王 濤，周 托，呂俊復(fù)，吳玉新，張?zhí)煊?，馬有福

(1.上海理工大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院，上海 200093；2.清華大學(xué) 能源與動(dòng)力工程系，北京 100084)

煤炭在我國(guó)能源結(jié)構(gòu)中一直占有很大的比重，2020年我國(guó)能源消費(fèi)中煤炭的占比仍達(dá)到56.8%[1]，煤炭作為我國(guó)基礎(chǔ)能源的地位，在一段時(shí)間內(nèi)無(wú)法改變。隨著“雙碳”目標(biāo)的提出，我國(guó)能源結(jié)構(gòu)正在逐步低碳化，一方面需要提升傳統(tǒng)煤炭的利用效率[2]，另一方面要增加可再生能源的比例。因此，我國(guó)燃煤火電機(jī)組也不斷朝著大容量、高參數(shù)發(fā)展以提升煤炭利用效率；與此同時(shí)，燃煤火電機(jī)組也被迫全面參與深度調(diào)峰，以便更多的消納可再生能源。燃煤火電機(jī)組蒸汽參數(shù)的不斷提高以及頻繁的深度調(diào)峰，使得大型燃煤鍋爐的安全、穩(wěn)定運(yùn)行面臨著更大的挑戰(zhàn)，而其中由于熱偏差而導(dǎo)致的管壁超溫問(wèn)題尤其重要[3-4]。因此，對(duì)于大型燃煤鍋爐受熱面熱偏差和壁溫的預(yù)測(cè)以及控制提出了更高的要求。

燃煤鍋爐受熱面的熱偏差和壁溫分布是受到煙氣側(cè)和工質(zhì)側(cè)共同影響的結(jié)果，主要包括煙氣溫度分布、煙氣流場(chǎng)、工質(zhì)在管屏間的分配和工質(zhì)溫度分布等。國(guó)內(nèi)外學(xué)者常采用數(shù)值模擬的方法對(duì)熱偏差和壁溫進(jìn)行預(yù)測(cè)，為了簡(jiǎn)化計(jì)算過(guò)程，鍋爐受熱面常設(shè)定為均勻壁溫[5-7]、均勻工質(zhì)溫度[8]、均勻熱流密度[9]、或?qū)⑹軣崦婧?jiǎn)化為多孔介質(zhì)[10-12]，這些方法都忽略了煙氣側(cè)和工質(zhì)側(cè)相互耦合的影響關(guān)系。近年來(lái)，考慮將煙氣側(cè)與工質(zhì)側(cè)的流動(dòng)傳熱過(guò)程進(jìn)行耦合計(jì)算成為主要的研究方法。俞聰?shù)萚13-14]利用Fluent和MATLAB對(duì)四角切圓鍋爐建立了爐內(nèi)燃燒和高溫受熱面管內(nèi)工質(zhì)流動(dòng)的耦合模型，詳細(xì)闡述了煙氣和蒸汽的流動(dòng)耦合傳熱過(guò)程，能夠較為準(zhǔn)確地得到受熱面的溫度分布。金東昊等[15]采用類似的方法利用Fluent和Flownex軟件對(duì)600 MW墻式對(duì)沖鍋爐的屏式過(guò)熱器建立了耦合模型，研究發(fā)現(xiàn)低負(fù)荷下的屏式過(guò)熱器管壁超溫更顯著。目前，控制鍋爐受熱面熱偏差和壁溫的主要方法分為2類：改變爐膛燃燒方式和優(yōu)化高溫受熱面布置。前者是通過(guò)優(yōu)化燃燒使?fàn)t膛出口處煙溫分布趨于均勻，主要方法有改變各次風(fēng)比例[16-17]、改變?nèi)紵骱腿急M風(fēng)噴口的布置方式[18-19]等。后者是在現(xiàn)有的爐膛出口煙溫分布下，重新布置高溫受熱面，例如將超溫管屏布置在煙溫較低處[20]、根據(jù)煙溫分布調(diào)節(jié)管屏流量分布[21-22]等。

