大型燃煤機(jī)組中速磨煤機(jī)一次風(fēng)流場優(yōu)化及數(shù)值模擬

張 健，向柏祥，黃 軍，李 燕，王 鵬

(1.神華國華(北京)電力研究院有限公司，北京 100024；2.國家能源集團(tuán)技術(shù)經(jīng)濟(jì)研究院，北京 102211)

0 引 言

目前大型燃煤機(jī)組普遍采用中速磨煤機(jī)制備煤粉，一次風(fēng)作為煤粉制備過程中重要的干燥劑和輸送媒介，將中速磨煤機(jī)內(nèi)的煤粉進(jìn)行干燥，并將風(fēng)粉混合物加熱至規(guī)程規(guī)定溫度。如果熱一次風(fēng)溫度不足，還必須通過增加熱一次風(fēng)量的方式，提高干燥能力。熱一次風(fēng)出力大多根據(jù)磨煤機(jī)入口一次風(fēng)量進(jìn)行調(diào)節(jié)。因此，能否準(zhǔn)確測量一次風(fēng)量關(guān)系到煤粉的制備、輸送，同時(shí)對(duì)鍋爐效率也有重要影響[1-3]。目前，國內(nèi)外機(jī)構(gòu)對(duì)一次風(fēng)量的測量做了大量研究，先后開發(fā)了包括有限制條件的插入式單喉徑、多喉徑、阿牛巴、均速管、雙文丘里、多孔流量測量裝置、巴系列的威力巴等測量方法，以及基于熱線風(fēng)速測量技術(shù)、電容測量技術(shù)和交流電荷感應(yīng)技術(shù)測量原理開發(fā)的傳感器法等[4-7]。

上述方法為一次風(fēng)測量提供了多種形式，測量精度也有很大提升。但現(xiàn)場復(fù)雜的測量環(huán)境使上述方法在實(shí)際測量中還有很多缺陷，限制了實(shí)際應(yīng)用效果[1，5-14]。梅振鋒等[14]利用Fluent軟件對(duì)某1 000 MW燃煤鍋爐中速磨煤機(jī)前圓形一次風(fēng)道流場進(jìn)行了數(shù)值模擬，研究發(fā)現(xiàn)冷一次風(fēng)依靠自身動(dòng)量難以完全穿透熱一次風(fēng)，且出現(xiàn)明顯的冷、熱風(fēng)分離現(xiàn)象，在流經(jīng)風(fēng)門、混合和上彎頭后，流場均勻性明顯變差，通過加裝冷風(fēng)均布器、導(dǎo)流板、格柵和均流板等混流和均流裝置后，冷、熱風(fēng)入口的氣流速度相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)差可分別控制在35%～45%和45%～60%。張廣才等[15]利用CFX軟件對(duì)某采用威力巴風(fēng)量測量裝置的600 MW超臨界鍋爐的中速磨煤機(jī)入口一次風(fēng)流場進(jìn)行了數(shù)值模擬計(jì)算，由于磨煤機(jī)冷熱風(fēng)管道布置結(jié)構(gòu)緊湊，風(fēng)量測量裝置前后的直管段太短，且冷熱風(fēng)呈直角混合，使得冷風(fēng)門開度達(dá)到30%左右時(shí)，風(fēng)道流場變得不規(guī)則，且在風(fēng)道中部出現(xiàn)了渦流區(qū)域。此時(shí)，風(fēng)量測量裝置測得的動(dòng)壓較實(shí)際值偏小，隨著冷風(fēng)門開度增加，測量的一次風(fēng)量不升反降，且由于風(fēng)道內(nèi)渦流不穩(wěn)定，風(fēng)量值亦有大幅波動(dòng)。磨煤機(jī)入口一次風(fēng)道加裝紊流柵后，發(fā)現(xiàn)隨著冷熱風(fēng)門開度的增加，風(fēng)量相應(yīng)增加，風(fēng)量測量不穩(wěn)定的情況有所改善，但風(fēng)量測量值和實(shí)際現(xiàn)場標(biāo)定風(fēng)量仍有出入。陳方前[9]對(duì)采用威力巴在線風(fēng)量測量的600 MW超臨界鍋爐中速磨煤機(jī)入口一次風(fēng)量波動(dòng)原因進(jìn)行了分析，得出測量裝置積灰情況較為嚴(yán)重，風(fēng)量測量裝置距離冷、熱風(fēng)混合處僅1.5 倍當(dāng)量直徑，遠(yuǎn)小于規(guī)定的5倍當(dāng)量直徑。經(jīng)增加風(fēng)量測量裝置的在線自動(dòng)吹掃功能后，磨煤機(jī)入口一次風(fēng)量測量品質(zhì)有所改善，但波動(dòng)現(xiàn)象仍存在。

