2分別為一、二次風(fēng)密度，kg/m3.

式(6)中的爐膛入口一、二次風(fēng)平均風(fēng)速u0按下式計算：

(8)

鍋爐運行過程中，爐內(nèi)煙氣平均溫度約在1 100～1 600 ℃[16-17]，式(6)中的ρL在0.21～0.27 kg/m3變化，式(4)中的ρL取0.24 kg/m3.

對于直吹式制粉系統(tǒng)，式(7)、式(8)中的qm,1為運行磨煤機的通風(fēng)質(zhì)量流量之和：

(9)

式中：qm,fi為第i臺磨煤機的通風(fēng)質(zhì)量流量，kg/s.

通過冷態(tài)試驗得到各二次風(fēng)擋板的阻力特性曲線以及爐膛阻力系數(shù).在鍋爐熱態(tài)運行中，測定風(fēng)箱與爐膛出口之間的差壓Δp、一二次風(fēng)壓力和溫度、磨煤機通風(fēng)質(zhì)量流量qm,fi以及各個二次風(fēng)擋板的開度ηi等參數(shù)，在已知各噴口面積及附加進風(fēng)面積Afj的情況下，根據(jù)式(1)～式(9)計算進入爐內(nèi)的總二次風(fēng)質(zhì)量流量qm,2以及附加進風(fēng)質(zhì)量流量qm,fi，但是附加進風(fēng)面積Afj是未知的，因此如何確定Afj是計算附加進風(fēng)質(zhì)量流量的關(guān)鍵.

3 噴口附加進風(fēng)質(zhì)量流量試驗

一般情況下，爐膛燃燒用風(fēng)主要包括一次風(fēng)、二次風(fēng)以及少量的爐膛漏風(fēng)，爐膛出口過量空氣系數(shù)α可按下式計算：

(10)

式中：qm,c為入爐煤質(zhì)量流量，kg/s；m0為1 kg入爐煤燃燒所需要的理論空氣量，kg；Δα1為爐膛的漏風(fēng)系數(shù)，可取為0.05.

式(10)中爐膛出口過量空氣系數(shù)α也可通過測量煙氣中含氧體積分?jǐn)?shù)進行計算[18]：

(11)

式中：φO2為爐膛出口煙氣含氧體積分?jǐn)?shù)，%.

對于直吹式制粉系統(tǒng)，式(10)中的入爐煤質(zhì)量流量qm,c為運行磨煤機給煤質(zhì)量流量之和：

(12)

式中：qm,ci為第i臺磨煤機的給煤質(zhì)量流量，kg/s.

式(10)中1 kg煤燃燒所需要的理論空氣質(zhì)量m0按下式[19]計算：

m0=0.115 1wCb+0.343 0wH+

0.043 1wS-0.043 2wO

(13)

式中：wCb為實際燒掉的碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%；wH、wS、wO分別為收到基氫、收到基硫和收到基氧質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%.

根據(jù)文獻[18]，實際燒掉的碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)wCb按下式計算：

(14)

為評估噴口附加進風(fēng)質(zhì)量流量，需要測試或采集的數(shù)據(jù)包括：在鍋爐冷態(tài)條件下，測定二次風(fēng)擋板的阻力特性以及爐膛阻力系數(shù)，得到式(5)和式(6)中的ζL值；在鍋爐穩(wěn)定的熱態(tài)運行工況下，測定風(fēng)箱與爐膛出口之間的差壓Δp、一二次風(fēng)壓力和溫度、磨煤機給煤質(zhì)量流量和通風(fēng)質(zhì)量流量、各二次風(fēng)擋板的開度ηi、爐膛出口煙氣含氧體積分?jǐn)?shù)；采集入爐煤樣和灰渣樣，分別進行元素成分和未燃盡碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)化驗，方法見文獻[18].

測定上述運行參數(shù)后，式(1)～式(14)中僅含有一個未知變量Afj，求解方程得到Afj，再利用式(2)得到噴口附加進風(fēng)質(zhì)量流量qm,fj.

為提高測試和計算的準(zhǔn)確性，可進行多個負(fù)荷工況的試驗.設(shè)共進行m個工況的測試，對于第k次測試，式(10)中的爐膛出口過量空氣系數(shù)記為αk(Afj)，它是噴口附加進風(fēng)面積Afj的函數(shù)，式(11)中測定的過量空氣系數(shù)記為α0，滿足m個工況的過量空氣系數(shù)偏差平方和最小的Afj值即為最終所求的Afj：

約束條件 0

(15)

4 應(yīng)用實例分析

某電廠鍋爐是亞臨界、一次再熱、控制循環(huán)鍋爐，型號為SG-1025.7/18.3-M840，采用正壓直吹式制粉系統(tǒng)，配有5臺RP923磨煤機.設(shè)計煤種為煙煤，燃燒系統(tǒng)采用四角布置的切向燃燒擺動噴口，每臺磨煤機向同層4只一次風(fēng)噴口供粉.2013年該鍋爐進行了低NOx燃燒系統(tǒng)改造，改造后共有24層噴口，噴口的面積和配置的擋板如圖3所示，式(6)中燃燒器中心線到爐膛出口的高度H為34.3 m.

