1000MW 雙切圓燃煤機(jī)組前后墻二次風(fēng)量均流技術(shù)研究

梁 勇

（國(guó)家能源集團(tuán)銅陵發(fā)電有限公司，安徽 銅陵 244000）

0 引言

國(guó)產(chǎn)百萬等級(jí)雙切圓燃煤鍋爐通過選擇合理的切圓旋向，結(jié)合對(duì)流熱偏差和輻射熱偏差的合理搭配和補(bǔ)償，可有效降低爐膛出口總的煙氣熱偏差[1-3]。熱態(tài)爐內(nèi)數(shù)值模擬研究表明[4,5]，爐內(nèi)流場(chǎng)形成較為完整的橢圓形切圓，證實(shí)了“冷角”和“熱角”的存在；同時(shí)，爐膛出口煙氣殘余旋轉(zhuǎn)的存在，導(dǎo)致各屏間煙氣溫度與速度分布的不均勻，且呈“M”型分布。宋寶軍[6]通過對(duì)大量運(yùn)行數(shù)據(jù)的分析，提出了結(jié)合煙氣與工質(zhì)偏差耦合互補(bǔ)消除機(jī)組實(shí)際運(yùn)行帶來的運(yùn)行偏差問題。鞏時(shí)尚、胡慶偉等[7,8]也針對(duì)這一問題開展了試驗(yàn)研究，取得了一定的效果。

然而，上述研究并未考慮熱二次風(fēng)道的布置方式對(duì)燃燒偏差的影響，與此有關(guān)的研究報(bào)道甚少。本文以某電廠百萬雙切圓燃煤鍋爐二次風(fēng)道為研究對(duì)象，分析了二次風(fēng)道結(jié)構(gòu)對(duì)前后墻、單只燃燒器（燃盡風(fēng)）的影響，提出了新的流場(chǎng)優(yōu)化設(shè)計(jì)改造方案，現(xiàn)場(chǎng)實(shí)施取得良好效果，研究結(jié)果將為同類型機(jī)組風(fēng)道優(yōu)化提供借鑒。

1 研究對(duì)象

以某電廠1000 MW 超超臨界鍋爐為研究對(duì)象。該鍋爐是哈爾濱鍋爐廠有限公司引進(jìn)三菱重工業(yè)株式會(huì)社（Mitsuibishi Heavy Industries Co. Ltd）技術(shù)設(shè)計(jì)制造的HG-3110/26.15-YM3 型一次再熱、平衡通風(fēng)、露天布置、固態(tài)排渣、超超臨界變壓運(yùn)行的直流鍋爐。該鍋爐采用無分隔墻的八角雙火球切圓燃燒方式，鍋爐共設(shè)6 層一次風(fēng)口、3 層油風(fēng)室、10 層輔助風(fēng)室；全擺動(dòng)燃燒器48 只布置于前后墻上，形成兩個(gè)反向雙切圓，以獲得沿爐膛水平斷面較為均勻的空氣動(dòng)力場(chǎng)。

2 問題描述

圖1 給出了鍋爐前后墻二次風(fēng)箱3D 結(jié)構(gòu)圖。空預(yù)器出口熱二次風(fēng)流經(jīng)90°彎頭成水平氣流后分成三股：一股熱二次風(fēng)由爐后往爐前方向直接進(jìn)入爐膛后墻二次風(fēng)箱；一股向上流向燃盡風(fēng)區(qū)域，形成后墻燃盡風(fēng)；另外一股熱二次風(fēng)流向鍋爐左側(cè)或右側(cè)墻區(qū)域，經(jīng)過一段較長(zhǎng)距離的二次風(fēng)道（其中含5 個(gè)彎頭），進(jìn)入爐膛前墻二次風(fēng)箱。鍋爐熱二次風(fēng)道以及前后墻二次風(fēng)箱原始結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)存在先天缺陷，這種風(fēng)道布置型式，會(huì)導(dǎo)致各燃燒器氣流分配存在明顯偏差。氣流行程短、沿程阻力小以及通流面積大的風(fēng)道必然會(huì)分配更多的風(fēng)量，相反，其他區(qū)域的二次風(fēng)量就會(huì)明顯偏小。機(jī)組運(yùn)行時(shí)，鍋爐各燃燒器之間的二次風(fēng)壓存在明顯偏差。前墻風(fēng)箱入口調(diào)節(jié)門開度比后墻大30%以上，后墻風(fēng)箱入口二次風(fēng)壓仍高出前墻近30%以上，表明前后墻風(fēng)箱入口二次風(fēng)量偏差已無法通過入口風(fēng)箱擋板調(diào)節(jié)門來消除，尤其是低負(fù)荷甚至深度調(diào)峰負(fù)荷下運(yùn)行時(shí)偏差更大。前后墻各角風(fēng)箱入口二次風(fēng)量的偏差將導(dǎo)致鍋爐整體配風(fēng)不均勻，使得鍋爐火焰中心發(fā)生偏斜，進(jìn)而引起爐內(nèi)燃燒惡化，導(dǎo)致爐膛熱負(fù)荷分布不均，帶來爐膛管壁超溫、高溫腐蝕以及機(jī)組汽溫調(diào)節(jié)特性差等一系列問題。

