660 MW切圓燃燒塔式鍋爐煙溫偏差機(jī)理數(shù)值模擬

毛 睿，李 源，任利明，張平安，陳鑫科，馬 侖，方慶艷

(1.潤(rùn)電能源科學(xué)技術(shù)有限公司，河南 鄭州 450003；2.華中科技大學(xué) 煤燃燒國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢 430074)

0 引 言

我國(guó)目前主要的發(fā)電方式是火力發(fā)電，2020年我國(guó)火力發(fā)電量達(dá)53 302.5億kWh，占全國(guó)發(fā)電總量的68.52%[1]。雖然近年我國(guó)清潔能源發(fā)電中，風(fēng)電與水電等發(fā)電總量不斷增長(zhǎng)，但受限于調(diào)峰資源在供給雙方的對(duì)接問(wèn)題，棄電現(xiàn)象仍普遍存在[2-3]。在未來(lái)很長(zhǎng)時(shí)間里，我國(guó)能源消費(fèi)結(jié)構(gòu)依然以煤炭為主[4]。

在大型燃煤電站中，塔式鍋爐結(jié)構(gòu)應(yīng)用廣泛，塔式鍋爐中煤粉的燃燒形式通常為四角切園燃燒，該燃燒方式具有爐膛內(nèi)火焰充盈度高、受熱面加熱均勻等優(yōu)勢(shì)[5-6]。四角切圓燃燒在Π型鍋爐的應(yīng)用與研究較多，主要問(wèn)題集中在切圓旋流造成的流速不均和煙溫偏差方面，將進(jìn)一步造成受熱管內(nèi)汽溫偏差與局部的超溫爆管，引發(fā)鍋爐運(yùn)行的安全問(wèn)題[7-9]。一般來(lái)說(shuō)，塔式鍋爐煙溫偏差與汽溫偏差相較于Π型鍋爐都偏小，這主要是由于塔式鍋爐的受熱面布置在豎直煙道內(nèi)，鍋爐內(nèi)高溫?zé)煔獾牧鲃?dòng)更均勻。然而，塔式鍋爐實(shí)際運(yùn)行過(guò)程中仍存在煙溫偏差較大等問(wèn)題[10-11]。

相較直接試驗(yàn)法，數(shù)值分析方法在大型電站鍋爐研究中具有投入成本低、效率高以及量化分析等優(yōu)勢(shì)。Tian等[12]模擬了某四角切圓Π型鍋爐，發(fā)現(xiàn)爐膛上部煙氣的殘余旋轉(zhuǎn)是水平煙道流場(chǎng)和煙溫分布不均的主要原因。Zhou等[13]發(fā)現(xiàn)，鍋爐負(fù)荷會(huì)增加水平煙道的煙溫偏差。Park[14]等研究表明，適當(dāng)調(diào)整燃盡風(fēng)的水平擺角能改善主蒸汽溫的偏差情況。Zhou和Liu等[15-16]研究表明，一次風(fēng)和SOFA風(fēng)的水平擺角方向與主氣流形成反切能有效降低煙溫偏差程度。Sha等[17]在雙切圓鍋爐上的研究表明，雙切圓方向相反也能有效降低鍋爐的煙溫偏差。目前，鮮見(jiàn)切圓燃燒塔式鍋爐煙溫偏差成因以及優(yōu)化的報(bào)道。本文對(duì)某660 MW切圓塔式鍋爐展開(kāi)了建模和數(shù)值分析研究，并進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證；設(shè)計(jì)并模擬了4種不同煙道及受熱面結(jié)構(gòu)，分析屏式受熱面區(qū)域煙氣的流動(dòng)和溫度偏差特性，并揭示煙溫偏差的機(jī)理。

