1 069 t/h鍋爐布風板風帽數值模擬及試驗研究

呂 劍，宋曉童，劉文毅，張國龍

（1.神華神東電力有限責任公司新疆米東熱電廠，新疆烏魯木齊830019；2.華北電力大學國家火力發電工程技術研究中心，北京102206）

1 069 t/h鍋爐布風板風帽數值模擬及試驗研究

呂 劍1，宋曉童2，劉文毅2，張國龍1

（1.神華神東電力有限責任公司新疆米東熱電廠，新疆烏魯木齊830019；2.華北電力大學國家火力發電工程技術研究中心，北京102206）

某熱電廠2號鍋爐系東方鍋爐（集團）股份有限公司生產的DG1069/17.4-Ⅱ1型鍋爐。該鍋爐為單汽包、自然循環、循環流化床鍋爐。該廠兩臺鍋爐在運行過程中，中部床溫與左右兩側床溫偏差達55～110℃，給運行人員優化調整帶來困難。結合流化床鍋爐的結構尺寸與運行特性，采用計算流體力學軟件Fluent對鍋爐布風板風帽開展了數值模擬研究，分析在不同風帽芯管速度下，風帽阻力系數的變化。同時實施了水冷風室靜壓分布的現場試驗，對試驗數據進行了全面分析，計算出該廠風帽實際阻力系數，驗證了數據模擬的結論。結果表明，隨著風帽芯管速度的提升，風帽阻力系數逐漸趨于不變；對風帽進行數值模擬計算得到的阻力系數值，與工程計算的阻力系數值的偏差均非常小，僅為2%左右，模擬結論與試驗結果相互印證。

風帽；數值模擬；阻力系數

0 引言

循環流化床鍋爐運行時床溫必須保持在其設計范圍內，一般約為850～950℃之間，在此范圍內可以保證正常的流化與燃燒工況，最佳的脫硫效率，較低的NOX的生成量與較高的燃燒效率。循環流化床鍋爐床溫穩定是鍋爐安全、經濟運行的關鍵，床溫過低將導致鍋爐出力下降、脫硫效率降低、飛灰和排渣中可燃物增加，鍋爐熱效率降低，甚至引起鍋爐滅火；床溫過高，不僅使排煙溫度升高，熱效率降低，引起燃燒室和分離器內耐火材料脫落，還會使返料系統產生二次燃燒，燃燒系統和床內結焦，導致出力下降，甚至被迫停爐。東方鍋爐股份有限公司在135～150 MW等級循環流化床（CFB）鍋爐的成功經驗的基礎上，成功開發了自主型300 MW循環流化床鍋爐。該爐型采用了大寬深比單體爐膛、單側不對稱布置三個分離器設計，放棄了分叉爐膛和外置式換熱器設計。但是在運行過程中發現這種大寬深比的單爐膛布置對床溫特性有顯著影響，沿爐膛寬向床溫分布呈中間高兩邊低的趨勢，最大偏差超過100℃，兩側偏差也很大，偏差超過50℃［1～6］。

某熱電廠的DG1069/17.4-Ⅱ1型鍋爐為單汽包、自然循環、循環流化床燃燒方式。該爐型采用了大寬深比單體爐膛、單側不對稱布置三個分離器設計，放棄了分叉爐膛和外置式換熱器設計整體布置如下:鍋爐主要由1個膜式水冷壁爐膛、3臺汽冷式旋風分離器和1個尾部豎井3部分組成，爐膛內布置有屏式受熱面；鍋爐采用爐前給煤方式，后墻布置有6個回料點；在鍋爐前墻同時設有石灰石給料口，在前墻水冷壁下部收縮段沿寬度方向均勻布置；每臺爐設置2個床下點火風道，每個床下點火風道配有2個油燃燒器（帶高能點火裝置），其目的在于高效地加熱一次流化風，進而加熱床料；在爐膛下部還設置有床上助燃油槍，用于鍋爐啟動點火和低負荷穩燃；鍋爐按4臺滾筒式冷渣器設計，采用爐后排渣方式。爐膛與尾部豎井之間布置了3臺汽冷式旋風分離器，其下部各布置1臺回料器。為確?；亓暇鶆?，回料器采用一分為二的形式，將旋風分離器分離下來的物料經回料器直接返回爐膛；作為備用手段，回料器放灰通過回料器至冷渣器灰道接入冷渣器；尾部對流煙道由中間包墻分隔，在鍋爐深度方向形成雙煙道結構，前煙道布置了低溫再熱器，后煙道從上至下依次布置有高溫過熱器、低溫過熱器，向下前后煙道合成一個煙道，在其中布置有螺旋鰭片管式省煤器；鍋爐采用了管式空氣預熱器，雙進雙出，一、二次風左右布置。

