660 MW超臨界墻式切圓煤粉鍋爐煙溫偏差優(yōu)化控制

郭岸龍， 方慶艷, 趙斯楠, 吳 英， 夏永俊， 張 成， 陳 剛

(1． 華中科技大學(xué) 煤燃燒國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 武漢 430074； 2. 國(guó)網(wǎng)江西省電力科學(xué)研究院， 南昌 330096)

660 MW超臨界墻式切圓煤粉鍋爐煙溫偏差優(yōu)化控制

郭岸龍1， 方慶艷1, 趙斯楠1, 吳 英2， 夏永俊2， 張 成1， 陳 剛1

(1． 華中科技大學(xué) 煤燃燒國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 武漢 430074； 2. 國(guó)網(wǎng)江西省電力科學(xué)研究院， 南昌 330096)

對(duì)某電廠660 MW超臨界墻式切圓煤粉鍋爐爐膛出口煙溫偏差過(guò)大現(xiàn)象進(jìn)行了數(shù)值模擬，并將模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了比較.結(jié)果表明:模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好；殘余旋轉(zhuǎn)氣流造成了煙溫偏差；將SOFA水平擺角反切、減小二次風(fēng)擋板開(kāi)度和增大SOFA擋板開(kāi)度，均有利于降低爐膛出口煙溫偏差；通過(guò)采取上述措施，提高了鍋爐的經(jīng)濟(jì)性與安全性.

墻式切圓燃燒； 煙溫偏差； SOFA； 二次風(fēng)

切圓燃燒方式具有許多優(yōu)點(diǎn)，目前我國(guó)燃煤電站鍋爐約有70%以上采用切圓燃燒方式[1].切圓燃燒方式的主要特點(diǎn)是爐內(nèi)氣流旋轉(zhuǎn)，引起爐內(nèi)旋轉(zhuǎn)中心低壓區(qū)卷吸高溫?zé)煔猓箽饬鞒浞只旌?，形成良好的著火條件和穩(wěn)定的燃燒環(huán)境，并且顆粒在爐內(nèi)停留時(shí)間長(zhǎng)，有利于燃盡[2-4].但由于爐膛高度有限，爐膛出口仍然存在氣流的殘余旋轉(zhuǎn)，導(dǎo)致水平煙道處左右兩側(cè)出現(xiàn)煙速偏差與煙溫偏差的現(xiàn)象，使得過(guò)熱器與再熱器的管屏左右兩側(cè)吸熱不均勻，出現(xiàn)熱偏差現(xiàn)象，情況嚴(yán)重時(shí)會(huì)導(dǎo)致受熱面出現(xiàn)超溫爆管事故[5].因此，研究爐膛出口煙溫偏差對(duì)于提高鍋爐運(yùn)行的安全性、可靠性及經(jīng)濟(jì)效益均具有重要意義[6].

國(guó)內(nèi)大多研究針對(duì)的是四角布置的切圓燃燒鍋爐，而有關(guān)四墻切圓燃燒鍋爐試驗(yàn)方面的報(bào)道較少[7-9].筆者針對(duì)某電廠660 MW超臨界四墻切圓燃燒鍋爐進(jìn)行了爐內(nèi)燃燒過(guò)程的數(shù)值模擬，分析了SOFA水平擺角、二次風(fēng)擋板開(kāi)度和SOFA擋板開(kāi)度對(duì)爐膛出口煙溫偏差的影響.

