墻式鍋爐屏式過熱器低負荷熱偏差特性數(shù)值模擬研究

楊 雨, 劉 崗, 劉 欣, 張超群, 李文甲, 王赫陽

(1.天津大學 機械工程學院,天津 300072; 2.國家能源集團安徽銅陵發(fā)電有限公司,安徽銅陵 244153;3.煙臺龍源電力技術(shù)股份有限公司,山東煙臺 264006)

受熱面超溫及由此導致的爆管事故是影響燃煤發(fā)電機組安全運行的主要痛點問題之一,其中由過熱器爆管導致的非計劃停機次數(shù)約占機組非計劃停機次數(shù)的40%[1]。熱偏差是導致鍋爐過熱器超溫爆管的主要原因之一,屏式過熱器(以下簡稱屏過)作為鍋爐中的輻射受熱面,工作環(huán)境惡劣,特別是在超臨界鍋爐中,管內(nèi)為高溫高壓蒸汽,管外為高溫煙氣[2],管內(nèi)外兩側(cè)的高溫環(huán)境使屏過管屏對熱偏差更加敏感。

大量學者在降低鍋爐換熱器熱偏差方面進行了研究。部分學者對鍋爐集散控制系統(tǒng)(DCS)運行參數(shù)進行分析,采用調(diào)整二次風門開度[3]和燃盡風門開度[4]、調(diào)整水煤比[5]及改變磨煤機投運方式[6]等方法降低換熱器熱偏差。然而,爐內(nèi)燃燒與換熱是一個非常復雜的物理化學過程,換熱器的傳熱分布具有復雜的三維分布形態(tài),鍋爐DCS數(shù)據(jù)僅能反映機組的宏觀運行狀態(tài),無法給出詳細的換熱器傳熱分布,而在換熱器上布置大量測點以獲得詳細傳熱分布的方法成本巨大。三維CFD數(shù)值模擬可詳細解析爐內(nèi)的流動燃燒傳熱過程,為深入分析和解決鍋爐的各種設(shè)計與運行問題提供了一個有力工具。已有學者采用CFD數(shù)值模擬研究了一次風率[7-8]、燃盡風傾角[9]和燃燒器二次風旋流方向[9]等因素對鍋爐熱偏差的影響,結(jié)果表明鍋爐傳熱分布明顯受爐內(nèi)流場分布影響,通過改變鍋爐運行參數(shù)可調(diào)整爐內(nèi)流場,進而影響鍋爐傳熱分布,達到降低換熱器熱偏差的效果。

燃燒器作為鍋爐的核心燃燒設(shè)備,煤粉、一次風和二次風由燃燒器送入爐中,在爐膛內(nèi)混合燃燒。燃燒器的結(jié)構(gòu)和其所產(chǎn)生的氣固流場對爐內(nèi)流場分布與燃燒換熱過程有決定性影響。然而,由于鍋爐與燃燒器之間的尺寸存在巨大差異,且大型燃煤鍋爐一般安裝多個燃燒器,如在鍋爐數(shù)值模型中考慮燃燒器的詳細結(jié)構(gòu)特征,將導致巨大的網(wǎng)格數(shù)量,使計算難以進行。因此,目前鍋爐CFD數(shù)值模擬基本將燃燒器簡化為由一次風和二次風組成的同軸射流[10-12]。這種方法完全省略了燃燒器的內(nèi)部結(jié)構(gòu),因此無法體現(xiàn)如煤粉濃淡分離裝置、旋流葉片設(shè)計與角度等燃燒器關(guān)鍵結(jié)構(gòu)對燃燒器內(nèi)氣固流動的影響,使計算結(jié)果難以精確解析爐內(nèi)的流場分布。

針對此問題,筆者提出了一種燃燒器流動模型與鍋爐流動燃燒模型分別計算的方法。燃燒器模型包括燃燒器的所有關(guān)鍵結(jié)構(gòu)特征并采用高精度網(wǎng)格,計算結(jié)果可精確體現(xiàn)燃燒器設(shè)計對其內(nèi)部氣固流動分布的影響。燃燒器的出口即為鍋爐的燃燒器入口,因此將燃燒器出口截面的速度分布、煤粒濃度分布等重要參數(shù)計算結(jié)果以數(shù)據(jù)文件形式導出,經(jīng)坐標轉(zhuǎn)換后再導入鍋爐模型,作為鍋爐各燃燒器入口截面的邊界條件。這種方法簡單高效地克服了燃燒器與鍋爐之間的尺寸差異限制,使鍋爐模型計算結(jié)果完整地體現(xiàn)出燃燒器結(jié)構(gòu)對爐內(nèi)流場分布的影響。以此為基礎(chǔ),筆者重點研究了墻式對沖鍋爐旋流燃燒器相互作用對爐內(nèi)流動分布的影響,分析了屏過熱偏差的形成機理,進一步提出了不同燃燒器運行參數(shù)調(diào)整方案并評估了各方案降低屏過熱偏差的效果,為減少鍋爐屏過超溫爆管事故提供了優(yōu)化運行方向。

