四角切圓燃燒鍋爐過熱器兩側汽溫偏差與管道布置的研究

羅 慶， 曹漢鼎， 蔣曉鋒， 林碧玉， 熊顯巍， 吳 安

（1.武漢鍋爐股份有限公司，武漢 430205；2.上海發電設備成套設計研究院，上海 200240）

上世紀80年代，我國從美國“CE”公司引進的300MW大容量燃煤鍋爐采用四角切圓的燃燒方式.這種鍋爐普遍存在較嚴重的煙氣側速度和溫度偏差以及過熱器和再熱器的汽溫偏差，導致頻繁發生超溫爆管.針對此類熱偏差問題，國內科技工作者做了大量研究［1-3］.天津國投津能發電有限責任公司（以下稱北疆電廠）1000MW鍋爐過熱器汽溫偏差明顯，且減溫器起不到調節作用.筆者對此進行了熱偏差分析，并提出通過調整管道布置的方式來減小汽溫偏差，以增強減溫器的調節能力.

1 設備性能參數與結構

1.1 鍋爐主要參數

北疆電廠一期1000MW鍋爐機組是采用Alstom技術設計制造的超超臨界鍋爐.該鍋爐為一次再熱、平衡通風、固態排渣、半露天Π型布置直流爐.鍋爐的設計燃料為平朔安太堡煤，校核煤種Ⅰ為晉北煙煤，校核煤種Ⅱ為云峰混煤，鍋爐的主要設計參數見表1.

表1 鍋爐的主要設計參數Tab.1 Main design parameters of boiler

1.2 燃燒系統

鍋爐采用單爐膛布置雙切圓燃燒方式并使用低NOx同軸燃燒系統.燃燒器出口射流中心與水冷壁中心線的夾角為60°和52°，在左爐膛形成順時針旋轉的假想切圓，在右爐膛形成逆時針旋轉的假想切圓.圖1為燃燒器的布置.

圖1 燃燒器的布置（單位：mm）Fig.1 Arrangement of burners（unit：mm）

1.3 過熱器系統

在鍋爐爐膛頂部折焰角前，布置分隔屏過熱器和后屏過熱器，而在折焰角后布置末級過熱器.圖2為爐膛上部受熱面的布置.過熱系統流程：汽 包頂棚管和包覆過熱器水平低溫過熱器立式過熱器Ⅰ 級減溫器分隔屏過熱器Ⅱ級減溫器后屏過熱器級減溫器末級過熱器汽輪機高壓缸進口.

為了降低汽溫偏差，一般大容量燃煤鍋爐的過熱器系統設置3至4級，各級之間的連接管道采用交叉或平行的布置方式.此鍋爐左右爐膛的后屏過熱器與末級過熱器連接管道均采用交叉布置，Ⅲ級減溫器布置在連接管道中，后屏過熱器左側的蒸汽經減溫后流至末級過熱器右側，而后屏過熱器右側的蒸汽經減溫后流至末級過熱器左側（見圖3）.

圖3 過熱器系統的布置Fig.3 Arrangement of the superheater system

2 爐內煙氣流場分析

2.1 物理模型

為了深入研究鍋爐的煙氣溫度偏差，筆者建立了包括過熱器系統在內的全爐膛流動計算數學模型.根據鍋爐的原有尺寸，按照1∶1比例建立模型并對模型進行了網格劃分，采用非均分網格.由于左右爐膛在結構上完全對稱，為了節約運算成本，筆者只對右爐膛建立模型.

2.2 控制方程

由于四角切圓鍋爐爐膛內煙氣的流動為強旋轉均勻剪切紊流流動，如果采用標準k－ε模型會出現失真.雷諾應力模型和Realizable k－ε模型在對強旋紊流模型的模擬上具有優越性，尤其是Realizable k－ε模型具有計算量小的優點［4］，所以采用三維不可壓縮黏性流體定常流動的雷諾時均方程與帶旋流修正的Realizable k－ε模型，其主要控制方程如下：

連續方程

式中：ρ為氣流密度，kg／m3；v為速度矢量，m／s.

x動量方程

y動量方程

z動量方程

式中：u、v、w 分別為x、y、z方向的速度分量，m／s；μt為紊流黏性系數，kg／（m·s）；μ為分子動力黏性系數；Sx、Sy、Sz分別為x、y、z方向的源項.

