楊紅權, 李富春, 張妮樂, 丁士發(fā)

(1.國華太倉發(fā)電有限公司,太倉 215433;2.上海發(fā)電設備成套設計研究院,上海 200240)

中國電力發(fā)展目前面臨日益嚴重的資源和環(huán)保壓力,對煤炭資源未來供應能力的擔心以及火電廠對居民生存環(huán)境造成的危害,使得節(jié)能環(huán)保類的技術和產(chǎn)品受到廣泛重視,發(fā)展大型清潔高效超臨界和超超臨界火電機組等能源裝備已是大勢所趨.但隨著鍋爐容量和蒸汽參數(shù)的提高,對鍋爐設計技術、制造工藝、高端鋼材選擇和鍋爐運行技術提出了更高的要求,其中鍋爐屏區(qū)受熱面熱偏差對鍋爐安全運行以及鍋爐制造成本影響的矛盾越來越突出.

屏區(qū)高度和寬度方向的吸熱不均勻系數(shù)是確定大容量鍋爐屏區(qū)受熱面爐內(nèi)管壁溫度分布的重要參數(shù).我國科技工作者從理論和實踐上進行過大量的研究[1-3],在亞臨界熱偏差研究方面作出了卓越貢獻[4-5].但是目前對超超臨界鍋爐熱偏差方面的研究還比較少.

筆者應用Fluent商用軟件,對神華國華太倉發(fā)電有限公司600 MW超臨界機組鍋爐的屏區(qū)傳熱和流動過程、屏區(qū)沿寬度和高度方向的熱偏差以及沿屏高度方向的吸熱不均勻性進行了數(shù)值模擬,重點分析了大容量超臨界鍋爐沿屏高度方向的熱流分布及吸熱不均勻性.

1 數(shù)值模擬對象

國華太倉發(fā)電有限公司600 MW超臨界鍋爐采用“∏”型布置(圖1),受熱面結構依次為:分隔屏過熱器、屏式過熱器、末級再熱器和末級過熱器.為研究方便,將末級過熱器簡化為前、后兩組(即冷段和熱段),并簡化分隔屏外其他受熱面.燃用設計煤種為神府東勝煤,其煤質分析見表1.

鍋爐采用四角切圓燃燒方式,配6臺中速磨煤機,投運5層磨煤機能滿足鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量(BMCR)出力要求,為降低NOx排放量,在主風箱上方布置5層分離燃盡風(SOFA)燃燒器.

燃燒器進口均一化處理,各空氣、煤粉進口和噴口屬性相同、物性相同.一次風溫度為76℃,速度為25 m/s;二次風溫度為 345℃,速度為 57 m/s;SOFA溫度為345℃,速度為50 m/s;煤粉總流量為69.7 kg/s.

圖1 鍋爐結構示意圖Fig.1 Schematic of boiler structure

表1 燃用煤質分析Tab.1 Proximate and ultimate analysis of the coal

2 計算模型及數(shù)學方法

煤粉燃燒過程是包含多種熱傳遞方式和多組分化學反應的湍流氣固兩相流動,需要建立描述其物理、化學過程的數(shù)學模型,包括氣固兩相流動、相間動量傳遞、氣固相間熱傳遞、煤粉干燥、揮發(fā)分熱解和燃燒、焦炭燃燒以及氣相輻射傳熱等模型.

對氣相和顆粒相分別采用不同的處理方法,氣相作為連續(xù)性介質,在歐拉(Eulerian)坐標系中描述,煤粉顆粒相看作離散相介質,在拉格朗日(Lagrangian)坐標系中描述,并考慮兩相之間的質量、動量和能量的相互作用.氣相湍流流動采用標準k-ε雙方程模型,顆粒相采用隨機軌道模型.對煤粉揮發(fā)分的析出采用雙匹配速率模型(Two Competing Rates Model),焦炭燃燒采用動力-擴散燃燒模型(Kinetics/Difussion-limited Char Combustion Models),輻射傳熱采用P-1輻射模型[6-7].

采用正交化網(wǎng)格對燃燒器區(qū)域加密,網(wǎng)格線與屏式受熱面平行和垂直,可以較好地模擬屏式受熱面區(qū)域中的復雜流動.屏區(qū)沿寬、深、高方向均為正六面體網(wǎng)格[6-7],總網(wǎng)格數(shù)約81.6萬.圖2和圖 3為計算區(qū)域網(wǎng)格示意圖.

燃燒器入口參數(shù)見表1,壁面邊界條件采用固體無滑移條件,離散化采用迎風差分格式,壓力耦合采用Simplec算法.

