火電廠鍋爐爐內實際切圓直徑變化的實驗研究

1、火電廠鍋爐爐內實際切圓直徑變化的實驗研究李兵1胡文平1 譚厚章2郭起旺1苗楊2孫瑋1宋效奇1 (1.山西漳澤發(fā)電分公司，山西046021；2.西安交通大學，西安710049)【 摘 要 】 本文針對火電廠鍋爐爐內切圓過大，造成氣流刷墻結焦等問題，進行了詳細的改前爐內動力場測量，考慮多方影響因素的前提下，參考有關文獻，提出了合理的實際切圓計算公式，并在實際鍋爐上進行了相關系數(shù)的標定。根據(jù)標定后的計算公式指導了其后的改造，改后的試驗數(shù)據(jù)顯示：計算值與實測值誤差為1.4%。說明該公式較為精確、可信，這對熱電站熱態(tài)運行后的實際切圓預測及減少結焦有重要意義。 【 主題詞 】 鍋爐 切圓直徑 試驗研究 中

2、文分類號：TK223.25 文獻標識碼：A1前言 (1)某火電廠鍋爐型號為：B&WB-220/9.81-M，2臺爐配25MW汽輪機組。燃燒系統(tǒng)為直流式四角切圓燃燒方式，雙切圓燃燒，其中一次風煤粉氣流為反切（順時針旋向），假想切圓直徑為600mm；二次風氣流為正切（逆時針旋向），假想切圓直徑為850mm；自投運以來爐內受熱面的結焦已嚴重影響鍋爐安全、經(jīng)濟運行。影響爐內結渣的因素極其繁多，但爐內空氣動力場不良是導致燃燒器區(qū)結渣的最重要因素之一。而爐內假想切圓的大小又直接影響了爐內空氣動力場的合理情況。如果假想切圓太大，鍋爐在運行時，從燃燒器噴口噴出的射流容易偏轉，造成熾熱的煤粉氣流直接沖刷

3、水冷壁，導致結渣。但是，假想切圓直徑越大，從上游鄰角過來的火焰氣流更靠近射流根部，對著火越有利，也使混合更強烈，爐內充滿度更好。相反，若假想切圓直徑過小，高溫火焰集中在爐膛中部，爐膛四周溫度水平低，不利于煤粉著火，混合和燃盡1 7 。文獻2推薦假想切圓直徑d=（0.050.12）B（B為爐膛平均寬度）。但對于不同容量不同形式的鍋爐并沒有給出一個精確的計算公式，仍然無法指導實際鍋爐調整與改造，因此，很有必要針對實際鍋爐找到一個相對精確有實用價值實際切圓計算公式，這將對實際鍋爐的改造與運行指導均有重要價值。2影響實際切圓直徑的因素影響實際切圓直徑的因素主要有以下幾點：2.1 假想切圓大小假想切圓直

4、徑越大，其實際切圓直徑必然越大。射流沿噴口軸線方向隨距離的增長，其射流動量逐步減弱，對圓形射流軸線上速度27為：式中：u0噴口出口處軸向速度； um離噴口出口x距離處軸向速度； ku系數(shù)（對等溫射流ku=6.3）； 0噴出流體密度； a周圍流體密度； d0噴嘴直徑； X離噴口軸向距離。由上式可知，射流進入爐膛后，沿軸線上速度逐漸變小，射流剛性逐漸減弱，這樣，在受到上鄰角氣流沖擊時就會產生偏斜。最后導致實際切圓直徑比假想切圓直徑大。假想切圓直徑越大，其射流受上鄰角射流沖擊偏移就越大。2.2 射流動量矩流率對已定尺寸的爐膛，從噴口到達切圓邊緣的距離是固定的，如式（1）中的X為定值，此時，射流動量矩

5、流率越大，表明射流出口速度越高，u0越大，自然um值就會越大。um值（即射到達切圓邊的速度）越高，其射流剛性就越好，射流偏移就會小下來，因此，射流動量矩流率越大，實際切圓相對就會越小。2.3 氣流偏斜 造成氣流偏斜主要有兩方面原因：一是由于燃燒器噴口軸線與相鄰兩側墻的夾角不同，造成射流兩側的補氣條件不同，形成靜壓差；二是由于爐內旋轉氣流對氣流的橫向撞擊使射流偏轉。2.4 燃燒器組高寬比及燃燒器噴口間隙 燃燒器組高寬比及燃燒器噴口間隙也影響射流兩側的補氣條件。燃燒器組高寬比越大時，燃燒器組中間部分從上下兩側獲取補氣的條件越差。燃燒器高寬比增加，射流偏轉加劇。對于高寬比較大的燃燒器，最容易偏斜的射