紊動能方程

式中：k為紊動能，m2／s2；ε為紊動能耗散率，m2／s3；Gk為平均速度梯度引起的紊動能產生項，kg／（m·s3）；常數σk＝1.0.

耗散率方程

式中：ν為運動黏性系數，m2／s；常數C1＝1.44，σε＝1.2，C2＝1.92.

2.3 結果與分析

2.3.1 總的趨勢

根據四角切圓燃燒的特點，煙氣在爐內逆時針方向旋轉同時螺旋上升，旋轉強度在上升過程中逐漸減弱.當煙氣流動到分隔屏或后屏下沿時，仍然存在一定的殘余旋轉.圖4為鍋爐最大連續蒸發量（BMCR）工況下爐膛上部的煙氣流動速度分布.從圖4可以看到：爐膛上部仍然有殘余的逆時針旋轉跡象.除殘余旋轉外 ，受熱面的布置形式和折焰角結構也都影響到整個爐膛上部的流場和溫度場.

2.3.2 折焰角前的煙氣流場分布

當煙氣到達分隔屏和后屏區域時，由于煙氣流的殘余旋轉不僅受到分隔屏和后屏的切割導流作用，而且還受到引風機向爐后方向的吸力作用，雙重作用力使煙氣改變了方向，并造成煙氣流量和溫度在爐膛上部分布不均勻，進而導致過熱器和再熱器間產生熱偏差［5］.這種煙氣流量和溫度在爐膛上部分布的不均勻性主要體現在爐膛左側受熱面傳熱量大于右側.

在爐膛左側，氣流垂直向上流向分隔屏區域，且在上升的同時切向速度不斷衰減.由于逆時針的殘余旋轉使左側區域部分煙氣流向爐前，沖刷分隔屏后再折回，流向水平煙道，其中大部分煙氣最終改為向水平煙道流動.而且，經過爐頂的折流和分隔屏的分隔，煙氣在后屏區域還會形成渦流區.由于渦流區的存在，后屏區域左側煙氣氣流的流動阻力大于右側.在圖4（b）和圖4（c）中，左前墻左半部分和左后墻右半部分為左側墻的煙氣速度分布.煙氣由爐膛下部向水平煙道流動，煙氣速度由10m／s左右迅速衰減到7m／s以下，這是由于煙氣的切向速度與水平煙道的出口吸力速度方向相反造成的.

在爐膛右側，煙氣流向爐后，并在引風機的吸力作用下直接流向水平煙道.折焰角結構形成的煙氣走廊造成部分右側煙氣的短路，這也是右側阻力小于左側的原因之一.在圖4（a）和圖4（d）中，右前墻右半部分和右后墻左半部分為右側墻的煙氣速度分布.煙氣由爐膛下部向水平煙道流動，速度基本維持在10m／s左右，這是逆時針旋轉切向速度與水平煙道出口吸力方向一致以及煙氣走廊綜合作用的結果.

爐膛左右側煙氣流動的差異使得左側區域的煙氣充滿度明顯好于右側區域，而且由于左側區域煙氣流有一個向前、滯止和轉向加速運動的過程，能形成較強的氣流擾動，因而也強化了左側區域氣流的對流傳熱能力，這是屏區受熱面吸熱量呈左高右低的原因，也是在后屏兩側入口汽溫相同工況下，后屏過熱器左側出口汽溫高于右側出口汽溫的原因.

2.3.3 折焰角后的煙氣速度分布

圖4 爐膛上部的煙氣速度分布Fig.4 Gas velocity distribution in upper part of the furnace

折焰角前的煙氣流動特性使得上爐膛左側煙氣向爐后運動的阻力大于右側，造成右側區域的煙氣流量高于左側區域.圖5為末級過熱器進口的煙氣速度分布.由圖5可以看出：末級過熱器進口右側平均煙氣流速高于左側，而且從右墻區域直接穿過折焰角的煙氣未經充分冷卻，在上升很短的距離后就流入水平煙道，其溫度也是右側高于左側.這樣的煙氣流速及溫度的分布造成爐膛左、右側傳熱條件不同：右墻一側煙氣速度大，煙溫也高（還有部分未燃盡物），右側的吸熱明顯大于左側，末級過熱器右側出口汽溫高于左側出口汽溫（末級過熱器兩側入口汽溫相同時）.