1 模型概況

本文研究對(duì)象為某660 MW四角切圓塔式鍋爐(以上海鍋爐廠(chǎng)設(shè)計(jì)制造)，爐高為105.95 m，爐寬和爐深均為21.23 m。主燃區(qū)配備有6層一次風(fēng)(A、B、C、D、E、F)，各一次風(fēng)燃燒器上下兩側(cè)各設(shè)置一層可偏置的二次風(fēng)(AA、AB、BC、CC、DD、DE、EF、FF)，主燃區(qū)上方有2組分離式燃盡風(fēng)(BAGP、UAGP)。受熱面主要包括2層過(guò)熱器(SH)、2層再熱器(RH)與1層省煤器(ECO)。該四角切園燃煤塔式鍋爐結(jié)構(gòu)如圖1所示，燃用煤種的煤質(zhì)分析見(jiàn)表1，額定負(fù)荷條件下鍋爐運(yùn)行參數(shù)見(jiàn)表2。

圖1 試驗(yàn)裝置示意Fig.1 Schematic diagram of test device

表1 燃用煤種的煤質(zhì)分析

表2 運(yùn)行過(guò)程中的主要參數(shù)

2 數(shù)值模擬及工況設(shè)置

2.1 數(shù)學(xué)模型與網(wǎng)格劃分

本文模擬計(jì)算采用Fluent 16.0軟件，湍流計(jì)算采用Realizablek-ε湍流模型，揮發(fā)分析出采用雙步競(jìng)爭(zhēng)模型，氣相燃燒采用混合分?jǐn)?shù)與概率密度函數(shù)模型，顆粒運(yùn)動(dòng)采用隨機(jī)軌道模型，焦炭燃燒采用動(dòng)力/擴(kuò)散聯(lián)合控制的表面燃燒反應(yīng)模型，燃燒過(guò)程中的輻射換熱采用P-1輻射模型，NOx反應(yīng)機(jī)理采用De Scoete機(jī)理。模型網(wǎng)格劃分過(guò)程中對(duì)流變及反應(yīng)集中區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密，以提高計(jì)算精度，如圖2所示[18-19]。在3種不同的網(wǎng)格數(shù)量下開(kāi)展了針對(duì)網(wǎng)格獨(dú)立性的驗(yàn)證計(jì)算，其中網(wǎng)格1～3的網(wǎng)格數(shù)量依次為155萬(wàn)、253萬(wàn)與355萬(wàn)，網(wǎng)格無(wú)關(guān)性的驗(yàn)證結(jié)果如圖3所示?？芍W(wǎng)格2為兼顧計(jì)算精度和效率的最優(yōu)方案。

圖2 網(wǎng)格劃分Fig.2 Mesh generation

圖3 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證Fig.3 Mesh independence verification

2.2 數(shù)學(xué)模型工況

數(shù)值模擬工況設(shè)置見(jiàn)表3，總工況數(shù)設(shè)定為4個(gè)。工況1為基本工況，與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，驗(yàn)證本文建立的數(shù)值模擬模型的可靠性，同時(shí)研究塔式鍋爐在額定負(fù)荷運(yùn)行下的流場(chǎng)與溫度分布特性。工況2在工況1基礎(chǔ)上將水平煙道設(shè)置在爐膛前墻一方，其余一致，研究水平煙道出口位置對(duì)煙溫偏差的影響。工況3以豎直向上的煙道替換水平煙道，比較工況1和2以研究煙溫偏差受煙道內(nèi)煙氣轉(zhuǎn)角的影響程度。工況4在工況3基礎(chǔ)上取消煙道上的受熱面，對(duì)比工況3以研究原受熱面區(qū)域的受熱面對(duì)煙溫偏差的影響。各工況煙道及受熱面結(jié)構(gòu)如圖4所示。

圖4 各工況煙道及受熱面結(jié)構(gòu)Fig.4 Structure of flue and heating surface on each conditions

表3 工況設(shè)置

3 結(jié)果及討論

3.1 數(shù)值模擬可靠性驗(yàn)證

該塔式鍋爐在100%負(fù)荷下鍋爐出口煙氣O2、CO2、NO濃度以及煤粉燃盡率的計(jì)算值與試驗(yàn)值(工況1)對(duì)比見(jiàn)表4，可知計(jì)算值與試驗(yàn)值的相對(duì)誤差都在10%以?xún)?nèi)。