為更加準(zhǔn)確的預(yù)測(cè)大型燃煤鍋爐的受熱面熱偏差及壁溫分布特性，需同時(shí)考慮煙氣側(cè)和工質(zhì)側(cè)的耦合關(guān)系。因此，筆者以某660 MW前后墻旋流對(duì)沖煤粉鍋爐為對(duì)象開展數(shù)值模擬，并基于Fluent自帶的UDF程序建立了屏式過(guò)熱器管內(nèi)、外的耦合傳熱模型，采用按管內(nèi)工質(zhì)流動(dòng)方向的順序計(jì)算方法，實(shí)現(xiàn)了煙氣側(cè)與工質(zhì)側(cè)的傳熱耦合計(jì)算。同時(shí)，研究了不同外二次風(fēng)旋流角度對(duì)鍋爐屏式過(guò)熱器熱偏差及壁溫分布的影響，研究結(jié)果對(duì)相同類型的鍋爐燃燒優(yōu)化具有借鑒意義。

1 鍋爐概況

研究對(duì)象為一臺(tái)660 MW的DG2150/25.4-Ⅱ6型前后墻旋流對(duì)沖鍋爐。爐膛寬度為22.16 m，爐膛深度為15.46 m，爐膛高度為62.00 m。前后墻燃燒器(DBC-OPCC)分3層布置，每層6個(gè)，共計(jì)36個(gè)燃燒器；前后墻燃燒器上方布置一層燃盡風(fēng)噴口，共計(jì)12個(gè)；前后墻燃盡風(fēng)與最上層燃燒器之間各存在2個(gè)側(cè)燃盡風(fēng)口，共計(jì)4個(gè)，鍋爐幾何結(jié)構(gòu)和主要參數(shù)如圖1和表1所示。燃燒器結(jié)構(gòu)如圖2所示。鍋爐主要運(yùn)行參數(shù)見表2，煤質(zhì)參數(shù)及低位熱值(Qnet,ar)見表3。

圖1 鍋爐結(jié)構(gòu)以及屏式過(guò)熱器布置示意Fig.1 Schematic of the boiler structure and thearrangement of the platen superheater

表1 鍋爐幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)

圖2 燃燒器結(jié)構(gòu)示意Fig.2 Schematic of the burners

表2 鍋爐主要運(yùn)行參數(shù)

表3 煤質(zhì)分析

鍋爐的屏式過(guò)熱器分為前分隔屏過(guò)熱器和后分隔屏過(guò)熱器，沿爐寬方向各15片屏，共計(jì)30片管屏，各管屏之間的距離為1 370 mm。每片管屏由22根并聯(lián)管圈組成，管圈外徑為52.5 mm，管壁厚度為7.5 mm，如圖1所示。

2 數(shù)值模擬方法和模型介紹

2.1 網(wǎng)格劃分

網(wǎng)格劃分采用精度高、收斂速度快的多面體網(wǎng)格，整個(gè)爐膛的網(wǎng)格間距為0.15～0.40 m，依次對(duì)冷灰斗區(qū)域、燃燒器區(qū)域、屏式過(guò)熱器區(qū)域、末級(jí)過(guò)熱器區(qū)域、末級(jí)再熱器區(qū)域劃分網(wǎng)格。由于燃燒器區(qū)域、屏式過(guò)熱器、高溫過(guò)熱器區(qū)域?yàn)橹饕娜紵磻?yīng)和傳熱計(jì)算區(qū)域，故對(duì)該區(qū)域的網(wǎng)格進(jìn)行加密處理，經(jīng)網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證，采用135萬(wàn)多面體網(wǎng)格，爐膛網(wǎng)格劃分如圖3所示。