6、流是在燃燒器中部。如將燃燒器分組，可減小偏斜。組與組之間的間距可起到氣流迎風面和背風面兩側壓差平衡的作用。分組后，實際切圓直徑可相應減小2.5 一次風、二次風的動量比 一次風速主要根據(jù)煤粉著火以及輸送的需要和火焰?zhèn)鞑ニ俣冗x取，二次風速主要根據(jù)風粉氣流混合擴散燃燒和焦碳燃盡的需要選取。一次風射流偏斜的原因之一就是上游鄰角橫掃過來的慣性力F，F(xiàn)是由上游一、二次風混合后形成的綜合動量決定的。一、二次風動量比越大，則一次風射流偏斜程度越大，爐內實際切圓越大，越易引起結渣。2.6 一次風射流剛性 剛性是抗偏轉能力的度量。它與噴口的結構及射流的動量有關。細長型噴口射流剛性比矮胖型要差。當一次風射流動量增大

7、時，氣流抗偏轉能力增強。一次風速高，可遲煤粉的著火。使著火點離燃燒器較遠，火焰高溫區(qū)也相應推移到爐膛中心，可避免噴口附近結渣。在四角切圓燃燒鍋爐中，提高一次風速還可增加一次風射流的剛性，減少由于射流兩側靜壓作用而產生的偏轉，避免一次風氣流直接沖刷水冷壁而產生結渣。不過應該注意的是，一次風速提高，要受到煤粉著火條件的限制。2.7 燃燒煤種及燃燒過程相對溫度較低（<400）的一、二、三次風射流進入爐膛后，射流迅速吸熱，溫度迅速升高，體積也劇烈膨脹。煤粉燃燒過程不是一等溫過程。上式（1）中未能針對劇烈的燃燒化學反應作出解釋，氣體的體積膨脹必然帶來射流的偏移，實際切圓直徑的增大。而燃燒化學反應的

8、劇烈程度，與煤種、燃燒方式，燃燒過程緊密相聯(lián)，對揮發(fā)分容易著火的煙煤由于其著火速度快，火焰?zhèn)鞑ニ俣瓤?，燃燒化學反應劇烈，體積膨脹比也大，射流偏轉自然就較大。對難著火無煙煤、劣質煙煤由于其燃燒化學反應慢，體積膨脹也小，膨脹造成的射流偏移也小。實際切圓直徑相對也就小。2.8 四角風粉的均勻性 當燃燒器配風不均勻或鍋爐降負荷、燃燒器缺角或缺對角運行時，爐內火焰中心會發(fā)生偏斜。熾熱煤粉氣流直接沖刷水冷壁，造成局部熱負荷過高，這極易引起結渣。因此，運行時要盡量調平四角風量。降低負荷時，則要避免缺角情況。 要保證空氣和燃料的混合良好，避免在水冷壁附近形成還原性氣氛，防止局部嚴重積灰、結渣。當一、二次風的位

9、置、風速、風量不均勻時，盡管爐內總空氣量大，但仍會出現(xiàn)局部區(qū)域熾熱焦碳和揮發(fā)分得不到氧氣而出現(xiàn)局部還原性氣氛，易引起結渣。3鍋爐改造前冷態(tài)試驗根據(jù)冷態(tài)?；瘲l件動量相等的原則，我們進行了飄帶試驗和爐膛速度場的測量：3.1 飄帶試驗丁甲丙1000800-1100下二丁甲丙乙 600-9000-200-8000-200-660400-900下一丁甲丙乙0-500-90000-200-7000-200-5000-200-900上一 丁甲丙12001300-1700中二 圖1 改前飄帶試驗的示意圖說明：此為飄帶試驗的示意圖；圖中數(shù)值的單位是：mm；圖中

10、0表示貼墻； 從圖中我們可以看出：冷態(tài)時，下一次風和上一次風已貼壁了，而且貼壁嚴重，說明切圓燃燒方式組織的不好，切圓太大。3.2 爐膛速度場的測量結果：圖2 下二次風速度分布圖圖3 下一次風速度分布圖通過計算，得到下二次風冷態(tài)時實際切圓直徑為Ø5200mm，下一次風冷態(tài)時實際切圓直徑為Ø5240.8mm，這樣的直徑也明顯偏大。 冷態(tài)試驗看出流場組織的不好，造成切圓偏大，這也是結渣的原因之一。4爐內實際切圓公式的修正與計算 綜合以上分析的影響因素，參考文獻3-6，提出以下關系式： （2）式中： 假想切圓直徑與爐膛等效直徑之比； 燃燒器的高寬比； 燃燒器的間隙比； 二、一次風動