1 研究對象

1.1 鍋爐幾何模型及受熱面布置

本文研究對象為某600 MW超臨界墻式對沖鍋爐,其型號為HG-1913/25.4-YM3,為單爐膛、尾部雙煙道結(jié)構(gòu),采用擋板調(diào)節(jié)再熱汽溫。鍋爐幾何模型見圖1。

(a) 鍋爐幾何模型及受熱面布置

鍋爐爐膛高度×寬度×深度為59.9 m×22.2 m×15.6 m,安裝有30個低氮旋流燃燒器,前后墻對沖布置。爐膛折焰角上方布置屏過,水平煙道內(nèi)依次布置末級過熱器和高溫再熱器,尾部煙道布置低溫再熱器、低溫過熱器和省煤器。沿爐膛寬度方向屏過共有30片管屏,每片管屏由28根并聯(lián)管彎制而成,管外徑為38 mm。在鍋爐幾何模型中,屏過由30個內(nèi)部平面表示,如圖1所示。經(jīng)網(wǎng)格無關(guān)性驗證,鍋爐模型計算采用853萬個結(jié)構(gòu)網(wǎng)格,并對燃燒器噴口區(qū)域的網(wǎng)格進行加密(見圖1)。

1.2 旋流燃燒器幾何模型

鍋爐燃燒器分3層布置,下層為LYSC-I型燃燒器,中層和上層為LYSC-III型燃燒器,燃燒器幾何模型見圖2。煤粉由一次風以直流方式經(jīng)燃燒器送入爐膛,二次風由內(nèi)二次風和外二次風組成,分別通過軸向旋流葉片和切向旋流葉片射入爐膛,產(chǎn)生強烈旋流。2種燃燒器風道尺寸略有差異,此外,LYSC-III型燃燒器一次風管道內(nèi)有一中心風管道,使2種燃燒器一次風道結(jié)構(gòu)顯著不同。2種燃燒器的不同結(jié)構(gòu)將導致燃燒器內(nèi)不同的氣固流場,若采用同軸射流方法進行簡化,則計算結(jié)果無法體現(xiàn)不同燃燒器結(jié)構(gòu)對燃燒器流動和爐內(nèi)流場的影響。因此,本文計算中首先采用高分辨率網(wǎng)格模擬燃燒器內(nèi)的流動分布,燃燒器幾何模型包括所有影響流動與煤粒分布的關(guān)鍵結(jié)構(gòu)。經(jīng)網(wǎng)格無關(guān)性驗證,LYSC-I型與LYSC-III型燃燒器分別采用380萬和331萬個網(wǎng)格,網(wǎng)格平均尺寸分別為1.52 mm和1.74 mm,足以精確解析燃燒器內(nèi)部結(jié)構(gòu)對流動的影響。

(a) LYSC-I型燃燒器

1.3 煤質(zhì)參數(shù)及鍋爐運行數(shù)據(jù)

模擬計算所用煤質(zhì)的低位發(fā)熱量為20.58 MJ/kg,其工業(yè)分析和元素分析數(shù)據(jù)見表1。從鍋爐DCS系統(tǒng)獲取鍋爐3個負荷(BMCR、75%MCR和50%MCR,其中BMCR表示鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量,MCR表示最大連續(xù)工況)主要運行參數(shù)和蒸汽參數(shù),分別見表2和表3。

表1 煤的工業(yè)分析和元素分析

表2 鍋爐主要運行參數(shù)

表3 鍋爐給水和蒸汽參數(shù)

1.4 溫度測點及測量數(shù)據(jù)