圖3 爐膛網(wǎng)格劃分Fig.3 Mesh generation of the boiler

2.2 燃燒模型設(shè)置

鍋爐爐膛內(nèi)煤粉的燃燒過(guò)程非常復(fù)雜，涉及湍流流動(dòng)、化學(xué)反應(yīng)、傳熱傳質(zhì)等多個(gè)方面。本研究中，湍流模型選擇帶旋流修正的Realizek-ε；燃燒模型采用非預(yù)混模型，煤質(zhì)分析結(jié)果見表3；輻射傳熱模型選擇P1模型；揮發(fā)分析出模型選擇CPD模型；焦炭燃燒模型選擇動(dòng)力學(xué)-擴(kuò)散模型，反應(yīng)速率參數(shù)為0.2 kg/(m2·s·MPa)和79 kJ/mol；氣固兩相流動(dòng)模型選擇拉格朗日隨機(jī)軌道模型。煤粉顆粒直徑按照Rosin-Rammler方法分布，平均粒徑為50 μm，均勻性指數(shù)為1.15。

邊界條件設(shè)置：一次風(fēng)、內(nèi)二次風(fēng)、外二次風(fēng)、燃盡風(fēng)均為質(zhì)量流量入口，具體參數(shù)見表4；屏式過(guò)熱器、末級(jí)過(guò)熱器使用平面代替，初始時(shí)設(shè)置均勻溫度計(jì)算，從前到后依次為718，768，818 K；末級(jí)再熱器由于數(shù)量較多，采用多孔介質(zhì)進(jìn)行計(jì)算；出口為壓力出口，設(shè)置為-80 Pa。

表4 計(jì)算工況運(yùn)行參數(shù)

2.3 受熱面計(jì)算區(qū)域劃分以及傳熱模型

首先需要在屏式過(guò)熱器劃分計(jì)算區(qū)域，且計(jì)算區(qū)域的計(jì)算方向與蒸汽流動(dòng)方向一致，本研究將過(guò)熱器的平面劃分為多個(gè)正方形的計(jì)算區(qū)域，每片管屏上3～4根管劃分為一個(gè)計(jì)算區(qū)域，共計(jì)6個(gè)計(jì)算區(qū)域，如圖4所示。以計(jì)算區(qū)域正中心的坐標(biāo)代表該計(jì)算區(qū)域的位置，通過(guò)式(1)，(2)進(jìn)行計(jì)算區(qū)域坐標(biāo)的移動(dòng)。

xi=xi-1+Δxsinθ

(1)

yi=yi-1+Δycosθ

(2)

式中，xi-1和xi分別為第i-1個(gè)和第i個(gè)計(jì)算區(qū)域的中心橫坐標(biāo)，m；yi-1和yi分別為第i-1個(gè)和第i個(gè)計(jì)算區(qū)域的中心縱坐標(biāo)，m；Δx和Δy分別為橫坐標(biāo)和縱坐標(biāo)的變化量，m；θ為計(jì)算區(qū)域中過(guò)熱蒸汽的流出方向與y軸正向的夾角。

圖4 屏式過(guò)熱器計(jì)算區(qū)域劃分Fig.4 Schematic of calculation area division

在確定計(jì)算區(qū)域中心坐標(biāo)后，通過(guò)式(3)～(5)，確定該區(qū)域的范圍，可根據(jù)實(shí)際的計(jì)算資源進(jìn)行調(diào)節(jié)。

xi,L=xi-Δx/2

(3)

xi,R=xi+Δx/2

(4)

yi,down=yi-Δy/2

(5)

yi,up=yi+Δy/2

(6)

式中，下標(biāo)L，R，down，up分別為計(jì)算區(qū)域的左邊界、右邊界、下邊界、上邊界。

同時(shí)，屏式過(guò)熱器中的蒸汽需滿足質(zhì)量守恒、動(dòng)量守恒、能量守恒(圖5)，計(jì)算公式為

m1=m2=…=mi

(7)

(8)

(9)

i=2,3,…,n

(10)