圖1 鍋爐前后墻二次風(fēng)箱3D 結(jié)構(gòu)

3 風(fēng)道數(shù)值模擬與優(yōu)化設(shè)計(jì)

3.1 現(xiàn)有風(fēng)道布置模擬結(jié)果

為定量分析上述問題，本節(jié)按1∶1 比例對(duì)空預(yù)器出口至爐膛二次風(fēng)箱入口段風(fēng)道進(jìn)行建模，并對(duì)風(fēng)道流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬研究，結(jié)果發(fā)現(xiàn)爐后風(fēng)箱入口處二次風(fēng)量遠(yuǎn)大于爐前風(fēng)箱入口處二次風(fēng)量；爐后四角的燃盡風(fēng)量基本相當(dāng)，但是爐前四角燃盡風(fēng)量偏差非常大。表1 和表2 分別給出了主燃燒區(qū)域和燃盡風(fēng)區(qū)域流量數(shù)值。

表1 爐膛前后墻二次風(fēng)流量統(tǒng)計(jì)（kg·s-1）

表2 各角燃盡風(fēng)流量統(tǒng)計(jì)（kg·s-1）

由表1 可知，現(xiàn)有風(fēng)道布置型式下，爐膛前墻二次風(fēng)流量為84.1 kg/s，后墻二次風(fēng)流量為224.6 kg/s，爐后二次風(fēng)量是爐前的2.67 倍。表2 的數(shù)據(jù)表明，爐膛后墻各角燃盡風(fēng)量偏差小于15%；但是爐膛前墻2、3 號(hào)角燃盡風(fēng)量（32.2 kg/s）約是1、4 號(hào)角（4.3 kg/s）的8 倍。由于風(fēng)量偏差過大已不能通過風(fēng)箱入口二次風(fēng)門擋板開度調(diào)節(jié)實(shí)現(xiàn)前后墻二次風(fēng)量調(diào)平，需要對(duì)流場(chǎng)均勻性進(jìn)行優(yōu)化改造方可減少風(fēng)量偏差。

3.2 流場(chǎng)優(yōu)化設(shè)計(jì)改造方案

圖2 為二次風(fēng)道流場(chǎng)優(yōu)化優(yōu)選方案示意圖。通過“導(dǎo)流板+氣流分配器+節(jié)流組件”的改造方式，對(duì)風(fēng)道的關(guān)鍵位置進(jìn)行導(dǎo)流、均流、匯流等優(yōu)化，平順風(fēng)道內(nèi)的氣流流動(dòng)，實(shí)現(xiàn)鍋爐前后墻二次風(fēng)流量均勻分配，平衡爐膛前后墻風(fēng)箱差壓，確保整個(gè)二次風(fēng)系統(tǒng)阻力不增加。主要改造內(nèi)容包括：

圖2 二次風(fēng)道流場(chǎng)優(yōu)化方案

（1）氣流分配器。氣流分配器設(shè)置在爐后風(fēng)道三通位置處，其作用是將更多的二次風(fēng)量引流至爐膛前墻方向，增加爐膛前墻二次風(fēng)量，減小爐膛前后墻二次風(fēng)流量偏差。

（2）節(jié)流件。節(jié)流件布置在爐前燃盡風(fēng)2、3 號(hào)角大風(fēng)箱入口風(fēng)道處，起到增加爐前2、3 號(hào)角燃盡風(fēng)氣流流動(dòng)阻力的作用，從而減少爐前2、3 號(hào)角燃盡風(fēng)進(jìn)風(fēng)量。

（3）導(dǎo)向板。導(dǎo)向板布置在爐前燃盡風(fēng)1、4 號(hào)角大風(fēng)箱入口風(fēng)道處，將爐前二次風(fēng)道風(fēng)量導(dǎo)向1、4 號(hào)角燃盡風(fēng)風(fēng)箱，增加爐前1、4 號(hào)角燃盡風(fēng)進(jìn)風(fēng)量。

（4）導(dǎo)流板組。導(dǎo)流板組設(shè)置在爐膛前墻二次風(fēng)道各主要轉(zhuǎn)向彎頭處，減小爐膛前墻二次風(fēng)道沿程阻力損失，進(jìn)一步增加爐膛前墻二次風(fēng)量。