11、量比； -針對單臺鍋爐的修正系數(shù)； 實際切圓直徑與爐膛等效直徑之比； 而其中的修正系數(shù)是非常重要的參數(shù)，對于不同的鍋爐是完全不一樣的，利用鍋爐改前冷態(tài)動力場數(shù)據(jù)，可以得到一個可信的針對火電廠鍋爐固定鍋爐的修正系數(shù)，再利用該系數(shù)來指導燃燒系統(tǒng)的改造設計。 參考鍋爐設計資料可；二次風與一次風的動量比為：3.85；實測下二次風切圓直徑為5200mm，將以上數(shù)據(jù)帶入公式(2)可計算得到： K=1.19；根據(jù)得到的k系數(shù)，提出2#鍋爐燃燒系統(tǒng)改造方案： 將下二次風假想切圓直徑由原來的Ø850mm改為Ø700mm，同時將下二次風管中廢棄的點火槍抽出，盡量減少對二次風管氣流的阻塞； 將下

12、一次風假想切圓直徑改為正切Ø400mm,下一次風噴口的V型由垂直方向改為水平方向，增加一次風氣流剛性； 將上一次風假想切圓直徑改為正切Ø400mm； 中上二次風假想切圓直徑由原來的Ø850mm改為Ø700mm； 三次風噴口方向改為由原來的下傾改為水平，假想切圓直徑由原來的反切Ø600mm改為正切Ø400mm，在現(xiàn)有噴口中間加一垂直加強板，與噴口等長，采用12mm厚度不銹鋼鋼板制作。5熱電站鍋爐改后冷態(tài)5.1 飄帶試驗丁甲丙乙184019201650下二丁甲丙乙 1170162013501200下一丁甲丙乙126012701230120

13、0上一圖4 改后飄帶試驗的示意圖從上圖我們可以看出：在改造前所見到的貼壁的現(xiàn)象已消除，氣流較穩(wěn)定，說明氣流的剛性也增強了。5.2 爐膛速度場的測量結果圖5 下二次風速度分布圖 圖6 下一次風速度分布圖通過上圖可以算出左右的速度最大點與前后的速度最大點之間的距離平均約為3785mm；與改造前比較已明顯減小。公式計算得到實際切圓大?。?840mm，而測量的實際切圓大小：3785mm；誤差(3840-3785)/38401.4%，說明得到實際切圓公式很有參考價值，可指導實際鍋爐的改造。結論：通過對某電站鍋爐的改造前冷態(tài)試驗和改后冷態(tài)試驗研究，得到以下結論： 改造前的冷態(tài)試驗表明：切圓直徑過大，達&#

14、216;5200mm，對結渣造成了影響；飄帶顯示下一次風、上一次風已貼墻。 改造后的冷態(tài)試驗數(shù)據(jù)表明：切圓大小適中，切圓減小到Ø3785mm左右。飄帶顯示下一次風、上一次風已不貼墻。 通過對爐內冷態(tài)實際的切圓大小的測量發(fā)現(xiàn)：一次風切圓直徑受二次風切圓直徑影響，一次風氣流主要跟隨二次風氣流運動。 考慮多方影響因素的前提下，提出了合理的實際切圓計算公式，并在實際鍋爐上進行了相關系數(shù)的標定。根據(jù)標定后的計算公式指導了其后的改造，改后的試驗數(shù)據(jù)顯示：計算值與實測值誤差為1.4%。說明該公式較為精確、可信，這個公式揭示了實際切圓直徑隨一次風、二次風速變化的關系，在熱態(tài)運行時將能有效指導一次風速、二次風速的調整。這對熱電站熱態(tài)運行后的實際切圓預測及減少結焦有重要意義。致 謝感謝西安熱工院教授給予的熱情指導。參 考 文 獻 1.曾漢才,胡泰來,姚斌.同心雙切圓燃燒系統(tǒng)的研究與評價.電站系統(tǒng)工程,1996(4):33-36.2.徐通模.鍋爐燃燒設備M.西安：西安交通大學出版社.1990.3.劉福國,潘鳳國.切向燃燒爐內實際切圓直徑的回歸分析.鍋爐技術,1999(2):7-9.4.陳剛.四角切向燃煤鍋爐內實際切圓的計算.電站系統(tǒng)工程,2002(4):17-18.5.王敬喜.四角切向燃燒燃