式中，下標(biāo)i，in，out，G分別為第i個(gè)計(jì)算區(qū)域、計(jì)算區(qū)域進(jìn)口、計(jì)算區(qū)域出口、煙氣；m為過(guò)熱蒸汽質(zhì)量流量，kg/s；p為壓力，Pa；A為管子橫截面積，m2；ρ為密度，kg/m3；f為摩擦因數(shù)；d為管子內(nèi)徑，m；Δy為計(jì)算區(qū)域i和i-1的縱坐標(biāo)距離，m；T為溫度，K；K為總傳熱系數(shù)，W/(m2·K)；S為計(jì)算區(qū)域管子外表面面積，m2；cp為定壓比熱容，kJ/(kg·K)。

圖5 熱平衡示意Fig.5 Heat balance of the platen superheater

為了求解能量方程，需得到屏式過(guò)熱器對(duì)流換熱量和輻射換熱量。因此，分別求得蒸汽對(duì)流換熱系數(shù)hf,i，煙氣對(duì)流換熱系數(shù)hG, i，過(guò)熱器壁面輻射換熱系數(shù)αi，依次為

(11)

(12)

(13)

式中，下標(biāo)w，f分別為管子壁面、管內(nèi)工質(zhì)；h為對(duì)流換熱系數(shù)，W/(m2·K)；Nu為努塞爾數(shù)；λ為導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m2·K)；Re為雷諾數(shù)；Pr為普朗特?cái)?shù)；D為受熱面管子外徑，m；α為輻射換熱系數(shù)，K3；ε為壁面與煙氣的系統(tǒng)黑度；σ為Boltzmann常數(shù)。

最終計(jì)算總換熱系數(shù)Ki，再通過(guò)式(9)計(jì)算出第i-1區(qū)域的出口溫度Tout, i-1，也即第i區(qū)域的進(jìn)口溫度Tin, i；然后對(duì)進(jìn)出口溫度取算數(shù)平均作為該區(qū)域的工質(zhì)溫度Tf, i，進(jìn)而可計(jì)算得到外管壁溫度Tw, i，即式(15)，(16)。

(14)

Tf,i=(Tin,i+Tout,i)/2

(15)

(16)

式中，δ為壁面厚度，m；R為管外灰污層熱阻，m2·K/W。

2.4 耦合方法

在爐膛中，過(guò)熱器壁面的溫度分布主要與煙氣的溫度分布以及并聯(lián)管內(nèi)的流動(dòng)傳熱有關(guān)。因此，為準(zhǔn)確計(jì)算過(guò)熱器受熱面壁溫，需要準(zhǔn)確得到管外煙氣的流動(dòng)參數(shù)和管內(nèi)過(guò)熱蒸汽的流動(dòng)參數(shù)，具體方法如下：

(1)在Fluent中，將過(guò)熱器的邊界條件先設(shè)定為均勻壁溫，計(jì)算至流場(chǎng)收斂。

(2)在UDF中，首先需確定單元計(jì)算區(qū)域，由于屏式過(guò)熱器的網(wǎng)格為多邊形，若計(jì)算區(qū)域與網(wǎng)格完全一致，計(jì)算量較大且較難實(shí)現(xiàn)。故本研究采用大于多邊形的正方形計(jì)算區(qū)域，并沿x，y方向等距分布，如圖4所示。然后改變單元計(jì)算區(qū)域中心坐標(biāo)，模擬實(shí)現(xiàn)屏式過(guò)熱器中蒸汽的流動(dòng)。