在實際運行過程中，發現這種大寬深比的單爐膛布置對床溫特性有顯著影響，沿爐膛寬向床溫分布呈中間高兩邊低的趨勢。目前該廠兩臺鍋爐在運行過程中，中部床溫與左右兩側床溫偏差達55～110℃，給運行人員優化調整帶來困難，且床溫偏差較大在很大程度上影響了爐內的脫硫效率。因此改善床溫均勻性對指導鍋爐優化運行、改善脫硫效率意義重大［7］。

本文根據流化床鍋爐的結構尺寸與運行特性，采用計算流體力學軟件Fluent對鍋爐風帽開展了數值模擬研究，分析不同風帽芯管速度下，風帽阻力系數的變化。同時實施了水冷風室靜壓分布的現場試驗，對試驗數據進行了全面分析，計算出該廠風帽實際阻力系數，驗證了數據模擬的結論。

1 風帽阻力特性研究

在大型循環流化床鍋爐中，流化不均將加劇局部漏渣、增加床層局部結焦的危險、升高局部上升流速、加大循環料量，并加重分離器與回料器負荷。布風板阻力的大小關系到床層的穩定性、流化的均勻性、系統的動力消耗等。風帽阻力過大、燃燒系統的阻力消耗過大會影響鍋爐運行的風機電耗，進而影響到機組經濟性。在對現有鍋爐的改造中，如布風板風帽阻力超過一次風機的壓頭余量，將導致鍋爐帶不上負荷；但阻力過小，又將導致鍋爐布風板上方的密相區流化不均，造成嚴重的漏床料并影響密相區的燃燒過程。因此，布風板阻力即風帽阻力特性是循環流化床鍋爐燃燒系統經濟穩定的重要參數。

1.1 風帽結構及建模

圖1為該廠300 MW循環流化床鍋爐采用的鐘罩型風帽的CAD圖紙。其中標號1為為鍋爐布風板風帽的鐘罩；標號2為鍋爐布風板風帽的芯管，芯管頂端周向錯列分布兩排直徑為7 mm的小孔，總計24個。鍋爐布風板風帽的鐘罩在芯管之上，鐘罩底部周向水平斜向下8°均勻分布10個出風口。

圖1 風帽的CAD圖紙

圖2為鍋爐鐘罩型風帽的實物圖樣，其中左側為鍋爐布風板風帽的鐘罩、芯管兩個部分；右側為鍋爐布風板風帽的整體結構。本文結合CAD圖紙的尺寸結構和實物圖樣，采用Gambit2.4.6建立計算模型。

圖2 鐘罩型風帽的實物圖樣

1.2 數值模擬條件設置

鐘罩型風帽內的流動屬于強湍流，因此采用RNG k-ε湍流模型［8～10］。入口邊界條件設置為均勻來流的速度進口；出口邊界條件設置為壓力出口，表壓力設置為7 000 Pa；進口工質的溫度設為220℃，表壓力設為10 kPa，操作壓力設為標準大氣壓。

1.3 風帽速度和阻力系數關系

風帽是流化床鍋爐燃燒系統的重要部件，它的阻力大小關系到床層的穩定性、流化的均勻性、系統的動力消耗等，同時直接影響到爐膛燃燒工況的優劣。風帽結構阻力系數是綜合反映風帽流動阻力特性的關鍵參數，風帽的阻力系數是表示風帽流動阻力特性的參數，按照經典流體力學，沿程阻力損失和局部阻力損失均與速度的平方成正比:

風帽阻力系數ξ可以表示如下:

式中:Δp為風室靜壓與風帽出口靜壓之差，Pa；ρ為熱空氣的密度，kg/m3；u為風帽指定截面上（緩變流）的平均流速，m/s；ξ為風帽阻力系數。

本文中的風帽風速指定為風帽進口截面風速。通過測量風室壓力與爐膛內布風板之上的壓力之差，獲得布風板上下的壓差Δp，同時通過DCS系統的流化風量數據，計算一次風總風量并換算為通過每一個風帽的風量，以此來求得風帽的進口截面風速。從而通過式（2）獲得風帽的阻力系數。

1.4 模擬結果分析

圖3是芯管速度為17 m/s時的速度云圖，其中1，2，3，4為4個風帽芯管緩變流處的速度測量面的編號。從圖中可以看出，各個風帽芯管內部的速度值基本相近，風帽入口風速相對較低，而風帽鐘罩與芯管間隙的頂部風速相對較高。