在鍋爐屏過的148根管出口位置布置了熱電偶,包括所有30片管屏的外圈管和部分內(nèi)側(cè)管,測點分布如圖3中黑點所示。管屏出口溫度測量結(jié)果直接反映了不同管屏吸熱量的差異,因此這些熱電偶測量結(jié)果可用于估算屏過各管屏熱偏差系數(shù)。

圖3 屏過管屏出口溫度測點位置

圖4為不同負荷下熱電偶測量結(jié)果?？梢钥闯?屏過管屏出口溫度呈雙峰分布,6～9號管屏與18～23號管屏具有更高的出口溫度,表明這些管屏的吸熱量高于其他管屏。對比不同工況結(jié)果發(fā)現(xiàn),低負荷下管屏出口溫度明顯高于高負荷工況,特別是50%MCR工況6～9號管屏與18～23號管屏的出口溫度高出BMCR工況約20 K。這是由于鍋爐負荷降低,屏過管內(nèi)蒸汽流量成比例降低,盡管爐內(nèi)煙溫和屏過吸熱量同時降低,但降低幅度小于蒸汽流量降低幅度,使單位質(zhì)量蒸汽吸熱量升高,屏過內(nèi)蒸汽溫升顯著高于高負荷工況(見表4)。低負荷工況下屏過更高的管內(nèi)蒸汽溫度使其管屏的工作環(huán)境更為惡劣,因此屏過在低負荷運行條件下更需要降低熱偏差,以降低高溫管屏的超溫爆管風險。

表4 屏過工質(zhì)側(cè)參數(shù)

圖4 屏過管屏出口溫度測量值

因此,下面將重點研究鍋爐在低負荷下的屏過熱偏差。爐內(nèi)煙氣流動與溫度分布的不均勻性是導致屏過熱偏差的主要因素之一,而爐內(nèi)流動與溫度分布受鍋爐燃燒器與爐膛結(jié)構(gòu)、煤質(zhì)參數(shù)和鍋爐運行參數(shù)等眾多因素影響。因此,首先需根據(jù)鍋爐的燃燒器設(shè)計、爐膛結(jié)構(gòu)以及鍋爐的煤質(zhì)、運行參數(shù)獲得爐內(nèi)詳細的流動、燃燒和傳熱分布,才可準確計算屏過各管屏吸熱量及屏間熱偏差系數(shù),分析屏過熱偏差的形成機理,并進一步提出鍋爐的運行優(yōu)化調(diào)整方案,降低屏過熱偏差。

2 三維CFD數(shù)值模型

三維CFD數(shù)值模型基于ANSYS Fluent平臺,包括對爐內(nèi)多相流動、輻射傳熱、煤粉熱解、氣相燃燒和炭粒燃燒等過程的完整數(shù)學描述。在本文中,采用SIMPLE算法對質(zhì)量、動量、能量和組分的時均守恒方程進行求解。由于爐內(nèi)存在旋流,選擇Realizablek-ε模型模擬湍流流動[13];采用拉格朗日框架下隨機軌道方法跟蹤煤粉顆粒在爐內(nèi)的運動軌跡;假設(shè)煤粉細度遵循Rosin-Rammler分布,平均粒徑為76 μm,均勻性指數(shù)為1.1;氣相流場與煤粒之間的質(zhì)量、動量和能量交換采用粒子源單元(PSIC)方法計算[14];采用離散坐標法模擬輻射傳熱[13],采用灰色氣體加權(quán)和模型計算煙氣的輻射吸收系數(shù)[13];在煤粉顆粒燃燒過程中,煤的熱解采用一階單反應速率模型計算,煤粒的高溫熱解反應參數(shù)由FLASHCHAIN模型以預處理方式模擬一維爐中的煤粒熱解過程獲得[10,15];揮發(fā)分假設(shè)為單一的虛擬組分CaHbOcSdNe[16],假設(shè)炭粒中的固定碳為純碳,且碳元素僅分布在固定碳和揮發(fā)分中,則揮發(fā)分的成分(a、b、c、d、e值)可分別由每種元素的質(zhì)量守恒計算得出;揮發(fā)分的燃燒采用兩步總包反應[16],湍流反應速率由渦耗散模型計算[17]。煤粒熱解后形成的炭粒與O2的表面燃燒反應速率采用動力學/擴散控制模型計算[18],該模型中反應產(chǎn)物為CO,煙煤在攜帶流反應器中的反應速率通過測量獲得[19],并由鍋爐飛灰可燃物含量數(shù)據(jù)進一步校準。上述模型在眾多文獻中已有詳細描述,這里不再贅述。