綜上分析可知，因爐側(cè)設(shè)備布置緊湊，一次風(fēng)管道大多受布置空間的限制，尤其很多新建機(jī)組采用了聯(lián)合側(cè)煤倉布置方式，管道大多設(shè)計(jì)成圓形[16]，冷熱風(fēng)管道大幅縮短，因而現(xiàn)場幾乎不具備安裝風(fēng)量測量裝置的條件。此外，有的電廠熱風(fēng)分支管道直徑約1.8 m，而從熱風(fēng)母管進(jìn)入磨煤機(jī)的總長度不超過12 m，還需要布置熱風(fēng)隔絕門、熱風(fēng)調(diào)門、膨脹節(jié)、三通、彎頭和擴(kuò)壓段等，甚至沒有超過1倍管徑長度的直管道。

1 磨煤機(jī)運(yùn)行中存在的問題

某電廠660 MW超超臨界燃煤鍋爐配置6套中速磨直吹式制粉系統(tǒng)，采用聯(lián)合側(cè)煤倉布置方式，爐側(cè)重要輔機(jī)采用單系列布置。因此，磨煤機(jī)區(qū)域的空間結(jié)構(gòu)緊湊，熱一次風(fēng)母管至磨煤機(jī)入口距離較短，現(xiàn)場不具備安裝一次風(fēng)流量測量裝置的必備條件。為提高一次風(fēng)量測量精度，電廠選擇采用簡易的PPBS95-1820矩陣式流量計(jì)，其量程為0～400 Pa，精度為±1%，如圖1所示。

圖1 矩陣式流量計(jì)Fig.1 Matrix flowmeter

機(jī)組投入運(yùn)行后，大多數(shù)情況下的一次風(fēng)量測量較為準(zhǔn)確，但是當(dāng)熱風(fēng)門開度超過40%且繼續(xù)增加時(shí)，風(fēng)量卻從約100 t/h突降至90 t/h，甚至更低。為滿足磨煤機(jī)通風(fēng)出力的要求，協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)迅速開大冷、熱風(fēng)門，風(fēng)量才逐漸恢復(fù)至105 t/h或以上，但此時(shí)實(shí)際的一次風(fēng)量已遠(yuǎn)超顯示值，極易造成爐膛出口NOx超標(biāo)，如圖2所示。

圖2 一次風(fēng)量曲線Fig.2 Primary air flow curves

2 磨煤機(jī)入口管道空氣流動(dòng)數(shù)值模擬

2.1 磨煤機(jī)入口管道模型建立

為深入分析一次風(fēng)量波動(dòng)的原因，基于CFD流體力學(xué)計(jì)算軟件Fluent 對(duì)熱風(fēng)母管入口溫度340 ℃、入口速度7.5～10.0 m/s，冷風(fēng)母管入口溫度20 ℃、入口速度4 m/s時(shí)的磨煤機(jī)前一次風(fēng)道的流場進(jìn)行了數(shù)值模擬研究。

一次風(fēng)道的三維模型如圖3所示。由圖3可知，冷一次風(fēng)道橫向接入熱一次風(fēng)道，熱一次風(fēng)道管徑為φ1 820 mm×8 mm，冷一次風(fēng)道管徑為φ720 mm×8 mm。

圖3 一次風(fēng)管道三維模型Fig.3 3D model of primary air duct

超過847 088個(gè)網(wǎng)格后，一次風(fēng)速云圖的變化并不大，因而本次計(jì)算過程中的網(wǎng)格數(shù)量共計(jì)847 088個(gè)，其中最小體積為3.4×10-7m3，最大體積為4.2×10-4m3。為提高計(jì)算結(jié)果的可靠性，計(jì)算過程中壓力項(xiàng)采用2階離散格式，k-ε湍流模型，動(dòng)量、湍動(dòng)能、湍流耗散率和能量方程的離散項(xiàng)均采用2階迎風(fēng)格式，計(jì)算結(jié)果收斂的條件為殘差小于10-5。需要說明的是，計(jì)算過程中入口流量和溫度均設(shè)置為常數(shù)，且不隨迭代計(jì)算過程變化。