1 研究對(duì)象

1.1 鍋爐結(jié)構(gòu)

所研究的墻式切圓燃燒鍋爐是哈爾濱鍋爐廠有限責(zé)任公司(簡(jiǎn)稱哈鍋)自主開(kāi)發(fā)研制的HG-1964/25.4-YM17型超臨界墻式切圓燃燒鍋爐.該鍋爐為一次中間再熱、超臨界壓力變壓運(yùn)行帶內(nèi)置式再循環(huán)泵啟動(dòng)系統(tǒng)的直流鍋爐，是單爐膛、平衡通風(fēng)、固態(tài)排渣、全鋼架、全懸吊結(jié)構(gòu)、露天布置的π型鍋爐.采用中速磨煤機(jī)直吹式制粉系統(tǒng)，每爐配6臺(tái)HP1003碗式中速磨煤機(jī)，燃用設(shè)計(jì)煤種時(shí)5臺(tái)運(yùn)行、1臺(tái)備用.爐膛結(jié)構(gòu)和燃燒器布置示意圖見(jiàn)圖1.

圖1 爐膛結(jié)構(gòu)和燃燒器布置示意圖

鍋爐采用新型切圓燃燒方式，形成大直徑單切圓，以獲得沿爐膛水平斷面較為均勻的空氣動(dòng)力場(chǎng).燃燒器共3組，其中下2組為煤粉燃燒器，即主燃燒器，布置于水冷壁的四面墻上；最上組為SOFA燃燒器，布置在主燃燒器區(qū)上方水冷壁的4個(gè)角上.SOFA燃燒器出口射流中心線與水冷壁中心線的夾角分別為42°和48°.SOFA燃燒器可進(jìn)行±12°的水平擺動(dòng)，煤粉燃燒器二次風(fēng)偏離一次風(fēng)5°進(jìn)入爐膛，形成風(fēng)包粉的布置方式，一次風(fēng)、二次風(fēng)及SOFA氣流均形成逆時(shí)針切圓.燃燒器采用CE傳統(tǒng)的大風(fēng)箱結(jié)構(gòu)，共設(shè)6層水平濃淡煤粉一次風(fēng)噴口，4層分離型SOFA風(fēng)室.燃用煤種的煤質(zhì)特性見(jiàn)表1.

表1 燃用煤種的工業(yè)分析和元素分析

1.2 溫度測(cè)量試驗(yàn)方法

通過(guò)便攜式火焰檢測(cè)系統(tǒng)檢測(cè)爐內(nèi)斷面的溫度值.該系統(tǒng)由圖像探測(cè)器和計(jì)算機(jī)組成.圖像探測(cè)器通過(guò)光學(xué)潛望鏡和電荷耦合元件(CCD)攝像機(jī)采集斷面的火焰圖像信息，從不同的測(cè)點(diǎn)輪流拍攝爐內(nèi)的火焰圖像，根據(jù)建立的輻射模型，計(jì)算機(jī)內(nèi)置的工業(yè)級(jí)圖像采集卡利用基于輻射逆問(wèn)題求解的重建算法得到爐內(nèi)橫截面的溫度場(chǎng).沿爐膛高度取高度分別為21.0 m、37.4 m、40.6 m和43.6 m的4個(gè)斷面，每層布置4個(gè)測(cè)點(diǎn)采集各斷面的火焰圖像信息.計(jì)算機(jī)將火焰圖像信息轉(zhuǎn)換為斷面的溫度場(chǎng)，取斷面的火焰中心溫度值與火焰中心溫度沿爐膛高度變化的模擬結(jié)果進(jìn)行比較，并對(duì)數(shù)值模擬所采用的網(wǎng)格和模型進(jìn)行驗(yàn)證.

圖2給出了爐膛網(wǎng)格結(jié)構(gòu).選取爐膛出口末級(jí)過(guò)熱器入口截面(P7截面)，即垂直于爐膛折焰角上方和水平煙道的豎直截面對(duì)煙溫偏差進(jìn)行定量分析.在末級(jí)過(guò)熱器入口截面左右兩側(cè)對(duì)稱布置一組美國(guó)雷泰公司生產(chǎn)的Raynge 3i型紅外測(cè)溫儀測(cè)量觀火孔處爐膛溫度，各觀火孔處溫度實(shí)測(cè)值誤差在±4%左右.所測(cè)值代表P7截面左右兩側(cè)的溫度水平，其差值代表煙溫偏差的測(cè)量值.數(shù)值模擬所得P7截面左右兩側(cè)溫度平均值的差值代表P7截面煙溫偏差的模擬結(jié)果，將測(cè)量值與模擬結(jié)果進(jìn)行比較.