圖2 爐膛網(wǎng)格劃分示意圖Fig.2 Schematic of furnace mesh

圖3 屏區(qū)網(wǎng)格水平截面Fig.3 Mesh in horizontal section of platen superheater

3 結果與分析

屏區(qū)受熱面與煙氣的熱交換包括導熱、對流和輻射因素,受熱面熱負荷q的計算需要同時考慮屏區(qū)受熱面的對流傳熱和輻射傳熱:

式中:右邊第一項表示對流傳熱熱負荷;右邊第二項表示輻射傳熱熱負荷;hext為對流傳熱系數(shù),kW/(m2?℃);Text為近壁面處煙氣溫度,K;Tw為管壁溫度,K;εext為考慮燃料種類影響的修正系數(shù);σ為斯特藩波爾茲曼常數(shù);T∞為煙氣溫度,K.

采用沿屏高度方向的吸熱不均勻系數(shù)K4[5]對沿屏高度方向的吸熱偏差進行評價:

筆者計算了相關受熱面16個高度上的熱負荷,以研究相關受熱面的吸熱不均勻系數(shù).圖4為后組分隔屏高度方向的溫度分布圖.圖5為分隔屏區(qū)域受熱面吸熱偏差分布圖.從圖4和圖5可知:該區(qū)域各受熱面屏底部煙氣溫度最高、熱負荷大,屏頂部煙氣溫度最低、熱負荷小.分隔屏過熱器和屏式過熱器沿屏高度方向的吸熱呈線性規(guī)律分布(圖5),將CFD模擬結果與大容量亞臨界參數(shù)機組沿屏高度方向吸熱不均勻規(guī)律試驗擬合結果進行比較,發(fā)現(xiàn)兩者基本吻合,均表現(xiàn)為:隨著屏高度增加,熱負荷減少;屏底熱負荷高、偏差大;頂部熱負荷低、偏差小.這種分布特點是因為分隔屏區(qū)域受熱面的熱交換以輻射傳熱為主,與屏的布置方式和輻射角系數(shù)有關.

進入水平煙道后,由于來自爐膛內(nèi)的輻射傳熱所占比例很小,輻射傳熱主要由高溫煙氣自身的輻射構成,因煙氣溫度水平已明顯降低(見圖6末級再熱器高度方向煙氣溫度分布),因而煙氣流動速度對傳熱的影響不可忽略,對流傳熱所占的份額足以影響區(qū)域內(nèi)的傳熱效果,爐膛出口殘余旋轉導致的煙氣流動偏差對各受熱面的熱負荷分布具有明顯影響.

圖4 后組分隔屏高度方向溫度分布Fig.4 Temperature distribution along height of the division panel in rear g roup

圖5 分隔屏區(qū)受熱面吸熱不均勻系數(shù)Fig.5 Non-uniform heat abso rption coefficients of the division panel heat surface

圖6 末級再熱器高度方向溫度分布Fig.6 Temperature distribution along height of the final stage reheater

如圖7所示,折焰角上部及以后區(qū)域受熱面吸熱偏差分布規(guī)律已明顯不同于分隔屏受熱面,沿屏高度方向的吸熱不均勻系數(shù)已不是線性分布,而與煙氣流場分布有關,煙氣流速相對高和對流傳熱強,熱負荷偏差就大.各屏的最高熱負荷位置已經(jīng)全部偏離屏底,位于煙氣流速相對高的區(qū)域.對比圖8表明,這是由于爐膛出口存在明顯殘余旋轉,且殘余旋轉對煙氣流動影響明顯.對順時針切圓燃燒而言,左側墻附近下部流速高,而右側墻上部流速高,最高速度并不一定在屏底部區(qū)域.

圖7 折焰角上部及以后區(qū)域受熱面吸熱不均勻系數(shù)Fig.7 Non-uniform heat absorption coefficients of heat surface in zones above arch nose

圖8 爐膛出口速度分布(單位:m/s)Fig.8 Velocity distribution at outlet of furnace(unit:m/s)

CFD數(shù)值模擬結果表明:由亞臨界參數(shù)鍋爐總結的沿屏高度方向吸熱不均勻系數(shù)K4,對于超臨界參數(shù)鍋爐分隔屏受熱面來說準確性高、適用性好,但對于折焰角上部及以后區(qū)域受熱面有一定的誤差.

4 結 論

(1)分隔屏受熱面沿屏高度方向吸熱不均勻系數(shù)呈線性分布,與經(jīng)驗公式吻合較好.分隔屏受熱面吸熱偏差最小.

(2)屏式過熱器的傳熱方式較復雜,吸熱偏差最大.

(3)水平煙道內(nèi)受熱面沿屏高度方向吸熱較均勻.該區(qū)域受熱面對流傳熱的影響增加,沿屏高度方向吸熱偏差系數(shù)呈非線性分布,吸熱最高區(qū)域已偏離屏底,位于煙氣流速高的位置.

(4)利用CFD商用軟件平臺模擬屏區(qū)的傳熱特性,并結合試驗研究結果,能比較全面地描述沿屏高度方向的吸熱不均勻性.

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