4.1 附加進風(fēng)質(zhì)量流量計算

根據(jù)文獻[15]提供的方法，在冷態(tài)條件下測試擋板阻力系數(shù)隨風(fēng)門開度的變化，結(jié)果如圖4所示，式(6)中爐膛阻力系數(shù)ζL為0.78.熱態(tài)運行時，共進行6個負(fù)荷工況的試驗，采集的數(shù)據(jù)如表1所示.

附加風(fēng)面積在Matlab 7.6平臺上進行計算，采用fmincon函數(shù)求解上述有約束的非線性多元函數(shù)最小值[20].編寫式(10)描述的函數(shù)αk，該函數(shù)的啞元參數(shù)為附加進風(fēng)面積Afj以及表1中的前43個變量；編寫式(15)描述的目標(biāo)函數(shù)fun(x)，利用表1中的前43項數(shù)據(jù)，采用啞實結(jié)合調(diào)用子函數(shù)αk，計算6個負(fù)荷工況下過量空氣系數(shù)的偏差平方和，αk函數(shù)的啞元參數(shù)Afj作為目標(biāo)函數(shù)fun(x)的自變量x，在命令窗口輸入如下命令：

圖3 某鍋爐燃燒噴口及擋板配置

圖4 擋板阻力系數(shù)隨風(fēng)門開度的變化

lb=[0]; ub=[5]; x0=[1.0];

表1 不同負(fù)荷下的試驗數(shù)據(jù)

[x,fval]=fmincon(@fun,x0,[],[],[],[],lb,ub, [],[])，進行求解，得到Afj為1.285 m2.

利用Afj的求解結(jié)果，根據(jù)式(1)～式(3)可計算不同負(fù)荷下噴口風(fēng)質(zhì)量流量和附加進風(fēng)質(zhì)量流量，結(jié)果見表2.

表2 附加風(fēng)及各種風(fēng)質(zhì)量流量

4.2 結(jié)果分析及驗證

由表2可知，機組負(fù)荷為180～300 MW時，鍋爐燃燒器噴口附加進風(fēng)質(zhì)量流量在91.0～126.7 t/h，占總風(fēng)質(zhì)量流量的11.6%～13.7%，該鍋爐設(shè)計的附加進風(fēng)質(zhì)量流量占總風(fēng)質(zhì)量流量的15%，這部分設(shè)計風(fēng)質(zhì)量流量還包括火焰檢測器的冷卻用風(fēng)，上述附加進風(fēng)質(zhì)量流量計算值不包括這部分用風(fēng).因此，考慮火焰檢測器的冷卻用風(fēng)后，附加進風(fēng)質(zhì)量流量計算結(jié)果與設(shè)計值相當(dāng).

根據(jù)附加進風(fēng)面積Afj以及表1前43項的數(shù)據(jù)，利用式(1)～式(10)、式(12)～式(14)可得到爐膛出口過量空氣系數(shù)的計算值，將式(11)得到的過量空氣系數(shù)作為測量值，計算值與測量值的對比見圖5，可見二者吻合較好.

圖5 過量空氣系數(shù)的計算值與測量值的比較

實際附加進風(fēng)面積Afj為1.285 m2時，保持表1中300 MW負(fù)荷下噴口擋板開度不變，根據(jù)式(1)～式(10)、式(12)～式(14)計算不同風(fēng)箱與爐膛出口之間差壓下的過量空氣系數(shù).如圖6所示，當(dāng)噴口和風(fēng)道之間的縫隙因磨損或安裝不當(dāng)而增大時，風(fēng)箱與爐膛出口之間差壓和過量空氣系數(shù)之間的關(guān)系會發(fā)生變化.圖6還給出了Afj為1.8 m2時風(fēng)箱與爐膛出口之間差壓和過量空氣系數(shù)的變化特性.由圖6可知，相同的過量空氣系數(shù)下附加進風(fēng)面積增大，風(fēng)箱與爐膛出口之間的差壓明顯降低，噴口風(fēng)速減??；過量空氣系數(shù)為1.15時，當(dāng)Afj從1.285 m2增大到1.800 m2時，風(fēng)箱與爐膛出口之間的差壓從1 125 Pa降低到969 Pa，SOFA風(fēng)噴口風(fēng)速從42.0 m/s減小到38.8 m/s，二次風(fēng)的穿透能力減弱，從而會影響爐內(nèi)混合和燃燒.