圖2 爐膛網(wǎng)格結(jié)構(gòu)

Fig.2 Grid division of the furnace

2 數(shù)值計(jì)算方法

2.1 數(shù)學(xué)模型

計(jì)算采用非預(yù)混模型；利用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型描述湍流對(duì)爐膛內(nèi)氣體流動(dòng)的影響[10]；輻射換熱采用P1模型來(lái)描述；利用拉格朗日顆粒軌跡方法來(lái)計(jì)算通過(guò)計(jì)算區(qū)域的煤粉顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡；揮發(fā)分析出采用雙方程平行反應(yīng)模型，焦炭燃燒通過(guò)動(dòng)力/擴(kuò)散限制模型來(lái)計(jì)算；氣體相的吸收系數(shù)利用WSGGM模型來(lái)計(jì)算；顆粒粒徑分布采用Rosin-Rammler粒徑分布；質(zhì)量、動(dòng)量、焓和組分方程利用Simple運(yùn)算法則求解[11]；采用后處理的方法來(lái)模擬NO的生成，利用Beta-PDF模型計(jì)算湍流溫度和氧量脈動(dòng)對(duì)NO生成的影響[12-13].

2.2 幾何建模及網(wǎng)格劃分

根據(jù)鍋爐的本體、燃燒器以及各屏式換熱器的實(shí)際幾何結(jié)構(gòu)進(jìn)行精細(xì)的建模和網(wǎng)格劃分.坐標(biāo)原點(diǎn)建在冷灰斗上部的折焰角處，x軸為深度方向(即前后墻方向)，y軸為寬度方向(即左右墻方向)，z軸為高度方向.

在網(wǎng)格劃分過(guò)程中，模型均采用高質(zhì)量六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格；為了減少計(jì)算偽擴(kuò)散，燃燒器出口區(qū)域的網(wǎng)格線與流體流動(dòng)方向基本一致，并對(duì)該區(qū)域網(wǎng)格進(jìn)行加密[14-15].不同截面網(wǎng)格劃分如圖2所示.其中，P1和P2為燃燒器水平截面，P3為SOFA燃燒器水平截面，P4為進(jìn)入折焰角區(qū)域水平截面(K1為P4截面上沿y軸方向的中心直線)，P5為進(jìn)入屏區(qū)水平截面，P6為爐膛上部橫穿水平煙道的水平截面，P7為爐膛出口末級(jí)過(guò)熱器入口截面.

2.3 計(jì)算方法

在660 MW穩(wěn)定負(fù)荷下采用單因次法對(duì)SOFA燃燒器水平擺角、二次風(fēng)擋板開(kāi)度及SOFA擋板開(kāi)度進(jìn)行逐一調(diào)整，然后進(jìn)行模擬計(jì)算.根據(jù)實(shí)際運(yùn)行條件設(shè)置了8個(gè)模擬工況，如表2所示.其中，工況1～工況4目的是在保持總風(fēng)量、二次風(fēng)門(mén)擋板開(kāi)度等運(yùn)行參數(shù)不變的情況下，調(diào)整SOFA燃燒器4個(gè)水平擺角，考察其對(duì)煙速偏差和煙溫偏差的影響，分別用1號(hào)、2號(hào)、3號(hào)、4號(hào)代表4個(gè)角的SOFA噴口， “+”代表SOFA水平擺角順時(shí)針擺動(dòng)，“-”代表SOFA水平擺角逆時(shí)針擺動(dòng)；工況5和工況6目的是在基準(zhǔn)工況4下，保持總風(fēng)量、SOFA擋板開(kāi)度等運(yùn)行參數(shù)不變，調(diào)整二次風(fēng)擋板開(kāi)度，考察其對(duì)煙速偏差和煙溫偏差的影響；工況7和工況8目的是在基準(zhǔn)工況5的基礎(chǔ)上，保持總風(fēng)量、二次風(fēng)擋板開(kāi)度等運(yùn)行參數(shù)不變，調(diào)整SOFA擋板開(kāi)度，考察其對(duì)煙速偏差和煙溫偏差的影響.

