1000 MW超超臨界鍋爐水冷壁壁溫計算

滕葉　張忠孝　朱明　周托

摘 要： 采用分區計算簡化大容量高參數超超臨界鍋爐爐內輻射、對流傳熱模型，研究爐膛水冷壁熱負荷及壁溫的空間分布情況，并與試驗數據進行了對比，計算結果與試驗值之間的偏差較小，最大為5.72%.該模型與算法可給出不同鍋爐負荷條件下，水冷壁壁面熱負荷與壁溫沿爐膛寬度方向的分布規律.結果表明，水冷壁熱負荷與壁溫均呈現出中間高兩端低的弧形分布.四角切圓燃燒鍋爐火焰位置對爐內傳熱有很大影響.模擬計算可為超超臨界鍋爐的運行提供參考，預測了在材料允許溫度范圍內，火焰中心偏斜最大不超過2 m.

關鍵詞：

超超臨界鍋爐； 爐膛傳熱； 熱負荷； 水冷壁壁溫； 火焰偏斜

中圖分類號： TK 224 文獻標志碼： A

鍋爐爐內熱負荷的分布規律是研究爐膛換熱的一項重要指標，鍋爐的水動力計算、管壁溫度計算等都是在此基礎上進行的.鍋爐運行工況改變，各項參數都相應發生變化，研究這些變化對于調整鍋爐運行有著重要的意義[1].

燃煤鍋爐的運行狀況與運行人員的經驗和操作水平有很大關系，四角切圓燃燒鍋爐的火焰位置對鍋爐安全運行至關重要，若一、二次風動量控制不合理，火焰中心就會有明顯偏斜，這將造成單側受熱面的管壁溫度處于高限附近[2]，長期運行容易發生管子超溫，還會造成金屬高溫腐蝕等不利狀況.爐內的燃燒、傳熱會影響工質的溫度分布，若汽溫大幅偏離設計值會影響鍋爐的經濟性及安全性[3]，研究認為，只有嚴格控制火焰中心，保證較小的熱偏差，機組才能安全穩定運行，但對于火焰偏斜的范圍未有明確定論.

本文在一維分區模型的基礎上，利用區域法進行二維小區建模，分析研究了鍋爐在不同負荷下爐內熱負荷與水冷壁壁溫的分布規律，并在此基礎上，預測了火焰偏斜對壁溫安全的影響.

1 爐膛分區

本文所研究的某1 000 MW超超臨界燃煤鍋爐，為變壓運行螺旋管圈直流爐，單爐膛塔式布置，爐膛沿高度方向的18個分區如圖1所示.

2 計算模型

2.1 簡化假設

鍋爐爐內的燃燒過程與傳熱過程相互作用，通常情況下難以處理兩者之間的復雜耦合關系，因此，本文首先作了必要的簡化與假設：

（1） 爐內的燃燒與傳熱獨立進行[5]，由一維模型得到火焰沿爐膛高度方向的溫度分布；

（2） 將火焰視為黑體，呈圓柱形分布于燃燒區內，火焰偏斜僅改變其中心位置而不改變形狀與大小；

（3） 膜式水冷壁單側接收來自爐膛內的熱量，水冷壁管內工質流量均勻，管內放熱系數[6-7]根據工作狀態、工質物性和經驗參數選取.

2.2 流動模型簡化

對四角切圓鍋爐的爐內流場作了一定的簡化，將爐內氣流的運動軌跡看作是一個橢圓，通過一維速度曲線的內外斜率α和α′，橢圓中心O點坐標（x0，y0），橢圓長短半徑a、b確定爐內流動的二維速度場，如圖2所示.

煤粉顆粒粒徑范圍為15～165 μm，并遵循Rosin-Rammler規律分布.考慮到煤粉顆粒與氣流有一定速度差，不同粒徑的顆粒運動軌跡可采用拉格朗日方法求解.顆粒運動方程為

2.3 爐內傳熱模型簡化

爐膛截面分區示意圖如圖3所示，將燃燒區內介質劃分為兩部分：中心火焰區（Ⅰ）與周圍煙氣區（Ⅱ），四周水冷壁被劃分為4×10共40個區域，由中心熱源向方向角為θ的四周壁面輻射能量.

式中：ddl為爐膛截面當量直徑；d0為假想切圓直徑；H為燃燒器高度；B為燃燒器寬度；C為燃燒器間隙；m為一、二次風動量比.

對任意高度區域建立通用的傳熱模型，分析區域內以及相鄰區域的傳熱情況.分區為六面體，接收來自上下兩個假想面的投入熱量，同時也向假想面以及四周水冷壁壁面散發出熱量.由穩態時的能量平衡關系[10]，可分別得到任意分區內水冷壁壁面k以及煙氣介質l的能量平衡方程，即

式中：SiSk、GlSk分別為分區各面、分區空間對壁面的輻射交換面積；εk為壁面黑度；Ka為煙氣輻射減弱系數；SiGl、GlGl分別為壁面與空間、空間自身的輻射交換面積；I′、I″分別為流入和流出區域的煙氣焓；Qr為區域內燃料放熱量；Qd為煙氣與壁面間的對流傳熱量；Jj為有效輻射量；σ為黑體輻射常數；Tg為體區溫度；Tk為面區溫度；Fk為分區壁面面積；qj為熱流量；Vg為微元體體積.

大容量高參數超超臨界鍋爐應將爐內對流換熱量Qd考慮在內，其計算式為

式中：Nu為努塞爾數；Re為雷諾數；Pr為普朗特數；ν、νb分別為溫度T、Tb下的煙氣運動黏度；Ck為修正系數，Ck=0.75.