表4 試驗(yàn)值和模擬值對(duì)比

本文進(jìn)一步采用過(guò)熱器入口截面沿爐膛寬度方向的煙氣溫度計(jì)算值和管壁壁溫測(cè)量值的分布特性對(duì)比驗(yàn)證了計(jì)算的煙氣溫度分布合理性，管壁溫度測(cè)量值由布置的過(guò)熱器各管壁溫度測(cè)點(diǎn)獲得。其中，Line-1位于過(guò)熱器入口距離前墻5.31 m的線(xiàn)段位置，Line-2位于過(guò)熱器入口距離后墻5.31 m的線(xiàn)段位置，Line-3位于Line-1與Line-2兩線(xiàn)的中間位置，Line-1、Line-2、Line-3三條線(xiàn)在圖1(a)中以“L1”、“L2”、“L3”標(biāo)示，對(duì)比結(jié)果如圖5所示。可知測(cè)量的管壁溫度值與計(jì)算的煙氣溫度值沿爐膛寬度方向的分布特性一致；管壁壁溫測(cè)量值和煙氣溫度計(jì)算值表明，在過(guò)熱器入口處已呈現(xiàn)爐膛左側(cè)溫度高于右側(cè)的現(xiàn)象。

圖5 過(guò)熱器入口沿爐膛寬度方向的煙氣溫度計(jì)算值和管壁壁溫測(cè)量值分布特性對(duì)比Fig.5 Comparison of temperature variation trend ofgas and tube wall at the inlet of superheater

上述實(shí)際運(yùn)行參數(shù)與計(jì)算值對(duì)比表明，本文建立的幾何模型與選用的計(jì)算模型能合理模擬該660 MW四角切圓燃燃燒塔式鍋爐的實(shí)際燃燒特性。

3.2 基本工況流動(dòng)及煙溫偏差特性

工況1下?tīng)t膛各水平截面的速度場(chǎng)和溫度場(chǎng)如圖6所示。速度分布和溫度分布表明，在燃燒器區(qū)域不論是速度場(chǎng)還是溫度場(chǎng)都基本呈現(xiàn)對(duì)稱(chēng)分布特點(diǎn)，此區(qū)域內(nèi)參數(shù)的左右偏差相對(duì)較小。當(dāng)爐膛內(nèi)的煙氣從燃燒器區(qū)域進(jìn)入到屏式受熱面區(qū)域后，煙氣在水平截面上的速度與溫度逐漸呈現(xiàn)出非對(duì)稱(chēng)分布的特點(diǎn)，左右兩側(cè)可以看出明顯的偏差。煙氣在屏式受熱面區(qū)域速度的豎直分量呈現(xiàn)以下特點(diǎn)：高速朝上煙氣流動(dòng)區(qū)域偏向左墻，而在右墻附近的大片區(qū)域朝下運(yùn)動(dòng)，形成局部的煙氣回流區(qū)。這表明在屏式受熱面區(qū)域的左半?yún)^(qū)單位時(shí)間內(nèi)流經(jīng)的煙氣量遠(yuǎn)大于右半?yún)^(qū)，對(duì)左半?yún)^(qū)而言，更多的煙氣流經(jīng)相同面積的受熱面，將會(huì)使該區(qū)域吸收更多的熱量，使受熱面和蒸汽溫度提高，同時(shí)高速高溫的煙氣在流通該區(qū)域后也能維持較高溫度；而對(duì)右半?yún)^(qū)，相對(duì)較少的煙氣則使得煙氣流經(jīng)該區(qū)域的停留時(shí)間大大增加，煙氣帶入熱量較低且使得自身溫度快速降低，這會(huì)加劇右半?yún)^(qū)下游的煙溫更快降低。

圖6 工況1爐膛水平截面速度場(chǎng)和溫度場(chǎng)Fig.6 Velocity and temperature field of furnace horizontal section on case 1

屏式受熱面流速和溫度分布的不均勻特性會(huì)引起左右半?yún)^(qū)的過(guò)熱器與再熱器的汽溫偏差，從而導(dǎo)致鍋爐運(yùn)行的安全性和經(jīng)濟(jì)性降低。