2.2 結(jié)果與討論

垂直于出口平面的一次風(fēng)速云圖如圖4所示。圖中底部區(qū)域表示流體在此區(qū)域中從管道流向出口，頂部區(qū)域表示流體在此區(qū)域中從出口流回管道。

由圖4可知，管道底部靠左側(cè)區(qū)域的一次風(fēng)流向磨煤機(jī)的速度最高，而管道頂部靠右側(cè)的區(qū)域則存在明顯的回流區(qū)。隨著熱風(fēng)母管入口風(fēng)速不斷提高，一次風(fēng)道出口正向流速面積不斷擴(kuò)大，負(fù)向流速面積不斷向頂部收縮。但是當(dāng)入口風(fēng)速增加至9.1 m/s時(shí)，正向流速區(qū)域突然縮小，負(fù)向流速區(qū)域突然擴(kuò)大，即發(fā)生了風(fēng)量測量失真。

圖4 垂直于一次風(fēng)管道出口平面的一次風(fēng)速云圖Fig.4 Cloud diagram of primary air velocity perpendicular to the outlet plane of primary air duct

LYU和ZHANG[17]通過研究管道安裝效應(yīng)發(fā)現(xiàn)，管道在轉(zhuǎn)彎后需經(jīng)過1～3倍直徑的直段距離后，高速氣流才能抵達(dá)管道底部，流體在此處的流動(dòng)最復(fù)雜。但由圖3可知，原一次風(fēng)管道幾乎沒有設(shè)計(jì)直管段，管道垂直拐彎后延伸約0.5倍管徑的過渡距離后便斜向拐彎和變截面等，這是造成一次風(fēng)量測量失真的主要原因。

隨著入口風(fēng)速的增加，受二次流和貼壁流的影響越來越明顯，沖擊中心的部位也從遠(yuǎn)離拐彎處向靠近拐彎處移動(dòng)，出口處的正向流速面積逐漸擴(kuò)大。因此，當(dāng)熱風(fēng)母管入口速度達(dá)到8.7 m/s時(shí)，沖擊管道底部的距離最近，但當(dāng)熱風(fēng)母管入口速度進(jìn)一步增加至9.1 m/s時(shí)，沖擊管道底部的距離發(fā)生了逆向變化，即正向流速區(qū)域逐漸縮小，負(fù)向流速區(qū)域逐漸擴(kuò)大，管道出口處的流速分布也隨之發(fā)生逆向變化。

同時(shí)，位于管道上的測量裝置無法立刻響應(yīng)風(fēng)速逆向突變后的壓力分布，因而當(dāng)熱風(fēng)門開度增加至40%左右時(shí)，DCS顯示風(fēng)量異常，引起磨煤機(jī)運(yùn)行異常及一、二次風(fēng)分配比例異常，進(jìn)一步造成NOx排放異常等。

3 磨煤機(jī)一次量波動(dòng)試驗(yàn)

為緩解一次風(fēng)量測量失真對(duì)機(jī)組擾動(dòng)的影響，可供采取的主要措施包括：將測點(diǎn)轉(zhuǎn)移至直管段，但現(xiàn)場不具備安裝要求；在一次風(fēng)管道內(nèi)安裝均流裝置，將測點(diǎn)附近的流場整流至適合測量的狀態(tài)；采用新型的流量測量儀，緩解測量結(jié)果受非均勻流場的影響；將測點(diǎn)移至煤粉管道，但測量裝置易堵塞和磨損，影響測量精度；采用風(fēng)門開度、磨煤機(jī)出口溫度和一次風(fēng)壓等參數(shù)調(diào)節(jié)磨煤機(jī)熱一次風(fēng)出力。經(jīng)研究論證，決定采取加裝均流裝置和下移測點(diǎn)位置等對(duì)不同熱風(fēng)門開度時(shí)的一次風(fēng)量進(jìn)行試驗(yàn)測試。