表2 模擬工況

3 結(jié)果分析

3.1 模擬結(jié)果驗(yàn)證

為驗(yàn)證模擬結(jié)果的合理性與可靠性，在相同配風(fēng)及負(fù)荷條件下,對(duì)鍋爐進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)有關(guān)試驗(yàn)數(shù)據(jù)的測(cè)量，并將試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比.表3給出了爐膛出口參數(shù)模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比.圖3給出了基準(zhǔn)工況下?tīng)t膛中心火焰溫度模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比[16].在煤粉著火以后的燃燒過(guò)程中，煤粉顆粒的溫度通常高于氣體的溫度，CCD照相機(jī)接收到的熱輻射主要來(lái)自爐內(nèi)高溫的煤粉顆粒，而模擬結(jié)果為煙氣溫度值.因此，試驗(yàn)測(cè)量所得溫度值均高于模擬結(jié)果[17].

表3 模擬結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比

由表3可以看出，NOx質(zhì)量濃度(6%O2體積分?jǐn)?shù)下)較小，爐膛出口飛灰含碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)和出口氧體積分?jǐn)?shù)的模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果相差也較??；試驗(yàn)溫度雖然高于模擬計(jì)算溫度，但溫度分布趨勢(shì)一致，且試驗(yàn)測(cè)量誤差與計(jì)算誤差在允許范圍內(nèi).由以上分析說(shuō)明網(wǎng)格劃分方式以及質(zhì)量滿足計(jì)算要求，所建立的幾何模型及數(shù)學(xué)模型能夠合理地模擬爐內(nèi)的流動(dòng)、傳熱、傳質(zhì)及燃燒特性，可以用于研究與分析鍋爐爐膛出口煙速偏差和煙溫偏差.

圖3 爐膛火焰中心溫度沿爐膛高度的變化

3.2 煙速偏差和煙溫偏差形成機(jī)理分析

3.2.1 速度場(chǎng)

圖4(a)給出了沿爐膛高度P1～P6水平截面上的速度分布.在燃燒器區(qū)域如P1和P2截面，煤粉與空氣混合氣體形成良好的切圓，氣流充分混合并形成上升主氣流；當(dāng)氣流到達(dá)SOFA燃燒器P3截面時(shí)，隨著SOFA的射入(與一二次風(fēng)同向，逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)氣流)，爐內(nèi)氣流旋轉(zhuǎn)強(qiáng)度有所增強(qiáng)；從P4和P5水平截面速度分布可以看出爐膛上部氣流在進(jìn)入折焰角區(qū)域及折焰角區(qū)域進(jìn)入屏區(qū)時(shí)仍具有一定的旋流強(qiáng)度，且旋轉(zhuǎn)中心基本處在截面的幾何中心上，更多的殘余旋轉(zhuǎn)氣流出現(xiàn)在爐膛右側(cè)，導(dǎo)致右側(cè)的煙氣流速大于左側(cè)，如P5截面.