(3)在第1個(gè)計(jì)算區(qū)域中，假設(shè)入口流量分布是均勻的，把屏過(guò)進(jìn)口溫度作為第1個(gè)計(jì)算區(qū)域的入口溫度，并假設(shè)第1次初始計(jì)算的壁面溫度，計(jì)算屏式過(guò)熱器管內(nèi)蒸汽的流動(dòng)物性參數(shù)，即可計(jì)算出管內(nèi)對(duì)流換熱系數(shù)；讀取該計(jì)算區(qū)域的對(duì)應(yīng)網(wǎng)格中的煙氣物性，計(jì)算出管外對(duì)流換熱系數(shù)和輻射換熱系數(shù)；最終計(jì)算出該計(jì)算區(qū)域的總換熱量。通過(guò)能量守恒，可得到管內(nèi)蒸汽的溫度變化，即該單元計(jì)算區(qū)域的出口溫度，該溫度作為下一個(gè)計(jì)算區(qū)域的入口溫度。

(4)在單元計(jì)算區(qū)域中，將得到的出口溫度與入口溫度的平均值作為該計(jì)算區(qū)域的管內(nèi)蒸汽溫度，寫入蒸汽溫度文件中。然后，通過(guò)管內(nèi)對(duì)流換熱系數(shù)計(jì)算該區(qū)域的外管壁溫度，寫入壁溫文件中，同時(shí)賦值給Fluent中的過(guò)熱器網(wǎng)格壁溫，計(jì)算下一個(gè)計(jì)算區(qū)域。

(5)循環(huán)計(jì)算步驟2～4，直至屏式過(guò)熱器出口，然后繼續(xù)計(jì)算燃燒模型。

由于計(jì)算量較大，以100步迭代計(jì)算一次。當(dāng)計(jì)算至n步后，屏式過(guò)熱器出口蒸汽溫度偏差不超過(guò)1 K，即認(rèn)為達(dá)到平衡，停止計(jì)算。

整個(gè)煙氣側(cè)和蒸汽側(cè)傳熱耦合的計(jì)算流程如圖6所示。

圖6 煙氣側(cè)和蒸汽側(cè)傳熱耦合流程Fig.6 Coupling flow of heat transfer on flue gas and steam

2.5 準(zhǔn)確性驗(yàn)證

利用以上模型經(jīng)初步計(jì)算，得到屏式過(guò)熱器各管屏的出口溫度，與實(shí)測(cè)(旋流角度45°)的各管屏22號(hào)管子的測(cè)量值進(jìn)行比較，結(jié)果如圖7所示。從圖7可以看出，測(cè)量結(jié)果與模擬結(jié)果的趨勢(shì)吻合較好，實(shí)測(cè)值和模擬值的最大溫度差為28 K，相對(duì)誤差小于4%。

圖7 屏式過(guò)熱器管壁溫度實(shí)測(cè)值和模擬值對(duì)比Fig.7 Comparison between test and simulation values ofthe tube wall temperature of the platen superheater

表5為模擬結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)測(cè)量結(jié)果的出口參數(shù)對(duì)比。現(xiàn)場(chǎng)測(cè)量的參數(shù)為滿負(fù)荷運(yùn)行時(shí)的爐膛出口煙溫和爐膛出口氧量。由表5可以看出，出口參數(shù)的相對(duì)誤差均小于6%，模擬計(jì)算結(jié)果在可接受范圍內(nèi)。

表5 試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果對(duì)比

3 模擬結(jié)果與分析

在前后墻旋流對(duì)沖鍋爐中，旋流燃燒器的旋流角度是影響煤粉燃燒及燃盡的重要因素，旋流角度的改變會(huì)顯著影響爐膛的煙溫分布，進(jìn)而影響鍋爐受熱面的傳熱特性[23-24]?；诖耍P者重點(diǎn)研究了前后墻兩側(cè)燃燒器外二風(fēng)旋流角度的變化(15°～60°)對(duì)屏式過(guò)熱器傳熱及壁溫分布特性的影響(內(nèi)二次風(fēng)旋流角度為0°，不做調(diào)節(jié))，旋流角度的改變通過(guò)改變?nèi)紵?個(gè)流動(dòng)方向(徑向、軸向、切向)的值實(shí)現(xiàn)。

