郭 俊，史民科，王 強，李健奇，豐 斌

(1.內(nèi)蒙古京泰發(fā)電有限責任公司，內(nèi)蒙古 鄂爾多斯 010300；2.北京潤科通用技術(shù)有限公司，北京 100080； 3.北京中電長峰節(jié)能科技有限公司，北京 100020)

在流化床鍋爐燃燒過程中，一次風主要提供部分氧氣及床料流化的作用；二次風除了提供其余氧氣起到補燃作用以外，還可以利用其較大流速及動量，射流穿透力較強的特點，增加氣固兩相混合、強化傳質(zhì)傳熱及協(xié)助流化的作用。通過優(yōu)化一次、二次風的比例能夠降低NOx原始排放濃度與風機電耗率，對機組脫硫效率也有一定的影響[1-6]。

目前流化床鍋爐二次風系統(tǒng)設計采用上、下2層布置共用風箱的形式。下二次風噴口距離布風板更近，床壓較高，為了防止運行時高溫煙氣出現(xiàn)返流燒壞下二次風噴口[7]，需要較高的二次風壓力；上二次風噴口距離布風板較遠，床壓較低，本該有更大的射流穿透力，但因為共用風箱，為了維持二次風壓力，需要利用閥門對其進行節(jié)流，這對上二次風穿透力造成較大的影響，節(jié)流損失也增加了風機電耗率[8]。

上、下二次風系統(tǒng)沒有安裝流量計，在實際運行中無法得到上、下二次風的實際流量，也就無法估算二次風射流穿透力，給鍋爐優(yōu)化運行帶來了較大的困難。內(nèi)蒙古某電廠330 MW機組循環(huán)流化床鍋爐二次風系統(tǒng)采用上、中、下3層布置方式，給運行調(diào)整帶來的困難更大。本文利用成熟的流體力學計算軟件對該鍋爐的二次風系統(tǒng)進行節(jié)能研究，研究結(jié)果能夠為流化床鍋爐的運行調(diào)整及二次風系統(tǒng)改造提供技術(shù)依據(jù)。

1 鍋爐概述

鍋爐為單汽包、自然循環(huán)、循環(huán)流化床燃燒方式，主要由1個膜式水冷壁爐膛、3臺汽冷式旋風分離器和1個由汽冷包墻包覆的尾部豎井3部分組成。爐膛內(nèi)前墻布置12片屏式過熱器管屏、6片屏式再熱器管屏，后墻布置2片水冷蒸發(fā)屏。鍋爐部分參數(shù)見表1。

表1 330 MW機組流化床鍋爐部分設計參數(shù)

鍋爐二次風從空氣預熱器出來，經(jīng)過布置在鍋爐兩側(cè)截面尺寸為3032 mm×2800 mm的風道進入前、后墻的二層二次風箱，上、下二次風箱截面尺寸分別為1460 mm×1650 mm及1070 mm×1650 mm，鍋爐兩側(cè)二次風道之間安裝直徑為1820 mm的聯(lián)絡管。上、中二次風管穿過下二次風箱與上二次風箱相連接，下二次風管與下二次風箱相連接。鍋爐前墻布置8根噴口直徑為420 mm的上二次風管，中二次風管以及下二次風管分別為4根和8根，噴口直徑均為430 mm；鍋爐后墻布置6根上二次風管、4根中二次風管以及6根下二次風管，上、中、下二次風管噴口直徑均與前墻對應噴口直徑相同。每根二次風管均安裝調(diào)節(jié)閥門，前后墻的上、下二次風箱入口支管安裝調(diào)節(jié)閥門。二次風系統(tǒng)見圖1。

2 數(shù)學模型

根據(jù)二次風系統(tǒng)的幾何尺寸建立系統(tǒng)流體模型，計算采用標準k-ε雙方程模型。

機組在滿負荷運行時上二次風管內(nèi)閥門開度一般為30%，中、下二次風管內(nèi)閥門開度為100%，因此在建模中上二次風噴口的閥芯與管道垂線之間的夾角α為27°，見圖2。

3 計算結(jié)果分析

該機組在某307 MW負荷工況下鍋爐二次風溫度為230 ℃，壓力約為6 kPa；下二次風噴口壓力約為5.4 kPa；中二次風噴口壓力約為4.5 kPa；上二次風噴口壓力約為1.8 kPa。以此數(shù)據(jù)為邊界條件對二次風系統(tǒng)做數(shù)值模擬，見表2，從表2中可以看出，在網(wǎng)格數(shù)量達到510萬個以后，數(shù)值模擬結(jié)果隨網(wǎng)格數(shù)量增多而變小。本文的計算結(jié)果是在網(wǎng)格數(shù)量為514.96萬個時的計算結(jié)果。

表2 網(wǎng)格相關(guān)性檢查

二次風流量對于燃燒及污染物排放均有較大的影響，因此給出上、中、下二次風總流量的分布，如圖3所示。從圖3可以看出，上二次風噴口壓力較低，但是閥門開度僅有30%，節(jié)流作用較大，因此總風量最少；下二次風管數(shù)量更多，但是背壓較大，所以總風量較多；中二次風管數(shù)量最少，但是總風量最多。