3.1 均流裝置效果驗(yàn)證

分別在位于磨煤機(jī)熱風(fēng)管道入口和冷風(fēng)管道連接口安裝均流裝置進(jìn)行試驗(yàn)測試，均流裝置的加裝如圖5所示。熱風(fēng)管道入口加裝了4片導(dǎo)葉片，冷風(fēng)管道入口加裝了3片導(dǎo)葉片。試驗(yàn)結(jié)果表明，加裝均流裝置的效果并不明顯，一次風(fēng)量測量失真的問題仍未有效緩解，尤其是當(dāng)熱風(fēng)門開度超過40%時(shí)，風(fēng)量顯示數(shù)值依然從約100 t/h突降至90 t/h左右，甚至更低，但實(shí)際風(fēng)量已經(jīng)遠(yuǎn)高于100 t/h，因此極易引起磨煤機(jī)運(yùn)行異常和NOx超標(biāo)等，最后不得不拆除加裝的均流裝置。

圖5 均流裝置Fig.5 Current sharing device

3.2 風(fēng)量測點(diǎn)位置測試

為避開一次風(fēng)道上部不同流速方向突變形成的強(qiáng)紊流區(qū)域，對(duì)磨煤機(jī)一次風(fēng)量的部分測點(diǎn)向管道底部下移了120 mm進(jìn)行了測試試驗(yàn)，如圖6所示。試驗(yàn)結(jié)果表明，風(fēng)量波動(dòng)現(xiàn)象得到緩解，磨煤機(jī)可以全程投入自動(dòng)運(yùn)行。但現(xiàn)場測得的一次風(fēng)量較DCS顯示值仍有較大出入，造成調(diào)整控制磨煤機(jī)的風(fēng)煤比困難，如圖7所示。DCS顯示值與實(shí)際值的偏差情況如圖8所示。

圖6 風(fēng)量測點(diǎn)安裝示意Fig.6 Installation diagram of air volume measuring points

圖7 風(fēng)量測點(diǎn)位置下移后磨煤機(jī)運(yùn)行曲線Fig.7 Operation curves of coal mill after the airvolume measuring point moves down

圖8 測量裝置下移后DCS顯示值與測量值的比較Fig.8 Comparison between the measurementsand DCS after lowering the measuring points

此外，在熱風(fēng)門開度超過40%及以上時(shí)，采用一次風(fēng)壓、磨煤機(jī)的熱風(fēng)門開度和進(jìn)出口差壓來調(diào)節(jié)和控制磨煤機(jī)的運(yùn)行參數(shù)，緩解因一次風(fēng)量測量失真對(duì)機(jī)組擾動(dòng)的影響。但試驗(yàn)結(jié)果表明，不但調(diào)節(jié)品質(zhì)較差，也不適合長期運(yùn)行。

4 磨煤機(jī)入口風(fēng)道優(yōu)化

4.1 磨煤機(jī)入口風(fēng)道取直模型建立

風(fēng)量測量失真的主要原因是流體轉(zhuǎn)彎時(shí)產(chǎn)生的二次流和貼壁流等在管道頂部形成不穩(wěn)定的回流區(qū)域，為緩解一次風(fēng)量測量失真，必須對(duì)該處的流場進(jìn)行優(yōu)化?？紤]到現(xiàn)場一次風(fēng)管道在很短的距離內(nèi)有2次拐彎和變徑等，簡單的均流裝置對(duì)該處的整流效果非常有限。因而對(duì)一次風(fēng)管道結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，如圖9所示。為驗(yàn)證改造效果，基于CFD流體力學(xué)計(jì)算軟件Fluent對(duì)熱風(fēng)母管入口溫度340 ℃、入口速度7.5～10.0 m/s，入口溫度20 ℃、入口速度4 m/s時(shí)的磨煤機(jī)前一次風(fēng)道的流場進(jìn)行了數(shù)值模擬。

圖9 一次風(fēng)管道優(yōu)化改造Fig.9 Optimized reconstruction of primary air duct

4.2 磨煤機(jī)入口風(fēng)道取直網(wǎng)格劃分

超過1 137 696個(gè)網(wǎng)格后，一次風(fēng)速云圖變化不大，且隨著網(wǎng)格數(shù)量繼續(xù)增加甚至出現(xiàn)不容易收斂的現(xiàn)象。因而，本次計(jì)算過程中的網(wǎng)格數(shù)量共計(jì)1 137 696個(gè)，其中網(wǎng)格最小體積為2.9×10-6m3，最大網(wǎng)格體積為6.9×10-5m3。為提高計(jì)算結(jié)果的可靠性，計(jì)算過程中的壓力項(xiàng)也同樣采用2階離散格式，k-ε湍流模型，動(dòng)量、湍動(dòng)能、湍流耗散率和能量方程的離散項(xiàng)也均采用2階迎風(fēng)格式，計(jì)算結(jié)果的收斂條件也設(shè)置為殘差小于10-5。此外，計(jì)算過程中入口流量和溫度也均設(shè)置為常數(shù)，且不隨迭代計(jì)算過程變化。