3 屏過熱偏差特性及形成機理

3.1 燃燒器流動模擬

燃燒器設(shè)計不同,即使煤量風量完全相同,也會得到不同的燃燒器出口速度分布、煤粉濃度分布,進而導致入爐后完全不同的爐內(nèi)流動、燃燒和傳熱分布。為克服燃燒器與鍋爐爐膛間巨大的尺寸差異限制,先單獨計算燃燒器內(nèi)的流場分布。燃燒器模型包含所有燃燒器關(guān)鍵結(jié)構(gòu),且采用高分辨率網(wǎng)格,可解析不同燃燒器設(shè)計對其氣固流動的影響。2種燃燒器垂直截面與出口的速度分布計算結(jié)果見圖5。圖中燃燒器出口截面外圈對應高速外二次風及內(nèi)二次風,分別流經(jīng)切向旋流葉片和軸向旋流葉片,產(chǎn)生強烈旋流。由于LYSC-I型燃燒器外二次風道面積略大于LYSC-III型燃燒器,在外二次風量與旋流葉片角度相同的情況下,LYSC-I型燃燒器外二次風速略小。燃燒器中間為一次風管道,一次風攜煤粉以直流方式進入爐膛,具有較強的穿透性。2種燃燒器設(shè)計最大差別在于一次風管道設(shè)計,LYSC-I型燃燒器一次風管道內(nèi)設(shè)有三級套筒,用于實現(xiàn)煤粒的逐步濃淡分離,而LYSC-III型燃燒器一次風管道內(nèi)有一個中心風管道,使一次風管道為環(huán)形。由于一次風道結(jié)構(gòu)不同,LYSC-I型燃燒器出口一次風呈外擴形態(tài),而LYSC-III型燃燒器出口一次風射流呈收斂形態(tài)。

圖5 燃燒器垂直截面及出口速度分布

燃燒器的幾何結(jié)構(gòu)及其形成的流動分布對煤粉濃度分布起決定性作用。圖6為燃燒器垂直截面與出口煤粉質(zhì)量濃度分布計算結(jié)果。LYSC-I型燃燒器中,煤粉在進入一次風管道水平段后,管道外側(cè)煤粉流經(jīng)狹窄的三級套筒外側(cè),抑制了煤粉向一次風管道中心區(qū)域的擴散,在燃燒器出口形成“外濃內(nèi)淡”的總體分布形態(tài);而LYSC-III型燃燒器的煤粉在一次風管道內(nèi)濃縮器的作用下被集中到一次風管道外側(cè)區(qū)域,局部煤粉質(zhì)量濃度提高,因而在燃燒器出口呈現(xiàn)出更加顯著的“外濃內(nèi)淡”的分布形態(tài)。

圖6 燃燒器垂直截面及出口煤粉質(zhì)量濃度分布

燃燒器的出口平面即為圖1中鍋爐模型的燃燒器入口平面,燃燒器對爐內(nèi)流動燃燒過程的影響主要體現(xiàn)在燃燒器出口平面的速度、溫度和煤粒濃度分布上。在鍋爐計算模型中,將燃燒器模型出口平面的速度、溫度和煤粒濃度分布等重要參數(shù)以數(shù)據(jù)文件形式導出。由于燃燒器模型出口平面的位置坐標與鍋爐模型各燃燒器入口平面不同,因此需要經(jīng)過坐標轉(zhuǎn)換將燃燒器出口平面的位置坐標變?yōu)殄仩t各燃燒器入口平面的位置坐標,然后導入鍋爐模型作為各燃燒器入口面的速度、溫度邊界條件以及煤粒進入爐膛時的初始邊界條件。這種計算方法既可大幅降低計算量,又不會忽略燃燒器詳細的幾何結(jié)構(gòu)信息,完整體現(xiàn)了燃燒器設(shè)計對爐內(nèi)流動燃燒過程的影響,從而使計算結(jié)果可精確解析爐內(nèi)的流場分布。

3.2 鍋爐模型計算結(jié)果

本文重點研究了鍋爐在50%MCR負荷下的爐內(nèi)流動、燃燒、傳熱過程。鍋爐在該負荷下運行時,下層B、E層和中層C、F層燃燒器投入使用,煤粉經(jīng)由此4層20個燃燒器投入爐中,上層A、D層燃燒器僅保留少量空氣作為冷卻風。