圖4是芯管速度為17 m/s時的壓力分布云圖，其中1，2，3，4為風帽入口壓力測量面的編號。從圖中可以看出，各個風帽芯管內部的壓力值基本相近，風帽入口壓力相對較低，而風帽鐘罩與芯管間隙的出口壓力相對較高。

圖3 芯管速度為17m/s的速度云圖

圖4 芯管速度為17m/s的壓力云圖

表1是風帽芯管速度為17 m/s時各個風帽的速度壓降表，從中可以看出改造前各個風帽間的流量分配均勻，壓降相等。沒有受到進風方向的影響，當風帽芯管速度為17 m/s時，對應的壓降為3 921 Pa，阻力系數為16.51。

表1 芯管速度為17 m/s時各個風帽的速度壓降表

根據鍋爐的實際運行工況、現場設備的工作裕量和后續現場試驗的要求，本文將風帽芯管速度從6 m/s遞增到18 m/s進行系列模擬，最終的數據整理至表2［9］。

對表中數據進行整理得到速度—阻力系數，速度—壓降之間的關系曲線分別如圖5，6所示。

從圖5可知，鐘罩型風帽的阻力系數基本不隨著速度變化，其值穩定在16.5左右，而且隨著風帽芯管速度的提升，風帽阻力系數逐漸趨于不變。通過式1可得，此時風帽的壓降與速度的平方成正比，故圖6的速度—壓降曲線是壓降隨著速度平方正比增加的二次曲線。

表2 風帽芯管風速與壓降和阻力系數關系表

圖5 鐘罩型風帽速度—阻力系數曲線圖

圖6 鐘罩型風帽速度—壓降曲線圖

2 鍋爐水冷風室靜壓冷態測試

相關研究表明，水冷風室靜壓分布的對床溫分布有重要影響，靜壓分布的偏差會導致通過布風板不同區域的一次風風量偏差，從而影響爐內物料的流動、燃燒及排渣情況等，造成爐內床溫分布的不均勻性［11］。一直以來，米東熱電廠鍋爐在運行過程中，水冷風室的靜壓分布情況不詳，而且針對同型鍋爐的靜壓分布分析，國內多家研究機構存在不同觀點，具體如下:

鍋爐水冷風室采用雙側進風，一些分析認為，這種水冷風室中間部分靜壓最高，風帽流速最大，導致中間物料尤其粗物料向兩側流動，使中間床料厚度降低、溫度升高，而大渣均流向兩側。大渣存積過多使得兩側的床層空隙率增大、流化不好，從而降低了兩側床溫［1］；也有相關文獻［8］表明，水冷風室中部靜壓相對低于左右兩側。從而兩側一次風量偏大，爐寬方向的中部一次風量偏小，燃燒產生的熱量不能被及時帶走，造成中間床溫偏高。

為獲得水冷風室靜壓分布的真實數據，該廠在2號爐的水冷風室做了冷態靜壓分布試驗，實際測量了水冷風室的靜壓，并計算了風帽阻力系數。

2.1 試驗儀器

本文用到的主要測量設備有微壓計、標準皮托管等，如表3所示。以上測量設備中的一些設備為非標準測量裝置，在出廠前均有相應的標定系數。由于出廠標定系數是在風洞試驗臺上測取的，與現場有一定差別，所以這些裝置安裝在現場后均應經校驗再次標定，而且應該保證在有效期內。除此之外，試驗還應準備足夠的記錄表格和安全防護用具等，試驗人員分工應明確。

表3 試驗器材

2.2 試驗方法與步驟

（1）2號爐水冷風室靜壓分布的測點布置俯視圖如圖7所示。按照網格法將水冷風室均勻的分為27個矩形部分并對應布置靜壓測點，依次編號為A1-I3，圖中所示為沿爐膛寬度方向的左側及對稱軸上的A1-E3的15個測點。在爐膛風室前墻開4個測量管孔，將壓力導管從4個管孔引出，連接至U型管進行風室靜壓測量。最后檢查整個測壓系統連接處、4個測量管孔的密封性，以免影響壓力測量結果。

（2）在爐內不鋪設床料時，依次啟動增壓風機、引風機、二次風機、一次風機，然后調節一次風機閥門開度，緩慢均勻地加大一次風機出力。同時調整引風機出力，維持爐膛負壓在正常范圍內。