3.1 不同旋流角度對(duì)爐膛溫度分布的影響

不同外二次風(fēng)旋流角度下爐膛截面的溫度分布如圖8所示，可以看出，當(dāng)旋流角度為15°時(shí)，旋流角度較小，氣流剛性較強(qiáng)，主要向軸向運(yùn)動(dòng)，燃燒較為充分。隨著旋流角度的增大，氣流徑向運(yùn)動(dòng)增強(qiáng)，軸向運(yùn)動(dòng)剛性減弱，并在軸向反向氣流的作用下，使燃燒高溫區(qū)向前后墻擴(kuò)散，逐漸充滿整個(gè)爐膛。當(dāng)旋流角度為60°時(shí)，在壓力差的作用下，旋流向徑向嚴(yán)重?cái)U(kuò)散，導(dǎo)致爐膛高溫區(qū)向燃燒器出口和水冷壁靠近，容易發(fā)生結(jié)渣且存在安全隱患[25]。

圖8 不同外二次風(fēng)旋流角度下爐膛截面溫度分布Fig.8 Temperature distributions of boiler under different external secondary air swirl angles

同時(shí)，隨著外二次風(fēng)的旋流角度的增加，爐膛火焰溫度略有提升，爐膛火焰高度也略有提高。分析認(rèn)為這是由于高旋流角度下，燃燒區(qū)底部的煤粉擾動(dòng)較弱，煤粉燃燒不劇烈，外二次風(fēng)延遲與煤粉氣流的混合，燃燒區(qū)上移，又由于上層燃燒器和燃盡風(fēng)中氧量進(jìn)入爐膛，使煤粉氣流劇烈燃燒，溫度上升。

3.2 不同旋流角度對(duì)受熱面熱負(fù)荷分布的影響

圖9為不同旋流角度下屏式過(guò)熱器的熱流密度分布。由圖9可知，屏式過(guò)熱器底部熱流密度較高，主要受到復(fù)雜煙溫的影響，因此與煙溫分布基本一致[26]。同時(shí)，對(duì)比不同外二次風(fēng)旋流角度的結(jié)果，當(dāng)旋流角度為15°和30°時(shí)，熱流密度分布呈現(xiàn)“兩端高，中間低”的趨勢(shì)；當(dāng)旋流角度增大到45°時(shí)，熱流密度分布呈現(xiàn)“兩端低，中間高”的趨勢(shì)，且隨著旋流角度的繼續(xù)增加，該趨勢(shì)略有加劇。觀察圖8中P1處，爐膛截面火焰由“兩邊寬、中間窄”的沙漏型隨旋流角度增大變?yōu)椤皟蛇呎?、中間低”的球形。分析認(rèn)為，旋流角度較小時(shí)，氣流剛性強(qiáng)，在側(cè)燃盡風(fēng)區(qū)域，軸向運(yùn)動(dòng)的燃盡風(fēng)與上升運(yùn)動(dòng)的煤粉氣流混合，2者氣流剛性相近，能夠較好的混合，燃燒劇烈；但旋流角度變大后，爐膛高度方向上的煙氣運(yùn)動(dòng)較為緩慢，與剛性較強(qiáng)的側(cè)燃盡風(fēng)難以混合，側(cè)燃盡風(fēng)對(duì)煙氣的降溫作用較強(qiáng)，且燃燒不劇烈，故該處溫度相對(duì)較低。

圖9 不同外二次風(fēng)旋流角度下屏式過(guò)熱器熱流密度分布Fig.9 Heat flux distributions of platen superheater under different external secondary air swirl angles