圖6 不同附加進風(fēng)面積時風(fēng)箱與爐膛出口之間的差壓和過量空氣系數(shù)的關(guān)系

Fig.6 Pressure drop between wind box and furnace outlet vs. excess air coefficient for different leakage areas of additional air

5 結(jié) 論

(1) 對于燃煤鍋爐切向燃燒擺動噴口，風(fēng)箱二次風(fēng)通過風(fēng)道和噴口之間的縫隙進入爐內(nèi)，形成噴口的附加進風(fēng)，附加進風(fēng)質(zhì)量流量應(yīng)控制在合理的范圍內(nèi).

(2) 利用冷態(tài)時測定的二次風(fēng)阻力特性和爐膛阻力系數(shù)，并結(jié)合熱態(tài)時風(fēng)箱與爐膛出口之間的差壓、二次風(fēng)擋板開度、一次風(fēng)質(zhì)量流量、爐膛過量空氣系數(shù)以及入爐煤量和元素成分等參數(shù)，對噴口附加進風(fēng)質(zhì)量流量進行評估，評估結(jié)果可用于噴口運行狀態(tài)診斷.

(3) 對某臺鍋爐進行附加進風(fēng)質(zhì)量流量評估，附加進風(fēng)質(zhì)量流量在91.0～126.7 t/h，占總風(fēng)質(zhì)量流量的11.6%～13.7%，與該鍋爐的設(shè)計附加進風(fēng)質(zhì)量流量相當(dāng).

(4) 噴口的附加進風(fēng)面積增大，風(fēng)箱與爐膛出口之間的差壓降低，噴口風(fēng)速減小.對于實例鍋爐，保持過量空氣系數(shù)的二次風(fēng)擋板開度不變，當(dāng)附加進風(fēng)面積Afj從1.285 m2增大到1.800 m2后，風(fēng)箱與爐膛出口之間的差壓從1 125 Pa降低到969 Pa，SOFA風(fēng)噴口風(fēng)速從42.0 m/s減小到38.8 m/s，二次風(fēng)穿透能力減弱.

[1] 李鈞, 閻維平, 李春燕, 等. 基于數(shù)值計算的煤粉鍋爐NOx釋放規(guī)律研究[J]. 中國電機工程學(xué)報, 2009, 29(23): 13-19.

LI Jun, YAN Weiping, LI Chunyan, et al. Study on NOxemission characteristics of pulverized coal fired boiler[J]. Proceedings of the CSEE, 2009, 29(23): 13-19.

[2] 王雪彩, 孫樹翁, 李明, 等. 600 MW墻式對沖鍋爐低氮燃燒技術(shù)改造的數(shù)值模擬[J]. 中國電機工程學(xué)報, 2015, 35(7): 1689-1696.

WANG Xuecai, SUN Shuweng, LI Ming, et al. Numerical simulation on low NOxcombustion technological transformation of a 600 MW boiler with opposed wall swirling burners[J]. Proceedings of the CSEE, 2015, 35(7): 1689-1696.

[3] CHOI C R, KIM C N. Numerical investigation on the flow, combustion and NOxemission characteristics in a 500 MWe tangentially fired pulverized-coal boiler[J]. Fuel, 2009, 88(9): 1720-1731.

[4] KUROSE R, IKEDA M, MAKINO H, et al. Pulverized coal combustion characteristics of high-fuel-ratio coals[J]. Fuel, 2004, 83(13): 1777-1785.

[5] 劉福國. 雙人工神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)建模及約束條件下的遺傳算法優(yōu)化[J]. 動力工程, 2007, 27(3): 357-361.

LIU Fuguo. Dual artificial neural network modeling and optimization by genetic algorithm with constraints[J]. Journal of Power Engineering, 2007, 27(3): 357-361.

[6] YIN Chungen, CAILLAT S, HARION J L, et al. Investigation of the flow, combustion, heat-transfer and emissions from a 609 MW utility tangentially fired pulverized-coal boiler[J]. Fuel, 2002, 81(8): 997-1006.

[8] 劉福國, 徐偉, 胡代軍, 等. 消除大容量低NOx切向燃煤鍋爐煙溫偏差現(xiàn)場試驗[J]. 機械工程學(xué)報, 2013, 49(18): 159-166.

LIU Fuguo, XU Wei, HU Daijun, et al. Field tests elimination of the gas temperature deviation in large scale, advanced low NOxtangentially fired pulverized coal boiler[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2013, 49(18): 159-166.

[9] 董建, 崔輝, 劉福國. 爐膛風(fēng)箱壓力、風(fēng)門開度和二次風(fēng)速的關(guān)系研究[J]. 山東電力技術(shù), 2009(5): 48-49.