（3）控制風量增加值，每一風量下穩定一段時間，逐步測量風室靜壓，并記錄風室靜壓分布數據。同時截取DCS測點圖（包括總風量、風室壓力、溫度等參數）。

（4）2號爐內布置約850 mm厚度床料后，然后再次按以上步驟測量風室靜壓分布。

2.3 試驗數據分析

將鍋爐爐內不鋪設床料時實驗測量的數據整理后，得到表4，并繪制相應曲線圖8。

圖7 2號爐水冷風室水平截面測點分布圖

表4 2號爐無床料時風室靜壓測量結果

圖8 2號爐無床料時風室靜壓測量結果圖

從2號爐不鋪設床料時風室靜壓分布圖得知，鍋爐爐膛在15×104、20×104、25×104、30× 104、40×104Nm3/h的流化風量下，風室內部靜壓偏差偏小，基本均勻。將鍋爐爐內有850 mm厚度床料時實驗測量的數據整理后，得到表5，并繪制相應曲線圖9。

從2號爐床料850 mm時風室靜壓分布圖得知，鍋爐爐膛在15×104、20×104、25×104、30 ×104、40×104Nm3/h的流化風量下，風室內部靜壓偏差偏小，基本均勻。

表5 2號爐床料850 mm時風室靜壓測量結果

根據以上的冷態試驗結果，并截取相應的DCS測點畫面，獲取各工況下的流化風風量（Nm3/h）、冷態的平均水冷風室全壓（kPa）以及平均床上全壓（kPa）。假定原始風帽風量近似平均，大致算出平均每個風帽的風量（Nm3/h），從而計算風帽入口平均風速（m/s）。

圖9 2號爐床料850 mm時風室靜壓測量結果圖

布風板阻力計算公式為:

式中:Δp0為布風板阻力，Pa；u為風帽小孔風速，m/s；ξ為風帽阻力系數；ρ為空氣密度，kg/m3。2號爐床層阻力特性如表6所示。

表6 2號爐床層阻力特性表

結果表明，通過現場試驗得到的鍋爐風帽阻力系數基本不隨流化風量的增加而變化，維持在16.2～16.6之間。將模擬結果與試驗結果對比后發現，數值模擬計算得到的阻力系數值，與試驗數據計算得到阻力系數值的偏差均非常小，僅為2%左右，模擬結論與試驗結果相互印證。

3 結論

本文根據流化床鍋爐的結構尺寸與運行特性，采用計算流體力學軟件Fluent對鍋爐風帽開展了數值模擬研究，分析不同風帽芯管速度下，風帽阻力系數的變化。同時實施了水冷風室靜壓分布的現場試驗，對試驗數據進行了全面分析，計算出該廠風帽實際阻力系數，最終得出如下結論:

（1）由風帽數值模擬結果可知，風帽阻力系數基本不隨著速度變化，穩定在16.5左右，而且隨著風帽芯管速度的提升，風帽阻力系數逐漸趨于不變。此時風帽的壓降與速度的平方成正比，隨著風帽芯管速度的增加，風帽壓降以速度平方的速率增加。

（2）為獲得鍋爐的風帽阻力實際情況，該廠在2號爐的水冷風室做了冷態靜壓分布試驗，計算了風帽阻力系數。結果表明，鍋爐風帽阻力系數基本不隨流化風量的增加而變化，大致維持在16.2～16.6之間。

（3）將模擬結果與試驗結果對比后發現，數值模擬計算得到的阻力系數值，與試驗數據計算得到阻力系數值的偏差均非常小，僅為2%左右，模擬結論與試驗結果相互印證。

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Numerical and Experimental Research on the Distributor Plate Nozzles in a 1 069 t/h Boiler

Lv Jian1，Song Xiaotong2，Liu Wenyi2，Zhang Guolong2
（1.Shenhua Shendong Power Co.Ltd.，Xinjiang Midong Thermal Power Plant，Urumqi 830019，China；2.National Thermal Power Research Center，North China Electric Power University，Beijing 102206，China）

The second boiler of a thermal power plant is DG1069/17.4-Ⅱ1，the equipment of Dongfang boiler company.This Natural circulation，circulating fluidized bed boiler，has a single drum.The bed temperature deviation of the central area and left/right side in the two boilers range between 55℃and 110℃，difficult to adjust for the operational staff.In this paper，the numerical research was carried out on the distributor plate nozzles with Fluent，which analyzed the variation of drag coefficient at different speed of nozzles.At the same time，the chamber field test was implemented to verify the conclusions of numerical research，and calculated the actual drag coefficient of nozzles.The result shows that the drag coefficient of nozzles tends to remain unchanged with the upgrading of speed.The results of drag coefficient from two method confirm each other.

distributor plate nozzles；numerical research；the drag coefficient of nozzles

TK224

A DOI:10.3969/j.issn.1672-0792.2015.05.012

2015-03-11。

國家自然科學基金（51436006）。

呂劍（1977-），男，工程師，主要研究方向為電站鍋爐運行優化與調試檢修、電廠優化節能與熱力系統優化研究等，E-mail:ljian205@126.com。