塔式鍋爐以對(duì)流換熱和輻射換熱2種換熱方式作為屏式受熱面與煙氣的主要換熱方式，而內(nèi)部蒸汽主要為對(duì)流換熱，當(dāng)屏式受熱面區(qū)域的左右半?yún)^(qū)出現(xiàn)煙溫偏差時(shí)，將相應(yīng)產(chǎn)生過(guò)熱器與再熱器的煙溫偏差。為考察煙氣溫度在屏式受熱面左右半?yún)^(qū)的煙溫偏差特性，本文定義了以下指標(biāo)用以量化煙氣在屏式受熱面區(qū)域的煙溫偏差：

ΔVZ=VZmean,left-VZmean,right，

(1)

EVZ=VZmean,left/VZmean,right，

(2)

ΔM=Mmean,left-Mmean,right，

(3)

EM=Mmean,left/Mmean,right，

(4)

ΔT=Tmean,left-Tmean,right，

(5)

ET=Tmean,left/Tmean,right，

(6)

式中，ΔVZ為水平截面左右半?yún)^(qū)的豎直方向速度的絕對(duì)偏差；EVZ為豎直方向速度的相對(duì)偏差；ΔM為質(zhì)量流率的絕對(duì)偏差；EM為質(zhì)量流率的相對(duì)偏差；ΔT為煙溫的絕對(duì)偏差；ET為煙溫的相對(duì)偏差；VZmean,left和VZmean,right分別為水平截面上左半?yún)^(qū)和右半?yún)^(qū)豎直方向速度平均值，m/s；Mmean,left和Mmean,right分別為水平截面上左半?yún)^(qū)和右半?yún)^(qū)的質(zhì)量流量平均值，kg/s；Tmean,left和Tmean,right分別為水平截面上左半?yún)^(qū)和右半?yún)^(qū)的溫度平均值，K。

如果煙溫絕對(duì)偏差指標(biāo)ΔVZ、ΔM和ΔT均大于0，同時(shí)煙溫相對(duì)偏差指標(biāo)EVZ、EM和ET均大于1，表明屏式受熱面區(qū)域水平截面左半?yún)^(qū)的豎直方向速度、質(zhì)量流率和溫度平均值均高于右半?yún)^(qū)對(duì)應(yīng)數(shù)值，流場(chǎng)向左半?yún)^(qū)偏斜，高溫區(qū)向左半?yún)^(qū)偏置，且差值越大，流場(chǎng)的偏斜和高溫區(qū)的偏置越大。而偏差指標(biāo)反之，其流場(chǎng)和高溫區(qū)向偏向右半?yún)^(qū)。

過(guò)熱器入口到省煤器出口區(qū)域的煙溫偏差指標(biāo)統(tǒng)計(jì)結(jié)果如圖7所示?？芍r1在該區(qū)域的煙溫絕對(duì)偏差指標(biāo)ΔVz、ΔM和ΔT均大于0，煙溫相對(duì)偏差指標(biāo)EVz、EM和ET均大于1，說(shuō)明工況1該區(qū)域的流場(chǎng)和高溫區(qū)向偏向左半?yún)^(qū)。隨著煙氣在爐膛中高度的增加，豎直方向速度的絕對(duì)偏差不斷降低，相對(duì)偏差不斷增加；質(zhì)量流量的絕對(duì)偏差與相對(duì)偏差不斷增加；煙溫絕對(duì)偏差先增加后減少。在過(guò)熱器的入口位置處(64～68 m)，煙溫偏差快速增加，水平截面的平均溫度則逐漸下降。在68 m高度位置左右半?yún)^(qū)煙溫偏差最大。在之后的區(qū)域內(nèi)，由于煙氣不斷加熱受熱面內(nèi)的蒸汽，整體平均溫度逐漸降低，溫度偏差逐漸降低。因此整個(gè)屏式受熱面區(qū)域中，煙氣流經(jīng)過(guò)熱器入口的位置處氣體溫度偏高，屏式受熱面左右半?yún)^(qū)的煙溫偏差較大。工況2各偏差特性參數(shù)規(guī)律均與工況1相反，煙溫絕對(duì)偏差指標(biāo)ΔVZ、ΔM和ΔT均小于0，煙溫相對(duì)偏差指標(biāo)EVZ、EM和ET均小于1，工況2在該區(qū)域的流場(chǎng)和高溫區(qū)向偏向右半?yún)^(qū)。工況1與工況2偏差特性差異說(shuō)明煙氣抽吸方向?qū)@著影響煙溫偏差的偏向，抽吸方向?qū)煖仄钣绊懙臋C(jī)理需進(jìn)一步深入分析。工況3與工況4煙氣保持豎直方向流動(dòng)，煙氣通過(guò)受熱面區(qū)域時(shí)左右區(qū)偏差差異較小，工況3與工況4煙溫絕對(duì)偏差指標(biāo)ΔVZ、ΔM和ΔT均接近0，煙溫相對(duì)偏差指標(biāo)EVZ、EM和ET均接近1。其中不設(shè)置水平煙道和受熱面的工況4偏差程度最趨于左右區(qū)平衡。