二次風參與燃燒的程度與其穿透力密切相關(guān)，而動量又與其質(zhì)量流量相關(guān)，因此分別給出前墻各二次風噴口氣流流量及氣流動量，如圖4、圖5所示。從圖4及圖5中可以看出，中二次風噴口氣流速度最大，氣流動量最高，穿透力較強；下二次風噴口氣流動量較??；上二次風噴口流量最小，動量也最小，穿透力最差。此外中二次風噴口流量及氣流速度要稍高于兩側(cè)的噴口，這是因為二次風從兩側(cè)進入風箱，在風箱中間位置的流速最低，根據(jù)伯努利原理，風箱中間的氣流壓力要稍高于兩側(cè)。

如果上二次風噴口閥門全開，由于沒有節(jié)流作用，上二次風流量大大增加，氣流動量也隨之大大增加，見圖6及圖7。此外由于其背壓很低，中、下二次風流量均受其影響，尤其是下二次風。由于二次風總流量超過160 kg/s，大大超過實際運行所需要的風量，因此在鍋爐實際運行過程中，可以根據(jù)鍋爐負荷靈活調(diào)整閥門開度。

4 二次風系統(tǒng)節(jié)能方案研究

從模擬結(jié)果來看，上二次風因為閥門節(jié)流，系統(tǒng)能量損失較大，同時由于中、下二次風背壓較高，二次風入口壓力需要維持在較高的水平，因此二次風機的整體電耗率也較高，二次風系統(tǒng)的節(jié)能工作就顯得更重要。

為了降低閥門的節(jié)流損失并提高二次風的穿透力，文獻[8]提出二次風系統(tǒng)改造方案，即將上、下二次風箱隔離，2臺風機分別給上、下二次風箱送風，因為上、下二次風出口壓力不同，所以風機出口壓力也不同，減少了系統(tǒng)節(jié)流損失，同時提高了二次風穿透力。不過文獻[8]沒有對改造方案節(jié)能量進行深入研究。

本文研究的二次風系統(tǒng)，上、下二次風箱入口支管均安裝閥門，所以只要在聯(lián)絡管某處安裝閥門，就可以很方便的將上、下二次風系統(tǒng)隔離。例如在圖1中的A處安裝閥門并關(guān)閉，將右側(cè)風道去上二次風箱的2個閥門關(guān)閉，將左側(cè)風道去下二次風箱的2個閥門關(guān)閉，把8根中二次風管噴口閥門關(guān)閉，就可以模擬改造后的系統(tǒng)，計算在相同風量下的節(jié)能量。

在改造方案節(jié)能量的模擬過程中，由于關(guān)閉了中二次風噴口閥門，為了滿足燃燒需要，中二次風流量都并入上二次風，上二次風總流量為57.37 kg/s，下二次風總流量為39.92 kg/s。在上二次風閥門全開，總流量為57.37 kg/s時，前墻8根二次風管噴口流量與氣流動量如圖8所示。從圖8可以看出，上二次風噴口動量遠遠超過圖5中上二次風的噴口動量，其穿透力得到了極大的提高；下二次風噴口動量與圖5中下二次風噴口動量相比較小，但是爐膛內(nèi)該處煙氣密度也較小，所以仍然可以保證下二次風有較大的穿透力。該工況二次風入口空氣壓力僅需2.8 kPa，遠小于6 kPa的入口壓力，由于閥門全開，氣流不受阻礙，所以壓力損失大大降低。

該機組所處環(huán)境大氣壓力約為87.6 kPa，環(huán)境溫度為21 ℃，因此質(zhì)量流量為57.37 kg/s時，其體積流量為55.27 m3/s。

與改造前對比，上二次風出口壓力降低了6-2.8=3.2 kPa，如果二次風機的運行效率取75%，改造后的二次風系統(tǒng)降低風機電耗率為

(1)

代入數(shù)據(jù)后可以得到風機電耗下降了235.82 kW。

采用該種改造方案，可以在風機出口安裝高精度風量測量裝置[9-10]來測量上、下二次風流量，同時采用風機變頻方式直接調(diào)整上、下二次風流量，避免閥門節(jié)流損失，從而能夠提高二次風穿透力、優(yōu)化燃燒及降低風機電耗率[11]。如果進行具體的工程實施，還需要提前對上、中、下二次風流量進行優(yōu)化，找到更佳的上、下二次風流量比，更好的分配空氣預熱器上、下二次風的具體換熱面積，同時需要進一步確定上二次風噴口高度。

5 結(jié)論

a.本文所建的330 MW循環(huán)流化床鍋爐二次風系統(tǒng)模型計算結(jié)果與試驗結(jié)果對比，誤差在可接受范圍內(nèi)，因此可以模擬不同工況的二次風系統(tǒng)流動特性，為鍋爐優(yōu)化調(diào)整提供技術(shù)參考。

b.由于上二次風閥門在運行中開度僅有30%，給上二次風帶來很大的節(jié)流損失，降低了上二次風的動量及穿透力。采用2臺風機各自獨立提供上、下二次風的技術(shù)改造方案，大大增加了上二次風的動量及穿透力，更有利于燃燒調(diào)節(jié)，有效降低風機電耗率。