首先對比了屏過管屏熱偏差系數(shù)的計算值φcal與測量值φexp,如圖7所示。φcal與φexp分別定義為:

圖7 50%MCR負荷下屏過熱偏差系數(shù)計算值與測量值的對比

(1)

(2)

由于屏過蒸汽溫升Tout,i-Tin正比于qi,因此φcal與φexp可直接進行對比。由圖7可以看出,計算結(jié)果與測量結(jié)果的變化趨勢基本一致,表明本文計算結(jié)果真實再現(xiàn)了屏過的熱偏差分布,可用來進一步分析造成屏過熱偏差的原因。

3.3 燃燒器旋流相互作用影響

鍋爐所有燃料和大部分空氣經(jīng)由燃燒器進入爐膛,燃燒器射流對爐內(nèi)流場與燃燒放熱分布有決定性影響,因此首先重點研究了鍋爐燃燒器布置對爐內(nèi)流場分布的影響。鍋爐安裝有30個旋流燃燒器,前后墻各15個。燃燒器旋流方向為圖8中的“棋盤式”布置,相鄰燃燒器兩兩旋向相反。計算結(jié)果表明,相鄰燃燒器間旋流相互作用造成了爐內(nèi)煙氣流動的強烈不均勻性,是導致屏過雙峰形熱偏差分布的主要原因,具體分析如下。

圖8 前墻燃燒器旋流方向分布

以前墻燃燒器為例,由于相鄰燃燒器旋向相反,相鄰燃燒器中間區(qū)域旋流流動方向相同,相互疊加,再加上爐內(nèi)整體向上的流動,使下層B1、B2燃燒器間和B3、B4燃燒器間,中層C2、C3燃燒器間和C4、C5燃燒器間形成局部向上的高速區(qū)域(見圖8)。此外,下層(B層)與中層(C層)燃燒器旋流間亦存在相互作用,在B2、C2燃燒器間和B4、C4燃燒器間形成局部向右的流動,B3、C3燃燒器間和B5、C5燃燒器間形成局部向左的流動。在相鄰燃燒器旋流相互作用下,更多下爐膛高溫煙氣聚集在中層C2、C3燃燒器與C4、C5燃燒器附近區(qū)域并流向上爐膛。上層(D層)燃燒器在50%MCR負荷下只有少量冷卻風,不考慮其對爐內(nèi)流場的影響。

由以上分析可知,相鄰燃燒器旋流間的相互作用導致了爐內(nèi)流動的不均勻分布,使爐內(nèi)局部區(qū)域集中了更多高溫煙氣并流向上爐膛。這將影響位于爐膛出口位置的屏過傳熱分布,可以由圖9看出。圖9(a)給出了爐內(nèi)的流線分布。由流線疏密度分布可以看出,沿爐膛寬度方向煙氣流動分布十分不均勻,分別在爐膛左右兩側(cè)形成了煙氣流動較為集中的區(qū)域。該區(qū)域煙氣向上流動至上爐膛時,由于流速較高,具有更大的流動慣性,在經(jīng)折焰角由向上流動轉(zhuǎn)為水平流動時,可沖至更高的爐膛位置,因此,在屏過處形成了如圖9(a)所示的雙峰形高溫煙氣流通區(qū)域。圖9(b)給出了屏過的吸熱分布,可以看出屏過管屏的高吸熱區(qū)域基本對應高溫煙氣在屏過的流通區(qū)域,屏過高熱偏差區(qū)域(即雙峰所在位置)對應爐膛高溫煙氣較為集中的區(qū)域。這表明下爐膛燃燒器旋流相互作用所造成的爐內(nèi)流動分布不均勻性是造成屏過雙峰形熱偏差分布的主要原因(見圖4、圖7和圖9(b))。

(a) 爐內(nèi)流線分布

4 燃燒器配風調(diào)整及分析

以上分析表明爐內(nèi)流動不均勻性是形成屏過熱偏差的根本原因,而燃燒器流動對爐內(nèi)流動分布有決定性影響,因此可通過調(diào)整燃燒器配風的方法改變屏過的傳熱分布,達到降低屏過熱偏差的目的。