圖7 屏式受熱面區(qū)域偏差特性隨高度變化規(guī)律Fig.7 Regional deviation with height of screen heating surface

3.3 流場(chǎng)與溫度場(chǎng)偏差形成機(jī)理

4種不同的煙道結(jié)構(gòu)和屏式受熱面布置的工況下，煙氣的豎直方向速度分布和溫度分布如圖8、9所示?？芍r1在后墻頂部放置爐頂水平煙道，屏式受熱面區(qū)域的煙氣向左半?yún)^(qū)偏斜運(yùn)動(dòng)，使得左半?yún)^(qū)的煙氣流速和溫度均較高。工況2的水平煙道布置位置與工況1相反，在前墻頂部放置爐頂水平煙道，此時(shí)屏式受熱面區(qū)域的煙氣向右半?yún)^(qū)偏斜運(yùn)動(dòng)，使得右半?yún)^(qū)煙氣流速和溫度均較高。工況3以豎直向上的煙道替換水平煙道，其速度分布和溫度分布情況與前2個(gè)工況不同。整體呈現(xiàn)速度場(chǎng)和溫度場(chǎng)沿幾何中心對(duì)稱(chēng)分布，總體來(lái)說(shuō)高溫高流速區(qū)域位于爐膛中心位置，分布形狀從下到上由圓形過(guò)渡橢圓形再過(guò)渡到呈帶狀的對(duì)角分布。工況3左右半?yún)^(qū)的流場(chǎng)偏置與煙溫偏差均較小，雖然煙溫偏差問(wèn)題較前2個(gè)工況明顯改善，但爐膛幾何中心處溫度仍偏高。工況4在工況3的基礎(chǔ)上取消煙道上的受熱面，直觀發(fā)現(xiàn)取消了水平煙道和屏式受熱面的煙道將不再出現(xiàn)速度場(chǎng)偏斜與煙溫偏差問(wèn)題，左右半?yún)^(qū)的流場(chǎng)和溫度場(chǎng)不隨高度增加而出現(xiàn)偏斜問(wèn)題。結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)測(cè)得的測(cè)量數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬的模擬結(jié)果進(jìn)一步發(fā)現(xiàn)，由于工況1的SOFA風(fēng)反切過(guò)度，使得煙氣在沿逆時(shí)針?lè)较虍a(chǎn)生過(guò)大的旋轉(zhuǎn)強(qiáng)度，同樣使得屏式受熱面區(qū)域存在較大的煙溫偏差。

圖8 受熱面水平截面豎直方向速度分布Fig.8 Vertical velocity distribution of horizontal section of heating surface

圖9 受熱面水平截面溫度分布Fig.9 Temperature distribution in horizontal section of heating surface

