大型燃煤機組中速磨煤機一次風流場優化及數值模擬

張 健，向柏祥，黃 軍，李 燕，王 鵬

(1.神華國華(北京)電力研究院有限公司，北京 100024；2.國家能源集團技術經濟研究院，北京 102211)

0 引 言

目前大型燃煤機組普遍采用中速磨煤機制備煤粉，一次風作為煤粉制備過程中重要的干燥劑和輸送媒介，將中速磨煤機內的煤粉進行干燥，并將風粉混合物加熱至規程規定溫度。如果熱一次風溫度不足，還必須通過增加熱一次風量的方式，提高干燥能力。熱一次風出力大多根據磨煤機入口一次風量進行調節。因此，能否準確測量一次風量關系到煤粉的制備、輸送，同時對鍋爐效率也有重要影響[1-3]。目前，國內外機構對一次風量的測量做了大量研究，先后開發了包括有限制條件的插入式單喉徑、多喉徑、阿牛巴、均速管、雙文丘里、多孔流量測量裝置、巴系列的威力巴等測量方法，以及基于熱線風速測量技術、電容測量技術和交流電荷感應技術測量原理開發的傳感器法等[4-7]。

上述方法為一次風測量提供了多種形式，測量精度也有很大提升。但現場復雜的測量環境使上述方法在實際測量中還有很多缺陷，限制了實際應用效果[1，5-14]。梅振鋒等[14]利用Fluent軟件對某1 000 MW燃煤鍋爐中速磨煤機前圓形一次風道流場進行了數值模擬，研究發現冷一次風依靠自身動量難以完全穿透熱一次風，且出現明顯的冷、熱風分離現象，在流經風門、混合和上彎頭后，流場均勻性明顯變差，通過加裝冷風均布器、導流板、格柵和均流板等混流和均流裝置后，冷、熱風入口的氣流速度相對標準差可分別控制在35%～45%和45%～60%。張廣才等[15]利用CFX軟件對某采用威力巴風量測量裝置的600 MW超臨界鍋爐的中速磨煤機入口一次風流場進行了數值模擬計算，由于磨煤機冷熱風管道布置結構緊湊，風量測量裝置前后的直管段太短，且冷熱風呈直角混合，使得冷風門開度達到30%左右時，風道流場變得不規則，且在風道中部出現了渦流區域。此時，風量測量裝置測得的動壓較實際值偏小，隨著冷風門開度增加，測量的一次風量不升反降，且由于風道內渦流不穩定，風量值亦有大幅波動。磨煤機入口一次風道加裝紊流柵后，發現隨著冷熱風門開度的增加，風量相應增加，風量測量不穩定的情況有所改善，但風量測量值和實際現場標定風量仍有出入。陳方前[9]對采用威力巴在線風量測量的600 MW超臨界鍋爐中速磨煤機入口一次風量波動原因進行了分析，得出測量裝置積灰情況較為嚴重，風量測量裝置距離冷、熱風混合處僅1.5 倍當量直徑，遠小于規定的5倍當量直徑。經增加風量測量裝置的在線自動吹掃功能后，磨煤機入口一次風量測量品質有所改善，但波動現象仍存在。

綜上分析可知，因爐側設備布置緊湊，一次風管道大多受布置空間的限制，尤其很多新建機組采用了聯合側煤倉布置方式，管道大多設計成圓形[16]，冷熱風管道大幅縮短，因而現場幾乎不具備安裝風量測量裝置的條件。此外，有的電廠熱風分支管道直徑約1.8 m，而從熱風母管進入磨煤機的總長度不超過12 m，還需要布置熱風隔絕門、熱風調門、膨脹節、三通、彎頭和擴壓段等，甚至沒有超過1倍管徑長度的直管道。

1 磨煤機運行中存在的問題

某電廠660 MW超超臨界燃煤鍋爐配置6套中速磨直吹式制粉系統，采用聯合側煤倉布置方式，爐側重要輔機采用單系列布置。因此，磨煤機區域的空間結構緊湊，熱一次風母管至磨煤機入口距離較短，現場不具備安裝一次風流量測量裝置的必備條件。為提高一次風量測量精度，電廠選擇采用簡易的PPBS95-1820矩陣式流量計，其量程為0～400 Pa，精度為±1%，如圖1所示。

圖1 矩陣式流量計Fig.1 Matrix flowmeter

機組投入運行后，大多數情況下的一次風量測量較為準確，但是當熱風門開度超過40%且繼續增加時，風量卻從約100 t/h突降至90 t/h，甚至更低。為滿足磨煤機通風出力的要求，協調控制系統迅速開大冷、熱風門，風量才逐漸恢復至105 t/h或以上，但此時實際的一次風量已遠超顯示值，極易造成爐膛出口NOx超標，如圖2所示。