圖4(b)為爐膛上部左右兩側(cè)的氣流流線分布圖.由圖4(b)可以看出，右側(cè)氣流水平速度分量指向爐膛出口，氣流流過(guò)折焰角后直接流向水平煙道；而左側(cè)氣流流過(guò)折焰角后有流向爐膛前墻的趨勢(shì)，隨后才流向水平煙道.爐膛出口左右兩側(cè)煙氣流速的分布不均勻，造成爐膛出口的煙速偏差.由于爐膛出口煙速偏差的影響，爐膛上部左側(cè)氣流的流動(dòng)機(jī)理比右側(cè)復(fù)雜得多，氣流在左側(cè)流動(dòng)中存在一個(gè)減速、停滯和反向加速的過(guò)程，在這個(gè)過(guò)程中已經(jīng)反向加速的氣流又會(huì)與旋轉(zhuǎn)回流的氣流產(chǎn)生相對(duì)碰撞，形成較強(qiáng)的氣流擾動(dòng)，從而強(qiáng)化了煙氣的對(duì)流換熱作用.而右側(cè)氣流運(yùn)動(dòng)的情況相對(duì)比較簡(jiǎn)單，進(jìn)入屏區(qū)之后，能夠平穩(wěn)、加速地流向爐后.當(dāng)煙氣進(jìn)入水平煙道時(shí)，由于煙氣殘余旋轉(zhuǎn)依然存在，導(dǎo)致?tīng)t膛出口右側(cè)煙速大于左側(cè)，進(jìn)而出現(xiàn)右側(cè)煙溫高于左側(cè)的現(xiàn)象，使?fàn)t膛出口出現(xiàn)了嚴(yán)重的煙溫偏差[18-19].

(a) 沿爐膛高度方向水平截面速度分布

3.2.2 溫度場(chǎng)

圖5為末級(jí)過(guò)熱器入口截面P7的溫度分布圖.該截面的溫度分布特征和煙氣流動(dòng)對(duì)末級(jí)過(guò)熱器左右兩側(cè)的換熱性能有決定性影響，因而對(duì)末級(jí)過(guò)熱器出口左右兩側(cè)過(guò)熱蒸汽溫度偏差有直接影響.

圖5 末級(jí)過(guò)熱器入口截面(P7)的溫度分布

在爐膛出口截面上，分別作2條垂直線，垂直于y軸和z軸，并將此截面分成上、下、左、右4個(gè)均勻區(qū)域.溫度偏差系數(shù)(E=T右/T左)定義為右側(cè)平均溫度與左側(cè)平均溫度的比值，可分別求出截面上部溫度偏差系數(shù)E上、截面下部溫度偏差系數(shù)E下以及該截面溫度偏差系數(shù)E.

從模擬結(jié)果得到上、下、左、右4個(gè)均勻區(qū)域的平均溫度以及左、右兩側(cè)平均溫度，即T左上=1 088 K，T左下=1 013 K，T右上=1 091 K，T右下=1 282 K，T左=1 067 K，T右=1 177 K.通過(guò)計(jì)算得出E上=1.003，E下=1.265，E=1.104.上部溫度偏差系數(shù)E上接近1，說(shuō)明水平煙道上部溫度分布趨于均勻；下部溫度偏差系數(shù)E下大于上部溫度偏差系數(shù)E上，煙溫偏差出現(xiàn)在水平煙道的下部；而爐膛出口截面溫度偏差系數(shù)大于1，說(shuō)明高溫區(qū)出現(xiàn)在爐膛右側(cè).

某660 MW四角切圓鍋爐爐膛折焰角上方的末級(jí)再熱器管壁左右兩側(cè)煙溫偏差達(dá)132 K.某660 MW四角切圓鍋爐爐膛出口煙溫偏差最大達(dá)到144 K[20-21].本文鍋爐的P7截面左右兩側(cè)煙溫偏差為110 K，與上述鍋爐的煙溫偏差基本處于相同水平，均不利于鍋爐的安全經(jīng)濟(jì)運(yùn)行.

綜合表明，煙溫偏差出現(xiàn)在爐膛下部，且高溫區(qū)出現(xiàn)在爐膛的右下側(cè).