圖5 末級過熱器進口的煙氣速度分布Fig.5 Gas velocity distribution at inlet of the final superheater

3 過熱器實際運行工況及分析

3.1 過熱器汽溫分布

北疆電廠1000MW鍋爐爐膛左右結構完全對稱，過熱器汽溫分布也應近似對稱.平圩電廠600 MW鍋爐結構與北疆電廠右爐膛一致，為逆時針切圓燃燒方式，折焰角前布置分隔屏過熱器和后屏過熱器，折焰角后布置末級過熱器.下面借鑒平圩電廠完整的過熱器熱偏差試驗數據分析北疆電廠右爐膛的過熱器汽溫分布.圖6、圖7、圖8和圖9分別為分隔屏前部沿爐膛寬度的汽溫分布、分隔屏后部沿爐膛寬度的汽溫分布、后屏沿爐膛寬度的汽溫分布和末級過熱器沿爐膛寬度的汽溫分布，圖中選取的4個運行工況分別為：（1）88% 最大連續蒸發量工況（MCR，530MW）變化風量試驗，省煤器進口氧體積分數為4.0（工況1）；（2）80%MCR（480MW）低負荷試驗，磨煤機投運方式為 A、B、C、D（工況3）；（3）63%MCR（380MW）低負荷試驗，磨煤機投運方式為 A、B、C、D（工況7）；（4）100%MCR（600MW）電廠常規運行工況，磨煤機投運方式為A、B、C、D、E（工況12）.圖6～圖9中的管屏編號按照從爐左到爐右排序［6］.

由鍋爐分隔屏過熱器、后屏過熱器以及末級過熱器沿爐膛寬度的汽溫分布可知，各受熱面汽溫分布在風量變化、不同燃燒器擺角、不同磨煤機配合、不同負荷下沿爐膛寬度變化規律基本相同.

分隔屏前部的汽溫分布是左高右低（見圖6），汽溫梯度較大，6片分隔屏中最高汽溫在第2片.分隔屏后部的汽溫分布也是左高右低（見圖7），汽溫梯度比前部小，6片分隔屏中最高汽溫在第1片.后屏的汽溫分布同樣是左高右低（見圖8），汽溫在爐膛中心處急劇變化，24片分隔屏中最高汽溫在第4～第6片.而末級過熱器的汽溫分布卻是右高左低（見圖9），右側壁面處溫度明顯偏高，96片分隔屏中最高汽溫在第87片.

實測的汽溫分布基本反映了爐膛頂部區域煙氣流動造成的熱負荷差異.由于殘余旋轉的存在和折焰角結構的影響，在折焰角前受熱面沿爐膛寬度的汽溫分布是左高右低，在折焰角后受熱面沿爐膛寬度的汽溫分布是右高左低，其分布規律不一致.

圖6 分隔屏前部沿爐膛寬度的汽溫分布Fig.6 Steam temperature distribution in the front of separate screen along width direction of the furnace

圖7 分隔屏后部沿爐膛寬度的汽溫分布Fig.7 Steam temperature distribution in the rear of separate screen along width direction of the furnace

圖8 后屏沿爐膛寬度的汽溫分布Fig.8 Steam temperature distribution of rear screen along width direction of the furnace

圖9 末級過熱器沿爐膛寬度的汽溫分布Fig.9 Steam temperature distribution of final superheater along width direction of the furnace

3.2 減溫器運行情況

由3.1節分析得到北疆電廠1000MW鍋爐過熱器汽溫沿爐膛寬度分布應該為：右爐膛在折焰角前是左高右低，在折焰角后是右高左低；左爐膛在折焰角前是右高左低，在折焰角后是左高右低.減溫水量運行值符合汽溫偏差現象［7］.表2為實測北疆電廠Ⅲ級減溫器噴水量.表2中2個工況均反映右爐膛右側噴水量少于左側，左爐膛則是左側噴水量少于右側.噴水量反映了Ⅲ級減溫器入口（即屏式過熱器出口）汽溫右爐膛為左側高于右側，左爐膛為右側高于左側，而且左爐膛汽溫偏差明顯.