2.4 水冷壁壁溫計算

通過校核爐膛出口煙氣溫度，獲得水冷壁壁面熱負荷分布.若將每根水冷壁管子沿長度方向分為n小段，沿水冷壁管長建立能量方程，可得到各微元段長度ΔS內的流量qm及熱負荷ql，即

式中：d為管子外徑；p為工質壓力；t為工質溫度；h（p，t）為工質焓值.

對水冷壁管任意微元段，可認為是穩定傳熱工況下的圓管傳熱，其壁溫Tb可表示為

式中：β為管子外徑與內徑之比；δ為管子壁厚；λ為管子導熱系數；α2為工質側對流換熱系數；μ為熱量分流系數.

3 計算結果與分析

3.1 熱負荷分布

分別選取了標高為34、54 m這兩個較具代表性的爐膛截面進行計算值與試驗值的比較.圖4分別給出了34 m標高和54 m標高沿水冷壁寬度方向的熱負荷分布.

試驗值與計算值都表現出燃燒區的熱負荷明顯高于燃燼區，計算得到工況1下34 m水冷壁壁面熱負荷為198～479 kW·m-2、54 m壁面熱負荷為232～372 kW·m-2；工況2下34 m水冷壁壁面熱負荷為112～304 kW·m-2、54 m壁面熱負荷為219～352 kW·m-2；工況3下34 m水冷壁壁面熱負荷為106～332 kW·m-2、54 m壁面熱負荷為141～220 kW·m-2.

從圖4中可看出，煙氣在旋轉上升過程中，溫度逐漸降低，爐膛充滿度逐漸增大，煙氣各組分逐漸混合均勻，使得火焰對壁面的熱輻射趨于均勻，因此，隨爐膛高度增加，水冷壁熱負荷的不均勻性不斷衰減.

鍋爐設計時，對于最高熱負荷位置的預期，一般是在同一標高處的每側墻中部區域，而四角上的熱負荷較低，呈中間高兩端低的弧形分布.34 m標高處的分布規律較為明顯，而54 m標高位于燃燼風層，占總空氣量23%的冷空氣對此區域有較強的擾動，因而規律不明顯.

3.2 水冷壁壁溫分布

3.2.1 火焰中心無偏斜

表2給出了計算值與試驗值之間的偏差.在所選截面的34個測點中，絕大部分測點的計算值與試驗值之間偏差均較小，最大不超過5.72%，由此表明，該模型計算得到的分布結果可信，模型假設合理可靠.工況3下34 m標高處的壁溫略高于工況2，這主要和燃燒器的投運有關，工況3的火焰中心位置距34 m測試標高的距離較工況2近，壁溫也會相應提高.

從水冷壁壁溫曲線來看，靠近火焰中心的壁溫較高，遠離火焰中心的水冷壁壁溫較低.與熱負荷分布規律相同，水冷壁壁溫在同一高度處也呈現中間高兩側低的弧形分布，且隨爐膛高度增加水冷壁壁溫的不均勻性逐漸衰減.壁溫的最高值出現在工況1下，其34 m標高處壁溫為400～524℃，54 m標高處壁溫為471～506℃.

計算得到的水冷壁最高壁溫為524℃，低于材料的允許溫度550℃，約有4.72%的安全裕度.因此，在正常運行狀況下，不會發生管壁超溫現象.

3.2.2 火焰中心有偏斜

當火焰中心發生偏斜時，工況1最容易出現管壁超溫，因此，計算了工況1下，火焰不同偏斜距離Δx對水冷壁壁溫的影響，如圖6所示.計算中假定了火焰中心向左墻中心逐漸偏斜，偏斜距離分別為0.5、1.0、1.5和2.0 m.結果表明，壁溫的高低與火焰中心位置有關，隨著火焰中心逐漸靠近，左墻壁溫逐漸升高，偏斜距離越大，壁溫的波動范圍也越大；后墻壁溫的最高位置也逐漸向左墻靠近，靠近左墻處的壁溫會升高，遠離左墻處的壁溫則降低.

計算結果顯示，當火焰逐漸偏斜至2.0 m處，54 m標高的最高壁溫將升高31℃，達到537℃；34 m標高左墻的最高壁溫將升高28℃，達到552℃，超過了材料允許溫度.

4 結 論

（1）本文在一維分區模型的基礎上，采用區域法建立了二維小區換熱模型，研究了爐內熱負荷與壁溫的分布規律.結果顯示，絕大部分測點的計算值與試驗值的偏差均較小，表明該模型基本可靠，計算結果可信.

（2）在爐膛同一標高處，每側墻的熱負荷、壁溫都呈現出中部的數值較大兩邊逐漸降低的弧形分布規律.計算得到34 m標高處最大壁面熱負荷為479 kW·m-2，54 m標高處的最大壁面熱負荷為372 kW·m-2.隨爐膛高度增加，煙氣充滿度逐漸增大，煙氣中各組分逐漸混合均勻，水冷壁壁面熱負荷不均勻性逐漸衰減.

（3）計算得到火焰未偏斜時，水冷壁最高壁溫出現在工況1下，其值為524℃.當火焰向水冷壁偏斜，壁溫會相應升高.火焰中心偏斜2.0 m后水冷壁壁溫將達到552℃，超過了材料允許溫度.故在鍋爐運行中，應控制火焰中心最大偏斜不超過2.0 m，否則容易引起超溫爆管.

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