3.3 變SOFA水平擺角結(jié)果與分析

3.3.1 SOFA水平擺角對(duì)煙氣速度的影響

由于P4截面燃燒基本完成，又沒(méi)有新的射流加入，殘余旋轉(zhuǎn)氣流也就相對(duì)穩(wěn)定，因此選擇P4截面進(jìn)行研究.在P4截面上，沿y軸方向取一條中心直線K1.圖6(a)給出了不同SOFA水平擺角工況下直線K1沿y軸方向上水平速度分量Vx分布圖.

由圖6(a)可以看出，當(dāng)SOFA水平擺角調(diào)整時(shí)，直線K1沿y軸方向上水平速度分量Vx的分布相似；當(dāng)SOFA水平擺角向逆時(shí)針?lè)较蛘{(diào)整時(shí)，Vx降低，且左右兩側(cè)2個(gè)速度波峰與波谷之間的距離也減小，即爐膛氣流形成的中心切圓直徑減小.這是由于當(dāng)SOFA水平擺角逆時(shí)針?lè)较蛘{(diào)整時(shí)，由于反切作用，致使新的合氣流速度方向由射向四墻方向轉(zhuǎn)變?yōu)樯湎驙t膛中心方向，一方面減弱了煙氣旋轉(zhuǎn)強(qiáng)度，使煙氣速度降低，另一方面也減小了切圓直徑.

3.3.2 SOFA水平擺角對(duì)爐膛出口煙溫偏差的影響

煙溫偏差值T定義為爐膛出口截面右側(cè)平均溫度值與爐膛出口截面左側(cè)平均溫度值之差，即T=T右-T左.圖6(b)給出了在變SOFA水平擺角的工況下，爐膛出口煙溫偏差試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果的對(duì)比.在工況1下，煙溫偏差的模擬值為112 K.由圖6(b)可以看出，模擬結(jié)果與試驗(yàn)值相符合，進(jìn)一步證明了所建模型的可靠性.當(dāng)SOFA水平擺角向逆時(shí)針?lè)较驍[動(dòng)時(shí)，爐膛出口截面煙溫偏差值減小，說(shuō)明當(dāng)SOFA水平擺角向逆時(shí)針?lè)较驍[動(dòng)時(shí)，有利于減小爐膛出口煙溫偏差.分析其原因?yàn)椋篠OFA布置在爐膛的四角上，且其形成的中心切圓與爐膛一次風(fēng)形成的中心切圓同向，當(dāng)SOFA水平擺角向逆時(shí)針?lè)较驍[動(dòng)時(shí)，SOFA形成的中心切圓與一次風(fēng)形成的中心切圓有一個(gè)反切的趨勢(shì)，使所形成的中心切圓直徑減小，爐膛中氣流的剛性相對(duì)增強(qiáng)，這就減小了氣流因偏轉(zhuǎn)而造成煙氣貼墻的機(jī)會(huì)；同時(shí)對(duì)氣流的擾動(dòng)增強(qiáng)，使煙氣的混合更加均勻.因此，當(dāng)SOFA水平擺角向逆時(shí)針?lè)较驍[動(dòng)時(shí)，間接降低了氣流的旋轉(zhuǎn)強(qiáng)度，從而減小了爐膛出口煙溫偏差[22].