4.1 調(diào)整中層燃燒器風量

在50%MCR負荷下,中層(C、F層)燃燒器為投運的最上層燃燒器,相比下層(B、E層)燃燒器對上爐膛流動和屏過熱偏差分布的影響更顯著。依此分析,首先分別計算評估了中層燃燒器二次風量增加2.3%(工況1)和降低2.7%(工況2)條件下屏過的熱偏差分布,并與基準工況(50%MCR負荷)進行對比,工況參數(shù)見表5。工況1和工況2中,下層燃燒器風量同時分別降低2.3%和增加2.7%,以保證不同工況下燃燒器總風量不變。

表5 計算工況的中層燃燒器風量

圖10給出了中層燃燒器風量調(diào)整后屏過熱偏差系數(shù)計算值與基準工況熱偏差系數(shù)計算值的對比?？梢钥闯?增加中層燃燒器風量(工況1)進一步加劇了屏過的熱偏差,而降低中層燃燒器風量(工況2)使熱偏差系數(shù)最高的18～23號管屏熱偏差系數(shù)明顯降低,緩解了屏過的熱偏差。由于燃燒器旋流是導致爐內(nèi)流動分布不均勻性和屏過熱偏差的根本原因,降低中層燃燒器風量有效降低了燃燒器射流的旋流強度,因此有利于提升爐內(nèi)流動分布的均勻性和降低屏過的熱偏差。

圖10 工況1、工況2與基準工況的熱偏差系數(shù)對比

4.2 降低靠右側(cè)燃燒器風量

屏過熱偏差雙峰形分布呈現(xiàn)“右高左低” 的趨勢,導致屏過右側(cè)管屏(18～23號管屏)具有更高的熱偏差系數(shù)。這是由于前墻中層5個燃燒器旋向布置為3右(順時針)2左(逆時針),后墻燃燒器與前墻燃燒器對稱布置。燃燒器旋流作用使爐內(nèi)流動整體略偏向右側(cè),導致更多煙氣從屏過右側(cè)區(qū)域通過。為此,進一步計算評估了降低鍋爐右側(cè)12個燃燒器(中、下層3、4、5號燃燒器)風量、增加鍋爐左側(cè)8個燃燒器(中、下層1、2號燃燒器)風量(將此工況定義為工況3)對屏過熱偏差的影響,具體風量分配見表6,其中3、4、5號燃燒器風量降低6.7%,1、2號燃燒器風量增加10%,燃燒器總風量不變。圖11給出了工況3下屏過熱偏差系數(shù)計算值與基準工況下熱偏差系數(shù)計算值的對比。可以看出,調(diào)整鍋爐左、右側(cè)燃燒器風量后,屏過吸熱分布均勻性明顯提升,右側(cè)18～23號管屏熱偏差顯著降低。工況3的計算結(jié)果進一步印證了本文燃燒器旋流相互作用所造成的爐膛流動不均勻性,是導致屏過熱偏差的主要原因。

表6 工況3的燃燒器風量調(diào)整方案

圖11 工況3與基準工況的熱偏差系數(shù)對比

5 結(jié) 論

(1) 為體現(xiàn)燃燒器詳細結(jié)構(gòu)設(shè)計對爐內(nèi)流動與熱偏差分布的影響,克服鍋爐與燃燒器之間巨大的尺寸差異限制,提出了一種燃燒器模型與鍋爐模型分別計算的方法。燃燒器模型包括燃燒器的所有關(guān)鍵結(jié)構(gòu)特征,并采用高精度網(wǎng)格,然后以燃燒器出口計算結(jié)果為鍋爐燃燒器入口邊界條件,使鍋爐模型計算結(jié)果可準確體現(xiàn)燃燒器結(jié)構(gòu)對爐內(nèi)流動與熱偏差分布的影響。

(2) 計算結(jié)果表明,墻式鍋爐相鄰燃燒器旋流相互作用導致爐內(nèi)流動分布不均,在爐膛內(nèi)形成2束較為集中的煙氣流,當煙氣流經(jīng)位于爐膛上部的屏過時,在流通截面形成左低右高的雙峰形吸熱分布,故燃燒器旋流相互作用是導致墻式鍋爐屏過雙峰形熱偏差分布的主要原因。

(3) 基于上述研究結(jié)果,提出了降低中層燃燒器風量以降低旋流強度及調(diào)整鍋爐左、右側(cè)燃燒器風量以降低高熱偏差區(qū)域煙氣通量2種緩解屏過熱偏差的方法。這兩種方法均可降低屏過的熱偏差峰值,提升屏過吸熱均勻性,可有效降低屏過的超溫爆管危險。