煙氣在屏式受熱面區(qū)域內(nèi)流場(chǎng)偏置和溫度偏差的形成與爐膛內(nèi)煙道幾何結(jié)構(gòu)和屏式受熱管布置情況緊密相關(guān)。下游引風(fēng)機(jī)對(duì)爐膛內(nèi)煙氣的抽吸作用方位通過(guò)煙道安裝方位確定，即煙道結(jié)構(gòu)對(duì)流場(chǎng)和溫度場(chǎng)分布的影響可視為下游引風(fēng)機(jī)對(duì)爐膛內(nèi)煙氣抽吸作用的影響。

除了煙道結(jié)構(gòu)能對(duì)煙氣流動(dòng)產(chǎn)生影響，屏式受熱管屏對(duì)各屏之間煙氣流動(dòng)也存在一定約束。比較工況3、4的流場(chǎng)分布可知，在屏式受熱管區(qū)域中，煙氣呈螺旋狀上升，在受熱管的深度方向煙氣流動(dòng)較自由，但橫向流動(dòng)受到限制，使得煙氣進(jìn)入某一屏式受熱面后，在寬度方向速度分量迅速轉(zhuǎn)變?yōu)闋t膛深度和高度方向的速度分量，煙氣也會(huì)轉(zhuǎn)向爐膛的高度和深度方向運(yùn)動(dòng)，使得在受熱面布置方向與煙氣旋流流向不一致區(qū)域的煙氣將持續(xù)向受熱面布置方向與煙氣旋流流向一致的區(qū)域轉(zhuǎn)移，且兩級(jí)屏式受熱面之間空腔區(qū)域煙氣橫向流動(dòng)相對(duì)高度和深度方向的移動(dòng)不明顯，這是屏式受熱面區(qū)域水平截面流速分布不均的重要原因。該趨勢(shì)將一直持續(xù)到煙氣完全離開(kāi)所有的屏式受熱面區(qū)域后，即進(jìn)入爐頂?shù)目臻g。此時(shí)由于爐膛頂部阻擋作用，煙氣在豎直方向的速度急速降低，該區(qū)域煙氣將在壓差驅(qū)動(dòng)下，一部分在引風(fēng)機(jī)抽力作用下流向下游的水平煙道，另一部分沿寬度方向擴(kuò)散，向由于屏式換熱器約束形成的低流速區(qū)域進(jìn)行倒灌回流。

結(jié)合上述結(jié)論，對(duì)工況1出現(xiàn)的流場(chǎng)偏置與煙溫偏差現(xiàn)象進(jìn)行分析。屏式受熱面區(qū)域在爐膛在深度方向截面上的速度和溫度分布如圖10、11所示。其中位于爐內(nèi)與右墻距離2.61 m的位置為Y1截面，位于左右墻面正中間位置的為Y2截面，位于爐內(nèi)距離左墻2.61 m位置的為Y3截面。

由圖10(a)可知，靠近爐膛的右墻區(qū)域?yàn)槠潦绞軣崦娴娜肟?，煙氣流線(xiàn)向后墻區(qū)域存在明顯偏斜情況，根據(jù)前文分析，Y1截面的左邊區(qū)域是受熱面布置方向與煙氣旋流流向不一致的區(qū)域，故該區(qū)域煙氣在沖刷受熱面后，受到受熱面的約束作用，煙氣會(huì)向受熱面布置方向與煙氣旋流流向一致的區(qū)域轉(zhuǎn)移，即煙氣會(huì)轉(zhuǎn)向該截面的右邊區(qū)域流動(dòng)，并在沖刷后墻后受到后墻和受熱面2個(gè)方位的同時(shí)約束轉(zhuǎn)而向上運(yùn)動(dòng)。隨著高度增加，Y1截面左側(cè)區(qū)域煙氣不斷向右側(cè)區(qū)域流出，加之引風(fēng)機(jī)向右的抽吸作用加劇了這種作用，并在此形成低壓區(qū)，在受熱面約束下，該區(qū)域只能從沖刷爐頂后回流的煙氣中“補(bǔ)充”向右側(cè)流失的煙氣，故Y1截面屏式受熱面的上部區(qū)域會(huì)出現(xiàn)向下回流的現(xiàn)象。由圖10(c)可知，Y3截面上煙氣流線(xiàn)出現(xiàn)向前墻偏斜的情況同理，但與Y1截面不同的是，Y3截面上，由于引風(fēng)機(jī)向右的抽吸作用在右側(cè)形成負(fù)壓區(qū)，煙氣受到牽引轉(zhuǎn)而向右流動(dòng)，該截面上煙氣向左“流失”的現(xiàn)象有效緩解，流場(chǎng)分布相較Y1截面也較均勻，回流區(qū)非常小。由圖10(b)可知，Y2截面上煙氣流向偏轉(zhuǎn)不明顯的原因是該截面上煙氣流動(dòng)方向與受熱面垂直，煙氣在沖刷受熱面后左右偏斜程度相互抵消，故整體向上流動(dòng)，并在引風(fēng)機(jī)作用下呈現(xiàn)整體向右偏轉(zhuǎn)的趨勢(shì)。