(a) 直線K1水平速度分量Vx的分布

(b) 變工況下試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果的對(duì)比

3.4 變二次風(fēng)擋板開(kāi)度結(jié)果與分析

圖7(a)為變二次風(fēng)擋板開(kāi)度下對(duì)應(yīng)直線K1沿y軸方向的水平速度分量Vx分布圖.由圖7(a)可知，當(dāng)二次風(fēng)擋板開(kāi)度關(guān)閉5%時(shí)，水平速度分量Vx減小，且左右兩側(cè)2個(gè)速度波峰與波谷之間的距離也減小，即爐膛內(nèi)氣流形成的切圓直徑減??；當(dāng)二次風(fēng)擋板開(kāi)度增大5%時(shí)，水平速度分量Vx變大，且左右兩側(cè)2個(gè)速度波峰與波谷之間的距離也增大，即爐膛內(nèi)氣流形成的切圓直徑變大.這是由于當(dāng)二次風(fēng)擋板開(kāi)度減小時(shí)，二次風(fēng)與SOFA擁有共同一個(gè)風(fēng)箱，間接增加了SOFA風(fēng)量，而進(jìn)入的SOFA又與一次風(fēng)形成的切圓反向，即加大了其反切作用，從而使反切速度與原來(lái)速度合成的新速度減小，有利于降低氣流殘余旋轉(zhuǎn)強(qiáng)度，并使其合速度的方向由射向墻壁方向轉(zhuǎn)向爐膛中心方向，即氣流形成的切圓直徑隨之減小.反之，當(dāng)二次風(fēng)擋板開(kāi)度增大時(shí)，速度增大，切圓直徑也增大.

圖7(b)為各工況下?tīng)t膛出口截面溫度偏差實(shí)驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果的對(duì)比.由圖7(b)可知，實(shí)驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果一致.當(dāng)二次風(fēng)擋板開(kāi)度增大5%時(shí)，煙溫偏差增加10 K左右，當(dāng)二次風(fēng)擋板開(kāi)度關(guān)閉5%時(shí)，煙溫偏差降低10 K左右.分析其原因?yàn)椋阂环矫妫捎谝淮物L(fēng)與二次風(fēng)均布置在四墻上，且二次風(fēng)在爐膛中心形成的切圓與一次風(fēng)在爐膛中心形成的切圓同向，均是逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)流.而當(dāng)二次風(fēng)擋板開(kāi)度增大時(shí)，二次風(fēng)總風(fēng)量也增大，在噴嘴面積一定時(shí)，從二次風(fēng)噴嘴射入的氣流速度變大，當(dāng)在爐膛內(nèi)與一次風(fēng)形成的逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)氣流匯合時(shí)，大大增大了旋轉(zhuǎn)氣流的速度，同時(shí)也增強(qiáng)了煤粉燃燒器區(qū)域逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)氣流的旋轉(zhuǎn)強(qiáng)度；另一方面，由于二次風(fēng)與SOFA出自同一個(gè)共同的大風(fēng)箱，在總風(fēng)量一定的情況下，二次風(fēng)風(fēng)量增加必然引起SOFA風(fēng)量相應(yīng)減少，從而SOFA形成的反切作用減小，且氣流剛性減弱，對(duì)氣流的擾動(dòng)也隨之減弱，間接增強(qiáng)了爐膛內(nèi)氣流的旋轉(zhuǎn)強(qiáng)度.兩方面原因均使?fàn)t膛出口煙溫偏差變大.反之，當(dāng)二次風(fēng)擋板開(kāi)度關(guān)閉5%時(shí)，爐膛出口煙溫偏差降低.

(a) 直線K1水平速度分量Vx的分布圖

(b) 變工況下試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果的對(duì)比

3.5 變SOFA擋板開(kāi)度結(jié)果與分析

3.5.1 變SOFA擋板開(kāi)度對(duì)煙氣速度的影響

圖8(a)為變二次風(fēng)擋板開(kāi)度下對(duì)應(yīng)直線K1沿y軸方向的水平速度分量Vx分布圖.由圖8(a)可知，隨著SOFA擋板開(kāi)度增大，水平速度分量減小，且左右兩側(cè)2個(gè)速度波峰與波谷之間的距離也減小，即爐膛內(nèi)氣流形成的切圓直徑減小.這是由于當(dāng)SOFA擋板開(kāi)度增大時(shí)，SOFA風(fēng)量增加，即SOFA速度變大，對(duì)爐內(nèi)氣流形成的反切作用也變大，因此不僅減小了氣流的旋轉(zhuǎn)速度，也使SOFA與氣流旋轉(zhuǎn)的合速度朝著爐膛中心運(yùn)動(dòng)，爐膛氣流形成的中心切圓直徑減小.