圖2 一次風量曲線Fig.2 Primary air flow curves

2 磨煤機入口管道空氣流動數值模擬

2.1 磨煤機入口管道模型建立

為深入分析一次風量波動的原因，基于CFD流體力學計算軟件Fluent 對熱風母管入口溫度340 ℃、入口速度7.5～10.0 m/s，冷風母管入口溫度20 ℃、入口速度4 m/s時的磨煤機前一次風道的流場進行了數值模擬研究。

一次風道的三維模型如圖3所示。由圖3可知，冷一次風道橫向接入熱一次風道，熱一次風道管徑為φ1 820 mm×8 mm，冷一次風道管徑為φ720 mm×8 mm。

圖3 一次風管道三維模型Fig.3 3D model of primary air duct

超過847 088個網格后，一次風速云圖的變化并不大，因而本次計算過程中的網格數量共計847 088個，其中最小體積為3.4×10-7m3，最大體積為4.2×10-4m3。為提高計算結果的可靠性，計算過程中壓力項采用2階離散格式，k-ε湍流模型，動量、湍動能、湍流耗散率和能量方程的離散項均采用2階迎風格式，計算結果收斂的條件為殘差小于10-5。需要說明的是，計算過程中入口流量和溫度均設置為常數，且不隨迭代計算過程變化。

2.2 結果與討論

垂直于出口平面的一次風速云圖如圖4所示。圖中底部區域表示流體在此區域中從管道流向出口，頂部區域表示流體在此區域中從出口流回管道。

由圖4可知，管道底部靠左側區域的一次風流向磨煤機的速度最高，而管道頂部靠右側的區域則存在明顯的回流區。隨著熱風母管入口風速不斷提高，一次風道出口正向流速面積不斷擴大，負向流速面積不斷向頂部收縮。但是當入口風速增加至9.1 m/s時，正向流速區域突然縮小，負向流速區域突然擴大，即發生了風量測量失真。

圖4 垂直于一次風管道出口平面的一次風速云圖Fig.4 Cloud diagram of primary air velocity perpendicular to the outlet plane of primary air duct

LYU和ZHANG[17]通過研究管道安裝效應發現，管道在轉彎后需經過1～3倍直徑的直段距離后，高速氣流才能抵達管道底部，流體在此處的流動最復雜。但由圖3可知，原一次風管道幾乎沒有設計直管段，管道垂直拐彎后延伸約0.5倍管徑的過渡距離后便斜向拐彎和變截面等，這是造成一次風量測量失真的主要原因。

隨著入口風速的增加，受二次流和貼壁流的影響越來越明顯，沖擊中心的部位也從遠離拐彎處向靠近拐彎處移動，出口處的正向流速面積逐漸擴大。因此，當熱風母管入口速度達到8.7 m/s時，沖擊管道底部的距離最近，但當熱風母管入口速度進一步增加至9.1 m/s時，沖擊管道底部的距離發生了逆向變化，即正向流速區域逐漸縮小，負向流速區域逐漸擴大，管道出口處的流速分布也隨之發生逆向變化。

同時，位于管道上的測量裝置無法立刻響應風速逆向突變后的壓力分布，因而當熱風門開度增加至40%左右時，DCS顯示風量異常，引起磨煤機運行異常及一、二次風分配比例異常，進一步造成NOx排放異常等。

3 磨煤機一次量波動試驗

為緩解一次風量測量失真對機組擾動的影響，可供采取的主要措施包括：將測點轉移至直管段，但現場不具備安裝要求；在一次風管道內安裝均流裝置，將測點附近的流場整流至適合測量的狀態；采用新型的流量測量儀，緩解測量結果受非均勻流場的影響；將測點移至煤粉管道，但測量裝置易堵塞和磨損，影響測量精度；采用風門開度、磨煤機出口溫度和一次風壓等參數調節磨煤機熱一次風出力。經研究論證，決定采取加裝均流裝置和下移測點位置等對不同熱風門開度時的一次風量進行試驗測試。

3.1 均流裝置效果驗證

分別在位于磨煤機熱風管道入口和冷風管道連接口安裝均流裝置進行試驗測試，均流裝置的加裝如圖5所示。熱風管道入口加裝了4片導葉片，冷風管道入口加裝了3片導葉片。試驗結果表明，加裝均流裝置的效果并不明顯，一次風量測量失真的問題仍未有效緩解，尤其是當熱風門開度超過40%時，風量顯示數值依然從約100 t/h突降至90 t/h左右，甚至更低，但實際風量已經遠高于100 t/h，因此極易引起磨煤機運行異常和NOx超標等，最后不得不拆除加裝的均流裝置。

圖5 均流裝置Fig.5 Current sharing device

3.2 風量測點位置測試

為避開一次風道上部不同流速方向突變形成的強紊流區域，對磨煤機一次風量的部分測點向管道底部下移了120 mm進行了測試試驗，如圖6所示。試驗結果表明，風量波動現象得到緩解，磨煤機可以全程投入自動運行。但現場測得的一次風量較DCS顯示值仍有較大出入，造成調整控制磨煤機的風煤比困難，如圖7所示。DCS顯示值與實際值的偏差情況如圖8所示。