表2 減溫水量運行值Tab.2 Run value of desuperheating water

4 改造方案及效果

北疆電廠鍋爐受熱面的熱偏差過大，有可能導致受熱面超溫爆管，應該對其進行改造.該鍋爐存在的熱偏差主要是煙氣流速和溫度引起的屏間熱偏差.國內在控制熱偏差方面積累了不少經驗［8］，通常減小屏間熱偏差的方式有：

（1）改變分隔屏和后屏的布置方式，減小前墻與分隔屏之間的間隙，使更多的煙氣被阻擋下來進入左側和中部屏區，從而使水平煙道中左側和中部的流量增加.加大分隔屏與后屏間的間隙，改善“橫向補氣”條件，降低水平煙道中右側壁面附近的最高氣流流速［9］.

（2）對燃燒器進行調整.將部分燃燒器一、二次風噴口改為順時針，可以達到消旋的效果.減小假想切圓的直徑對減小熱偏差也有一定效果［10］，但切圓直徑的減小不利于著火，會使火焰的充滿程度變差.二次風反切可以使煙溫的偏差減小，但在使末級過熱器汽溫偏差減小的同時，可能會使分隔屏汽溫偏差增大.

（3）改變折焰角結構.折焰角結構是影響水平煙道煙速偏差的重要因素，它會削弱爐膛出口氣流的旋轉強度，改變煙氣流程，改善煙氣在寬度方向左右兩側的流動差異，從而有利于減小水平煙道左右兩側煙速偏差.針對采用不同深度的折焰角結構、加長折焰角高度以及采用雙折焰角結構來減小屏間熱偏差，已有相關研究［11-12］.

（4）調整連接管道的形式.合理布置過熱器各級受熱面連接管道能夠降低鍋爐兩側的熱偏差，但在決定連接管道的走向前需要了解汽溫分布規律.北疆電廠鍋爐后屏過熱器與末級過熱器間的連接管道原先采用左右交叉布置方式.由前面的分析可知，這種連接管道布置方式會使后屏左側高溫蒸汽進入末級過熱器右側，而末級過熱器右側傳熱強于左側，因而導致熱偏差增大.所以，可以改動后屏過熱器與末級過熱器之間的連接管道，將從后屏出來的蒸汽由原來的交叉進入末級過熱器改為平行進入末級過熱器，并且將Ⅲ級減溫器配置在兩平行管路中（見圖10）.

改變受熱面布置方式的改造工程量很大，一般在對鍋爐進行全新設計時才加以考慮.在調整燃燒器時，需要預先對噴口大小以及節距進行一定調整，反切風還應根據煤種和負荷的變化進行相應調整，如果調整不當有可能會影響燃燒，降低燃盡率，而且這種調整存在一定風險，且改造成本也大.在改變折焰角結構時，也需要改造水冷壁結構，因此工程量也相當大，且結構設計復雜，迄今為止，尚沒有項目采用該改造方案.而改變后屏與末級過熱器之間的連接管道不僅針對性強，工程量小，而且可以使這兩級受熱面的吸熱偏差相互抵消，因而增強了減溫器的調節能力.

圖10 過熱器系統的布置Fig.10 Arrangement of the superheater system

平圩電廠600MW鍋爐就采用了改造后的屏式過熱器與末級過熱器連接管道布置的方式（由交叉改為平行），使后屏左右側的減溫水流量分別為2.2t／h和2.8t／h，偏差僅為0.6t／h.同樣，對于爐膛結構一致的北疆電廠1000MW鍋爐，對后屏過熱器與末級過熱器的連接管道進行改造（由交叉改為平行）可以達到同樣效果.合理搭配兩級受熱面左右側的熱負荷具有調節熱偏差的自平衡能力，不必采用較大差異的兩級受熱面左右側噴水量來調節蒸汽溫度和平衡吸熱量.

5 結 論

針對北疆電廠1000MW機組鍋爐的情況可得如下結論：

（1）由于采用四角切圓燃燒方式，爐膛上部和水平煙道的受熱面沿爐膛寬度方向存在屏間熱偏差.同時，折焰角前后受熱面汽溫的分布規律也不一致：折焰角前左側汽溫高于右側，折焰角后右側汽溫高于左側.

（2）在殘余旋轉和折焰角的共同作用下，折焰角前左側對流傳熱強于右側，導致后屏過熱器左側出口汽溫高于右側出口汽溫.同時，折焰角后右側煙氣流量和溫度均大于和高于左側，導致末級過熱器右側出口汽溫高于左側.

（3）通過改變北疆電廠鍋爐后屏過熱器與末級過熱器的連接管道形式（由交叉改為平行），可以減輕熱偏差的疊加問題，提高減溫器的調節性能.