DONG Jian, CUI Hui, LIU Fuguo. Research on relations of furnace windbox pressure, damper position and secondary air velocity[J]. Shandong Dianli Jishu, 2009, 17(5): 48-49.

[10] 張維俠, 張建文. LNCFS燃燒系統(tǒng)在600 MW超臨界機組中的應(yīng)用[J]. 鍋爐技術(shù), 2007, 38(6): 42-45.

ZHANG Weixia, ZHANG Jianwen. The application of LNCFS firing system in 600 MW supercritical power plant units[J]. Boiler Technology, 2007, 38(6): 42-45.

[11] 劉福國, 彭延超, 趙萬峰. 風(fēng)箱-爐膛差壓的測量及補償計算建議[J]. 熱力發(fā)電, 2016, 45(6): 120-124.

LIU Fuguo, PENG Yanchao, ZHAO Wanfeng. Suggestions on measurement and compensation calculation of pressure difference in air box and furnace[J]. Thermal Power Generation, 2016, 45(6): 120-124.

[12] 劉福國, 郝衛(wèi)東, 姜波. 三分倉回轉(zhuǎn)再生式空氣預(yù)熱器漏風(fēng)設(shè)計計算模型[J]. 機械工程學(xué)報, 2012, 48(4): 146-154.

LIU Fuguo, HAO Weidong, JIANG Bo. Modeling for leakages calculation in design of rotary regenerative preheater[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2012, 48(4): 146-154.

[13] 馮俊凱, 沈幼庭. 鍋爐原理及計算[M]. 2版. 北京: 科學(xué)出版社, 1992.

[14] 孔瓏. 工程流體力學(xué)[M]. 3版. 北京: 中國電力出版社, 2007: 149-170.

[15] 山東電力研究院, 國家電網(wǎng)公司. 鍋爐二次風(fēng)擋板特性試驗數(shù)據(jù)的處理方法：201510493413.2[P]. 2015-12-16.

[16] 劉建全, 孫保民, 胡永生, 等. 某1 000 MW超超臨界雙切圓鍋爐燃燒特性的數(shù)值模擬與優(yōu)化[J]. 中國電機工程學(xué)報, 2012, 32(20): 34-41.

LIU Jianquan, SUN Baomin, HU Yongsheng, et al. Numerical simulation and optimization on combustion of a 1 000 MW ultra supercritical dual tangential circle boiler[J]. Proceedings of the CSEE, 2012, 32(20): 34-41.

[17] 徐嘯虎, 周克毅, 韋紅旗, 等. 燃煤鍋爐爐膛灰污染監(jiān)測的爐膛出口煙溫增量方法[J]. 中國電機工程學(xué)報, 2011, 31(29): 21-26.

XU Xiaohu, ZHOU Keyi, WEI Hongqi, et al. Increment of furnace exit gas temperature for monitoring ash fouling in the furnace of coal-fired boilers[J]. Proceedings of the CSEE, 2011, 31(29): 21-26.

[18] 中華人民共和國機械電子工業(yè)部. 電站鍋爐性能試驗規(guī)程: GB/T 10184—1988[S]. 北京: 國家技術(shù)監(jiān)督局, 1989.

[19] American Society of Mechanical Engineers. Performance test code-fired steam generators: ASME PTC 4—1998[S]. USA: The American Society of Mechanical Engineers, 1999.

[20] 張琨, 畢靖, 叢濱. MATLAB 7.6從入門到精通[M]. 北京: 電子工業(yè)出版社, 2009: 149-170.

Diagnosis Model of Additional Air Flow Through Gaps of Tangential Firing Oscillating Nozzles

LIUFuguo,CUIFuxing,LIUKe,WANGHaichao

(State Grid Shandong Electric Power Research Institute, Jinan 250003, China)

Based on resistance characteristics of secondary air baffle and boiler furnace measured under cold state conditions, considering the following character of pressure differential between wind box and furnace outlet with air/gas flow rate obtained according to such parameters as the actual pressure differential, the opening of secondary air baffle and the flow rate of pulverized coal-air mixture at different loads, an evaluation model was established for the mass flow rate of additional air entering into boiler furnace through gaps of tangential firing oscillating nozzles, following the principle of least sum of squares of deviations between calculated and measured data of the excess air coefficient at furnace outlet. Actual applications in a boiler indicate that the results calculated with the evaluation model agree well with both the design values and actual measurements, which therefore may be used to diagnose the running state of relevant nozzles.

boiler; tangential firing; oscillating nozzle; additional air; diagnosis model

1674-7607(2017)08-0608-07

TK223.21

A

470.30

2016-08-17

2016-10-18

劉福國(1969-)，男，江蘇徐州人，高級工程師，工學(xué)碩士，主要從事電廠鍋爐運行監(jiān)測、診斷和優(yōu)化方面的研究. 電話(Tel．)：0531-67982860；E-mail：lephico@163.com．