梁 勇
(國家能源集團銅陵發(fā)電有限公司,安徽 銅陵 244000)
國產(chǎn)百萬等級雙切圓燃煤鍋爐通過選擇合理的切圓旋向,結(jié)合對流熱偏差和輻射熱偏差的合理搭配和補償,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)流場形成較為完整的橢圓形切圓,證實了“冷角”和“熱角”的存在;同時,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]通過對大量運行數(shù)據(jù)的分析,提出了結(jié)合煙氣與工質(zhì)偏差耦合互補消除機組實際運行帶來的運行偏差問題。鞏時尚、胡慶偉等[7,8]也針對這一問題開展了試驗研究,取得了一定的效果。
然而,上述研究并未考慮熱二次風(fēng)道的布置方式對燃燒偏差的影響,與此有關(guān)的研究報道甚少。本文以某電廠百萬雙切圓燃煤鍋爐二次風(fēng)道為研究對象,分析了二次風(fēng)道結(jié)構(gòu)對前后墻、單只燃燒器(燃盡風(fēng))的影響,提出了新的流場優(yōu)化設(shè)計改造方案,現(xiàn)場實施取得良好效果,研究結(jié)果將為同類型機組風(fēng)道優(yōu)化提供借鑒。
以某電廠1000 MW 超超臨界鍋爐為研究對象。該鍋爐是哈爾濱鍋爐廠有限公司引進三菱重工業(yè)株式會社(Mitsuibishi Heavy Industries Co. Ltd)技術(shù)設(shè)計制造的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;全擺動燃燒器48 只布置于前后墻上,形成兩個反向雙切圓,以獲得沿爐膛水平斷面較為均勻的空氣動力場。
圖1 給出了鍋爐前后墻二次風(fēng)箱3D 結(jié)構(gòu)圖??疹A(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)過一段較長距離的二次風(fēng)道(其中含5 個彎頭),進入爐膛前墻二次風(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)計存在先天缺陷,這種風(fēng)道布置型式,會導(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)道必然會分配更多的風(fēng)量,相反,其他區(qū)域的二次風(fēng)量就會明顯偏小。機組運行時,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,尤其是低負荷甚至深度調(diào)峰負荷下運行時偏差更大。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,進而引起爐內(nèi)燃燒惡化,導(dǎo)致爐膛熱負荷分布不均,帶來爐膛管壁超溫、高溫腐蝕以及機組汽溫調(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)
為定量分析上述問題,本節(jié)按1∶1 比例對空預(yù)器出口至爐膛二次風(fēng)箱入口段風(fēng)道進行建模,并對風(fēng)道流場進行數(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(kg·s-1)
表2 各角燃盡風(fēng)流量統(tǒng)計(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 號角燃盡風(fēng)量(32.2 kg/s)約是1、4 號角(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)實現(xiàn)前后墻二次風(fēng)量調(diào)平,需要對流場均勻性進行優(yōu)化改造方可減少風(fēng)量偏差。
圖2 為二次風(fēng)道流場優(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,對風(fēng)道的關(guān)鍵位置進行導(dǎo)流、均流、匯流等優(yōu)化,平順風(fēng)道內(nèi)的氣流流動,實現(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 號角大風(fēng)箱入口風(fēng)道處,起到增加爐前2、3 號角燃盡風(fēng)氣流流動阻力的作用,從而減少爐前2、3 號角燃盡風(fēng)進風(fēng)量。
(3)導(dǎo)向板。導(dǎo)向板布置在爐前燃盡風(fēng)1、4 號角大風(fēng)箱入口風(fēng)道處,將爐前二次風(fēng)道風(fēng)量導(dǎo)向1、4 號角燃盡風(fēng)風(fēng)箱,增加爐前1、4 號角燃盡風(fēng)進風(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,進一步增加爐膛前墻二次風(fēng)量。
采用上述流場優(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(kg·s-1)
表4 優(yōu)化后各角燃盡風(fēng)流量統(tǒng)計(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,前后墻入口電動調(diào)節(jié)門都保持全開時,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)入口電動調(diào)節(jié)門的情況下實現(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 號角燃盡風(fēng)量(22.1 kg/s)與1、4 號角(14.8 kg/s)的相對偏差由748%(優(yōu)化前)降至24%,燃盡風(fēng)流量偏差顯著降低。
采用上述方案完成現(xiàn)場改造,然后在額定負荷下采用等截面網(wǎng)格法使用標定過的S 型畢托管對爐膛前后墻二次風(fēng)流量及各角燃盡風(fēng)流量進行了實測,測試結(jié)果如表5~6 所示。
表5 改造后爐膛前后墻二次風(fēng)流量實測值(kg·s-1)
表6 改造后各角燃盡風(fēng)流量實測值(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),整個二次風(fēng)系統(tǒng)阻力沒有增加,鍋爐低負荷調(diào)峰時爐內(nèi)燃燒狀況明顯好轉(zhuǎn)。
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 號角燃盡風(fēng)量約是1、4 號角的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)計方案,通過現(xiàn)場改造后實現(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)果為同類型機組的設(shè)計或改造提供了借鑒。