圖6 風量測點安裝示意Fig.6 Installation diagram of air volume measuring points

圖7 風量測點位置下移后磨煤機運行曲線Fig.7 Operation curves of coal mill after the airvolume measuring point moves down

圖8 測量裝置下移后DCS顯示值與測量值的比較Fig.8 Comparison between the measurementsand DCS after lowering the measuring points

此外，在熱風門開度超過40%及以上時，采用一次風壓、磨煤機的熱風門開度和進出口差壓來調節和控制磨煤機的運行參數，緩解因一次風量測量失真對機組擾動的影響。但試驗結果表明，不但調節品質較差，也不適合長期運行。

4 磨煤機入口風道優化

4.1 磨煤機入口風道取直模型建立

風量測量失真的主要原因是流體轉彎時產生的二次流和貼壁流等在管道頂部形成不穩定的回流區域，為緩解一次風量測量失真，必須對該處的流場進行優化。考慮到現場一次風管道在很短的距離內有2次拐彎和變徑等，簡單的均流裝置對該處的整流效果非常有限。因而對一次風管道結構進行優化，如圖9所示。為驗證改造效果，基于CFD流體力學計算軟件Fluent對熱風母管入口溫度340 ℃、入口速度7.5～10.0 m/s，入口溫度20 ℃、入口速度4 m/s時的磨煤機前一次風道的流場進行了數值模擬。

圖9 一次風管道優化改造Fig.9 Optimized reconstruction of primary air duct

4.2 磨煤機入口風道取直網格劃分

超過1 137 696個網格后，一次風速云圖變化不大，且隨著網格數量繼續增加甚至出現不容易收斂的現象。因而，本次計算過程中的網格數量共計1 137 696個，其中網格最小體積為2.9×10-6m3，最大網格體積為6.9×10-5m3。為提高計算結果的可靠性，計算過程中的壓力項也同樣采用2階離散格式，k-ε湍流模型，動量、湍動能、湍流耗散率和能量方程的離散項也均采用2階迎風格式，計算結果的收斂條件也設置為殘差小于10-5。此外，計算過程中入口流量和溫度也均設置為常數，且不隨迭代計算過程變化。

4.3 磨煤機入口風道取直后的一次風速分布

垂直于出口平面的一次風速云圖(圖10)，其中底部區域表示流體在此區域從管道流向出口，頂部區域表示在此區域一次風從出口流回管道。由圖10可知，管道底部中心區域的一次風流向磨煤機的速度最高，而管道頂部中心區域則存在明顯的回流區。隨著熱風母管入口風速不斷提高，一次風道出口正向流速區域不斷擴大，負向流速的區域不斷縮小。但當入口風流速增加至9.5 m/s時，正向流速區域突然縮小，同改造前相比一次風道流場的轉變更平緩，且流場相對更規則，因而不至于產生劇烈的全壓波動，現場風量測量裝置一定程度上能夠應對上述流場轉變對測量結果的干擾。一次風管道結構優化改造后的磨煤機一次風量運行曲線如圖11所示，可知與原磨煤機一次風量曲線(圖2)和測點位置下移后的磨煤機一次風量曲線(圖7)相比，在熱風門開度變化范圍大致相同的情況下，優化后的一次風量運行曲線明顯更為平穩。

圖10 垂直于管道出口平面的一次風速云圖Fig.10 Cloud diagram of primary wind speed perpendicular to the outlet plane of the pipeline

圖11 一次風道優化后的磨煤機一次風量Fig.11 Primary air flow curve with the optimaldesigned primary air duct

5 結 論

1)改造前，管道入口風速在9.1 m/s，若繼續增加風速，一次風沖擊管道底部的位置發生了逆向變化，管道出口處的流速分布隨之發生逆向變化，9.1 m/s為該管道的轉捩點，該點附近的風量測量失真造成風量大幅波動。

2)優化改造后，管道入口風速在9.5 m/s，繼續增加風速時，一次風沖擊管道底部的位置會發生逆向變化，9.5 m/s為優化改造后管道的轉捩點。與改造前相比，優化改造后一次風道流場的轉變更平緩，且流場也相對更規則，不會產生劇烈的風量測量數值波動。

3)將一次風量測量裝置向管道底部下移，以及適當延長測點前后的直管段長度，可在一定程度上緩解風量測量失真對機組擾動的影響。

4)避免一次風量測量失真對機組擾動的影響，在設計階段應盡量保證一次風道有足夠長的直管段，若現場空間不具備條件時，應盡量避免在較短的管道內出現三通、轉彎、變徑或閥門等容易引起流動穩定性變差的部件或結構等。