3.3 流場(chǎng)優(yōu)化后的模擬結(jié)果

采用上述流場(chǎng)優(yōu)化方案后，主燃燒區(qū)域前后墻二次風(fēng)箱入口氣流速度分布云圖如圖3 所示，爐膛前后墻二次風(fēng)流量及各角燃盡風(fēng)流量計(jì)算值如表3 和表4 所示。

表3 優(yōu)化后爐膛前后墻二次風(fēng)流量統(tǒng)計(jì)（kg·s-1）

表4 優(yōu)化后各角燃盡風(fēng)流量統(tǒng)計(jì)（kg·s-1）

圖3 優(yōu)化后主燃區(qū)前后墻二次風(fēng)箱入口流速

由表3 可知，風(fēng)道優(yōu)化后，前后墻入口電動(dòng)調(diào)節(jié)門都保持全開時(shí)，爐膛前墻二次風(fēng)流量（151.4 kg/s）與爐膛后墻二次風(fēng)流量（155.8 kg/s）基本一致，前后墻二次風(fēng)量偏差由優(yōu)化前的267%降至15%以內(nèi)；在不需要差異化調(diào)節(jié)入口電動(dòng)調(diào)節(jié)門的情況下實(shí)現(xiàn)了前后墻二次風(fēng)量的均勻分配。表4 的結(jié)果表明，優(yōu)化后爐膛后墻各角燃盡風(fēng)量基本相當(dāng)，偏差小于15%；爐膛前墻2、3 號(hào)角燃盡風(fēng)量（22.1 kg/s）與1、4 號(hào)角（14.8 kg/s）的相對(duì)偏差由748%（優(yōu)化前）降至24%，燃盡風(fēng)流量偏差顯著降低。

4 風(fēng)道優(yōu)化改造后的實(shí)測(cè)效果

采用上述方案完成現(xiàn)場(chǎng)改造，然后在額定負(fù)荷下采用等截面網(wǎng)格法使用標(biāo)定過的S 型畢托管對(duì)爐膛前后墻二次風(fēng)流量及各角燃盡風(fēng)流量進(jìn)行了實(shí)測(cè)，測(cè)試結(jié)果如表5～6 所示。

表5 改造后爐膛前后墻二次風(fēng)流量實(shí)測(cè)值（kg·s-1）

表6 改造后各角燃盡風(fēng)流量實(shí)測(cè)值（kg·s-1）

從表中數(shù)據(jù)可以看出，優(yōu)化改造后爐膛前后墻二次風(fēng)流量基本均勻分布，最大偏差（前墻右側(cè)與后墻左側(cè)）小于8%；各角燃盡風(fēng)進(jìn)風(fēng)量均勻性顯著提升，后墻各角燃盡風(fēng)量偏差小于1%，前墻各角燃盡風(fēng)量偏差位于15%以內(nèi)，整個(gè)二次風(fēng)系統(tǒng)阻力沒有增加，鍋爐低負(fù)荷調(diào)峰時(shí)爐內(nèi)燃燒狀況明顯好轉(zhuǎn)。

5 結(jié)論

綜上分析，得出如下結(jié)論：

（1）分析了現(xiàn)有雙切圓燃燒鍋爐機(jī)組二次風(fēng)箱和風(fēng)道結(jié)構(gòu)，發(fā)現(xiàn)熱二次風(fēng)道以及前后墻二次風(fēng)箱的風(fēng)道布置型式存在缺陷，是導(dǎo)致各燃燒器氣流分配不均、二次風(fēng)壓存在明顯偏差的根本原因。

（2）基于數(shù)值模擬和流量分析發(fā)現(xiàn)，現(xiàn)有風(fēng)道布置型式下，爐后風(fēng)箱入口處二次風(fēng)量遠(yuǎn)大于爐前風(fēng)箱入口處二次風(fēng)量，爐后二次風(fēng)量是爐前的2.67 倍；爐膛前墻2、3 號(hào)角燃盡風(fēng)量約是1、4 號(hào)角的8 倍。由于風(fēng)量偏差過大已不能通過風(fēng)箱入口二次風(fēng)門擋板開度調(diào)節(jié)實(shí)現(xiàn)前后墻二次風(fēng)量調(diào)平。

（3）提出了“導(dǎo)流板+氣流分配器+節(jié)流組件”的風(fēng)道優(yōu)化設(shè)計(jì)方案，通過現(xiàn)場(chǎng)改造后實(shí)現(xiàn)了鍋爐前后墻二次風(fēng)流量均勻分配，平衡了爐膛前后墻風(fēng)箱差壓，各角燃盡風(fēng)進(jìn)風(fēng)量均勻性顯著提升，爐內(nèi)燃燒狀況明顯好轉(zhuǎn)，研究結(jié)果為同類型機(jī)組的設(shè)計(jì)或改造提供了借鑒。