3.5.2 變SOFA擋板開(kāi)度對(duì)爐膛出口煙溫偏差的影響

圖8(b)為各工況下?tīng)t膛出口截面煙溫偏差試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果的對(duì)比.由圖8(b)可知，試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果一致.隨著SOFA擋板開(kāi)度的增大，爐膛出口截面煙溫偏差逐漸減小，且SOFA擋板開(kāi)度增大5%，煙溫偏差平均降低10 K左右.分析其原因?yàn)椋弘S著SOFA擋板開(kāi)度的增大，一方面SOFA風(fēng)量增加，即SOFA速度變大，當(dāng)SOFA射入爐內(nèi)時(shí)，其反切作用大大加強(qiáng)，減弱了氣流殘余旋轉(zhuǎn)強(qiáng)度；另一方面SOFA與二次風(fēng)共同出自同一風(fēng)箱，總風(fēng)量不變，SOFA風(fēng)量減小，間接減小了二次風(fēng)風(fēng)量，這相當(dāng)于減弱了煤粉燃燒器區(qū)域由一次風(fēng)和二次風(fēng)同向形成的切圓氣流的旋轉(zhuǎn)強(qiáng)度.兩方面原因均減弱了氣流的旋轉(zhuǎn)強(qiáng)度，即降低了爐膛出口煙溫偏差，在工況8下煙溫偏差模擬結(jié)果為52 K.

SOFA擋板開(kāi)度調(diào)整的模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)一步驗(yàn)證了二次風(fēng)擋板開(kāi)度模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果及其原因分析.通過(guò)調(diào)整SOFA擋板開(kāi)度，能使?fàn)t膛溫度進(jìn)一步降低.

(b) 變工況下試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果的對(duì)比

4 結(jié) 論

(1) 將SOFA水平擺角反切、減小二次風(fēng)擋板開(kāi)度和增大SOFA擋板開(kāi)度，均能使?fàn)t內(nèi)氣流旋轉(zhuǎn)強(qiáng)度減弱，大屏入口截面水平速度分量減小，氣流殘余旋轉(zhuǎn)動(dòng)量減小，有利于降低爐膛出口煙溫偏差.

(2) 針對(duì)某660 MW超臨界墻式切圓煤粉鍋爐煙溫偏差過(guò)大的現(xiàn)象，進(jìn)行3組變工況調(diào)整，煙溫偏差從之前的110 K左右降低到調(diào)整后的50 K左右，調(diào)整后煙溫偏差明顯降低.

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Optimal Control of Gas Temperature Deviation in a 660 MW Supercritical Tangentially-fired Boiler

GUOAnlong1,FANGQingyan1,ZHAOSinan1,WUYing2,XIAYongjun2,ZHANGCheng1,CHENGang1

(1. State Key Laboratory of Coal Combustion, Huazhong University of Science and Technology, Wuhan 430074, China; 2. Jiangxi Electric Power Science & Research Institute, Nanchang 330096, China)

Aiming at the phenomenon of large gas temperature deviation between the left and right side at furnace outlet of a 660 MW supercritical tangentially-fired boiler, numerical simulation was conducted, and subsequently the results were compared with that of experiment. Results show that the simulation data agree well with experimental values, and the gas temperature deviation is found to be caused by residual rotating air flow, which can be reduced by counterclockwise adjusting the SOFA horizontal swing angle, reducing the opening of secondary air damper and increasing the opening of SOFA damper, etc. After taking above measures, the economy and safety of the boiler are improved.

tangentially firing; gas temperature deviation; SOFA; secondary air

2016-05-27

2016-07-18

郭岸龍(1993-)，男，湖北武漢人，碩士，主要從事電站鍋爐清潔燃燒研究工作． 方慶艷(通信作者)，男，副教授，博士，電話(Tel．)：027-87542417-8206；E-mail：qyfang@hust.edu.cn.

1674-7607(2017)05-0341-08

TK229.6

A 學(xué)科分類號(hào)：470.30