4.3 磨煤機(jī)入口風(fēng)道取直后的一次風(fēng)速分布

垂直于出口平面的一次風(fēng)速云圖(圖10)，其中底部區(qū)域表示流體在此區(qū)域從管道流向出口，頂部區(qū)域表示在此區(qū)域一次風(fēng)從出口流回管道。由圖10可知，管道底部中心區(qū)域的一次風(fēng)流向磨煤機(jī)的速度最高，而管道頂部中心區(qū)域則存在明顯的回流區(qū)。隨著熱風(fēng)母管入口風(fēng)速不斷提高，一次風(fēng)道出口正向流速區(qū)域不斷擴(kuò)大，負(fù)向流速的區(qū)域不斷縮小。但當(dāng)入口風(fēng)流速增加至9.5 m/s時(shí)，正向流速區(qū)域突然縮小，同改造前相比一次風(fēng)道流場的轉(zhuǎn)變更平緩，且流場相對(duì)更規(guī)則，因而不至于產(chǎn)生劇烈的全壓波動(dòng)，現(xiàn)場風(fēng)量測量裝置一定程度上能夠應(yīng)對(duì)上述流場轉(zhuǎn)變對(duì)測量結(jié)果的干擾。一次風(fēng)管道結(jié)構(gòu)優(yōu)化改造后的磨煤機(jī)一次風(fēng)量運(yùn)行曲線如圖11所示，可知與原磨煤機(jī)一次風(fēng)量曲線(圖2)和測點(diǎn)位置下移后的磨煤機(jī)一次風(fēng)量曲線(圖7)相比，在熱風(fēng)門開度變化范圍大致相同的情況下，優(yōu)化后的一次風(fēng)量運(yùn)行曲線明顯更為平穩(wěn)。

圖10 垂直于管道出口平面的一次風(fēng)速云圖Fig.10 Cloud diagram of primary wind speed perpendicular to the outlet plane of the pipeline

圖11 一次風(fēng)道優(yōu)化后的磨煤機(jī)一次風(fēng)量Fig.11 Primary air flow curve with the optimaldesigned primary air duct

5 結(jié) 論

1)改造前，管道入口風(fēng)速在9.1 m/s，若繼續(xù)增加風(fēng)速，一次風(fēng)沖擊管道底部的位置發(fā)生了逆向變化，管道出口處的流速分布隨之發(fā)生逆向變化，9.1 m/s為該管道的轉(zhuǎn)捩點(diǎn)，該點(diǎn)附近的風(fēng)量測量失真造成風(fēng)量大幅波動(dòng)。

2)優(yōu)化改造后，管道入口風(fēng)速在9.5 m/s，繼續(xù)增加風(fēng)速時(shí)，一次風(fēng)沖擊管道底部的位置會(huì)發(fā)生逆向變化，9.5 m/s為優(yōu)化改造后管道的轉(zhuǎn)捩點(diǎn)。與改造前相比，優(yōu)化改造后一次風(fēng)道流場的轉(zhuǎn)變更平緩，且流場也相對(duì)更規(guī)則，不會(huì)產(chǎn)生劇烈的風(fēng)量測量數(shù)值波動(dòng)。

3)將一次風(fēng)量測量裝置向管道底部下移，以及適當(dāng)延長測點(diǎn)前后的直管段長度，可在一定程度上緩解風(fēng)量測量失真對(duì)機(jī)組擾動(dòng)的影響。

4)避免一次風(fēng)量測量失真對(duì)機(jī)組擾動(dòng)的影響，在設(shè)計(jì)階段應(yīng)盡量保證一次風(fēng)道有足夠長的直管段，若現(xiàn)場空間不具備條件時(shí)，應(yīng)盡量避免在較短的管道內(nèi)出現(xiàn)三通、轉(zhuǎn)彎、變徑或閥門等容易引起流動(dòng)穩(wěn)定性變差的部件或結(jié)構(gòu)等。