圖10 工況1屏式受熱面區(qū)域等Y值截面上速度分布Fig.10 Velocity distribution on Y equivalent section of screen heating surface on Case 1

屏式換熱面中回流區(qū)與低速區(qū)的高溫?zé)煔饬魍糠浅５?，如Y1截面在受熱面上的左中側(cè)區(qū)域、Y2截面在受熱面上的左上部區(qū)域與Y3截面水平煙道與后墻連接處附近的回流區(qū)，這些區(qū)域單位時(shí)間流經(jīng)的高溫?zé)煔庀鄬?duì)較少，吸熱量較低，蒸汽得不到充足加熱，同時(shí)這些區(qū)域的煙氣停留時(shí)間較長(zhǎng)，進(jìn)一步降低了該處煙氣溫度。由圖11直觀看到，上述回流區(qū)和低速區(qū)的煙氣溫度非常接近爐膛出口溫度，換熱量遠(yuǎn)低于高速區(qū)域。同時(shí)發(fā)現(xiàn)煙氣高速流通區(qū)域由于停留時(shí)間短，煙氣保持在較高溫度，易出現(xiàn)管內(nèi)蒸汽超溫超壓、爆管等安全問(wèn)題。

圖11 工況1屏式受熱面區(qū)域等Y值截面上溫度分布Fig.11 Temperature distribution on Y equivalent section of screen heating surface on Case 1

對(duì)比發(fā)現(xiàn)屏式受熱面右半?yún)^(qū)域有大范圍回流區(qū)，而左半?yún)^(qū)域由于引風(fēng)機(jī)向右抽吸作用，回流規(guī)模大幅減少，故左半?yún)^(qū)域的流動(dòng)阻力低于右半?yún)^(qū)域，使屏式換熱面左半?yún)^(qū)域流速和流量都大于右半?yún)^(qū)域，進(jìn)一步造成了煙氣溫度在屏式換熱面左右半?yún)^(qū)的差異。

屏式受熱面區(qū)域等X值截面上的速度和溫度分布如圖12、13所示。其中X1截面為位于爐內(nèi)距離前墻2.61 m位置，X2截面為位于前后墻面正中間位置，X3截面為位于爐內(nèi)距離后墻2.61 m位置。圖12中X1截面上，前墻附近的煙氣在屏式受熱面區(qū)域入口前向具有向右墻的速度分量，X3截面上，后墻附近煙氣具有向左墻的速度分量。屏式受熱管的分割與整流作用會(huì)在一定程度上影響煙氣在X值截面上的流動(dòng)。圖12(a)、(b)中，煙氣流動(dòng)基本與屏式受熱面保持平行，很少在相鄰兩級(jí)受熱面之間出現(xiàn)橫向流動(dòng)。同時(shí)，靠近右墻區(qū)域有大量回流區(qū)域，其中回流煙氣來(lái)源于受熱面左半?yún)^(qū)或中部區(qū)域的煙氣在沖刷爐頂后的回流。圖12(c)中煙氣向上流動(dòng)時(shí)，煙氣在相鄰兩級(jí)受熱面之間多為橫向流動(dòng)，且整體流速較低，未形成明顯回流區(qū)。