3.3 不同旋流角度對(duì)受熱面溫度分布的影響

圖10為不同旋流角度下受熱面的溫度分布?？梢园l(fā)現(xiàn)，受熱面的高溫區(qū)域與受熱面的高熱流密度區(qū)域基本一致。由式(16)可知，壁溫主要受到熱流密度、管內(nèi)工質(zhì)溫度、管內(nèi)對(duì)流換熱系數(shù)、管子本身物性參數(shù)共同影響。由于受熱面底部的熱流密度遠(yuǎn)高于受熱面出口，故底部的壁面溫度相對(duì)較大。對(duì)比不同的外二次風(fēng)旋流角度，隨著旋流角度的增大，受熱面的溫度分布與熱流密度分布呈現(xiàn)相同變化趨勢(shì)，由“兩端高、中間低”向“兩端低、中間高”變化。

圖10 不同外二次風(fēng)旋流角度下屏式過(guò)熱器溫度分布Fig.10 Temperature distributions of platen superheater under different external secondary air swirl angles

圖11為不同外二次風(fēng)旋流角度屏式過(guò)熱器每片管屏底部的最高管壁溫度。當(dāng)旋流角度為15°和30°時(shí)，屏式過(guò)熱器的最高管壁溫度出現(xiàn)在兩端，分別為905，918 K；當(dāng)旋流角度為45°和60°時(shí)，屏式過(guò)熱器的最高管壁溫度出現(xiàn)在中部，分別為945，965 K。而屏式過(guò)熱器的材料為SA-213TP347H，最大的允許管壁溫度為923 K，故旋流角度過(guò)大時(shí)，管壁存在超溫危險(xiǎn)，當(dāng)旋流角度在30°以下時(shí)，屏式過(guò)熱器的管壁溫度分布較為安全。

圖11 不同外二次風(fēng)旋流角度下前屏底部和后屏底部溫度分布Fig.11 Temperature distributions of the bottom of front platen and rear platen underdifferent external secondary air swirl angles

圖12為屏式過(guò)熱器后屏出口壁溫分布。對(duì)于不同管屏，出口壁溫分布主要受到受熱面熱流密度的影響，且是溫度累積的結(jié)果，故溫度分布趨勢(shì)與熱流密度分布趨勢(shì)一致，低旋流角度時(shí)“兩端高、中間低”，高旋流角度時(shí)“兩端低、中間高”。不同旋流角度下，屏式過(guò)熱器出口壁溫最大值與最小值相差60～80 K，存在較大的不均勻性。

圖12 不同外二次風(fēng)旋流角度下后屏過(guò)熱器的出口壁溫分布Fig.12 Temperature distributions of the outlet of rear platen superheater under different external secondary air swirl angles

對(duì)同一管屏，由于外圈管子長(zhǎng)度較長(zhǎng)，吸熱量大，大部分外部管圈的壁溫略大于內(nèi)部管圈的壁溫。

4 結(jié) 論

(1)屏式過(guò)熱器底部靠近爐膛火焰，熱流密度較高，管壁溫也較高。隨外二次風(fēng)旋流角度增大，屏式過(guò)熱器的熱流密度分布由“兩端高、中間低”逐漸變?yōu)椤皟蛇叺?、中間高”，屏式過(guò)熱器的溫度分布也與熱流密度分布基本一致。

(2)屏式過(guò)熱器的高溫區(qū)域主要出現(xiàn)在后屏過(guò)熱器底部，且當(dāng)旋流角度為45°和60°時(shí)，屏式過(guò)熱器的最高溫度超過(guò)材料最大允許溫度923 K；而當(dāng)旋流角度為15°和30°時(shí)，屏式過(guò)熱器的最大溫度小于最大允許溫度。故在保證運(yùn)行安全的情況下，最佳旋流角度為15°～30°。

(3)本文建立的計(jì)算模型綜合考慮了煙氣側(cè)和工質(zhì)側(cè)耦合作用對(duì)鍋爐受熱面?zhèn)鳠岬挠绊懀軌驕?zhǔn)確的獲得屏式過(guò)熱器壁溫分布特性，判斷管壁超溫的風(fēng)險(xiǎn)位置，為同類型鍋爐的受熱面設(shè)計(jì)和材料選擇、壁溫預(yù)警以及鍋爐燃燒優(yōu)化提供了參考。