［1］袁益超，劉聿拯，陳之航.大型電站鍋爐煙溫偏差與汽溫偏差研究［J］.鍋爐技術，2003，31（3）：15－20.YUAN Yichao，LIU Yuzheng，CHEN Zhihang.A study on temperature deviation of flue gas and steam in large capacity utility boilers［J］.Boiler Technology，2003，31（3）：15－20.

［2］趙晴川，吳曉武，陳方高，等.2102t／h超臨界鍋爐汽溫偏差試驗研究及分析［J］.電站系統工程，2008，24（2）：17－20.ZHAO Qingchuan，WU Xiaowu，CHEN Fanggao，et al.Steam temperature deviation test and analysis for 2102t／h supercritical boiler［J］.Power System Engineering，2008，24（2）：17－20.

［3］周月桂，徐通模，惠世恩，等.四角切向燃燒鍋爐水平煙道煙溫偏差形成機理的研究［J］.動力工程，2001，21（5）：1422－1425.ZHOU Yuegui，XU Tongmo，HUI Shien，et al.Research on the forming mechanism of the flue－gas temperature deviation in the horizontal pass for tangentially fired boiler［J］.Journal of Power Engineering，2001，21（5）：1422－1425.

［4］由長福，祁海鷹，徐旭常.采用不同湍流模型及差分格式對四角切向燃燒煤粉鍋爐內冷態流場的數值模擬［J］.動力工程，2001，21（2）：1128－1131.YOU Changfu，QI Haiying，XU Xuchang.Numerical simulation of flow field in tangentially fired boiler using different turbulence models and discretization schemes［J］.Journal of Power Engineering，2001，21（2）：1128－1131.

［5］王孟浩.大容量電站鍋爐過熱器再熱器溫度偏差原因及防止對策［J］.鍋爐技術，1992，24（3）：1－11.WANG Menghao.Cause of temperature deviation andits countermeasures for superheater and reheater in a large capacity power boiler［J］.Boiler Technology，1992，24（3）：1－11.

［6］唐從耿，曹漢鼎，張裕嘉，等.淮南平圩發電有限公司2號鍋爐“熱偏差”改造總體技術方案燃燒調整及驗收報告 ［R］.上海：上海發電設備成套設計研究所，2005.

［7］曹漢鼎，郝偉慶，宋威，等.天津國投津能發電有限公司1×1000MW超超臨界燃煤鍋爐機組鍋爐總體性能及受熱面性能校核計算及評價研究 ［R］.上海：上海發電設備成套設計研究院，2011.

［8］陳濟榕.300MW、600MW引進型切向燃燒鍋爐溫度偏差研究綜述［J］.鍋爐技術，2000，31（3）：1－5.CHEN Jirong.Temperature imbalance investigation for 300MW，600MW tangential firing boiler using introduced technology［J］.Boiler Technology，2000，31（3）：1－5.

［9］劉泰生，姚本榮，許晉源.切向燃燒鍋爐中屏結構對煙氣偏差影響的試驗研究［J］.動力工程，2000，20（5）：842－846.LIU Taisheng，YAO Benrong，XU Jinyuan.The experiment research of the influence of the structure of the panel zone on gas velocity deviation in a tangentially－fired boiler［J］.Journal of Power Engineering，2000，20（5）：842－846.

［10］王彥輝，徐鴻，康志忠，等.燃燒模型與切圓鍋爐煙氣偏差的數值研究［J］.動力工程，2004，24（5）：693－697.WANG Yanhui，XU Hong，KANG Zhizhong，et al.Combustion model and numerical research on flue gas imbalance in tangentially fired boiler［J］.Journal of Power Engineering，2004，24（5）：693－697.

［11］周月桂，竇文宇，周屈蘭，等.四角切向燃燒鍋爐折焰角結構對水平煙道煙速偏差影響的試驗研究［J］.動力工程，1999，19（3）：7－10，24.ZHOU Yuegui，DOU Wenyu，ZHOU Qulan，et al.Experimental research on the influence of the furnace arch on velocity deviation in flue－gas channel of tangentially fired boiler［J］.Journal of Power Engineering，1999，19（3）：7－10，24.

［12］李進良，李承曦，胡仁喜，等.精通fluent 6.3流場分析［M］.北京：化學工業出版社，2010.