圖12中的煙氣流動(dòng)特征與前文煙氣在屏式受熱管區(qū)域中受到的約束分析一致。分析煙氣的溫度場(chǎng)時(shí)也能得出與前文一致的結(jié)論，即各X值截面上的溫度分布與流場(chǎng)分布具有相關(guān)性，圖13中，屏式受熱面右半?yún)^(qū)域的煙氣整體溫度比左半?yún)^(qū)域的煙氣整體溫度低，高溫區(qū)域向受熱面的左半?yún)^(qū)偏斜。

圖12 工況1屏式受熱面區(qū)域等X值截面上速度分布Fig.12 Velocity distribution on X equivalent section of screen heating surface on Case 1

圖13 工況1屏式受熱面區(qū)域等X值截面上溫度分布Fig.13 Temperature distribution on X equivalent section of screen heating surface on case 1

綜上，屏式受熱面區(qū)域的溫度偏差與流場(chǎng)的偏斜緊密相關(guān)，而流場(chǎng)的偏斜因素為旋轉(zhuǎn)上升煙氣同時(shí)受到了管屏的分割作用與引風(fēng)機(jī)的抽吸作用，如圖14所示。首先，煙氣旋轉(zhuǎn)上升進(jìn)入管屏后，煙氣流動(dòng)將受到管屏約束，垂直于管屏布置方向的速度分量發(fā)生轉(zhuǎn)向，靠近左墻一側(cè)的煙氣向前墻方向流動(dòng)，靠近右墻一側(cè)的煙氣向后墻方向流動(dòng)。然后，在下游引風(fēng)機(jī)的抽吸作用下，左墻附近的煙氣流動(dòng)先向前墻傾斜，而后轉(zhuǎn)向后墻，在屏式受熱面區(qū)域分布較為居中；而右墻附近的煙氣先向后墻傾斜，后被引風(fēng)機(jī)沿后墻抽走，流場(chǎng)偏斜嚴(yán)重，回流規(guī)模大。針對(duì)塔式切圓鍋爐煙溫偏差問(wèn)題，采取以下措施：合理調(diào)整SOFA風(fēng)偏置角、上下擺角，改變各SOFA噴口送風(fēng)配比，降低進(jìn)入屏區(qū)煙氣的初始偏差等。

圖14 屏式受熱面區(qū)域流場(chǎng)偏斜機(jī)理Fig.14 Mechanism of flow field deflection in screen heating surface

4 結(jié) 論

1)屏式受熱面區(qū)域存在明顯的煙氣流動(dòng)偏斜和溫度偏差，左側(cè)區(qū)域速度和溫度明顯高于右側(cè)；隨高度增加，左右兩側(cè)的流動(dòng)和煙溫偏差先增后減，標(biāo)高68 m的三級(jí)過(guò)熱器入口附近煙溫偏差達(dá)最大。

2)引起煙氣流動(dòng)和煙溫偏差的原因有2方面：一是在受熱面管屏分割約束的作用下，旋轉(zhuǎn)上升進(jìn)入屏區(qū)的煙氣的垂直于管屏方向的速度分量被迫發(fā)生轉(zhuǎn)向，導(dǎo)致靠近左側(cè)區(qū)域煙氣主要向前墻流動(dòng)，而右側(cè)區(qū)域煙氣主要向后墻流動(dòng)。二是由于爐膛頂部煙氣出口不對(duì)稱(chēng)布置在后墻，在引風(fēng)機(jī)的抽吸作用下，左側(cè)區(qū)域的煙氣流動(dòng)先向前墻傾斜，而后轉(zhuǎn)向后墻，在整個(gè)屏式受熱面區(qū)域分布較為居中；而右墻區(qū)域的煙氣先向后墻傾斜，后沿后墻區(qū)域被抽走；左右兩側(cè)不同的煙氣流動(dòng)偏差導(dǎo)致溫度偏差。