超超临界双切圆锅炉热角水动力分析

2020-05-15 03:54

应用能源技术 2020年3期

(高效清洁燃煤电站锅炉国家重点实验室(哈尔滨锅炉厂有限责任公司)，哈尔滨 150046)

0 引言

1 000 MW超超临界Π型锅炉采用垂直水冷壁八角双切圆燃烧方式，下水冷壁前墙中间两燃烧器之间及后墙外侧两个燃烧器与后墙角部之间区域容易超温，即存在热角现象。文中通过数值模拟和水动力计算对热角进行分析，并对节流孔圈进行优化调整。

1 水冷壁运行壁温情况

1 000 MW超超临界Π型锅炉采用内螺纹管一次上升垂直水冷壁，带中间混合集箱，在水冷壁入口管段装有节流孔圈，采用八角反向双切圆燃烧方式，燃烧器布置在前后墙，运行中下水冷壁局部区域壁温容易超温，图1为水冷壁前墙和后墙壁温曲线，总体上是前墙中间两燃烧器之间区域容易超温、后墙外侧两个燃烧器与角部之间容易超温，并且这四个位置各有一根管超温严重，尤其是前墙。

图1 水冷壁前墙和后墙壁温曲线

反向双切圆燃烧方式的示意图如图2所示，阴影区域为容易超温的区域，这四个位置有一个共同的特点是燃烧器喷口结构相同，燃烧器入射角度相同，而超温严重的四根管子均刚好位于燃烧器喷口边缘转角的位置，平均温度比相邻管高20 ℃。

图2 双切圆燃烧方式示意图

2 数值模拟分析

采用数值模拟对炉膛燃烧速度场和温度场进行分析，图3为炉膛横截面速度矢量场，各角燃烧器气流在上游燃烧器射流的作用下发上偏转，切圆直径变大，并且形成椭圆结构，椭圆的长轴指向前墙中间燃烧器和后墙外侧燃烧器，后墙燃烧器的气流流向前墙中部位置，前墙燃烧器的气流流向后墙角部。高热负荷区域炉膛横截面温度场分布如图4所示，在前墙2号角和3号角燃烧器之间形成了高温区域，而后墙高温区域则在5号角、8号角燃烧器与炉膛角部之间。

图3 炉膛横截面速度矢量场

图4 炉膛横截面温度场

通过数值模拟证实了热角的存在，热负荷分布前墙为中间高两侧低，后墙为两侧各有高点，两侧墙热负荷高点在中心线偏后墙方向。

3 热角水动力分析

根据数值模拟结果，以前墙为例对热角水动力特性进行分析研究，前墙两根管所在的位置分别为墙2号角和3号角燃烧器喷口的边缘，刚好在喷口弯管与水冷壁交界的转角位置，原水动力计算这两个管分别在前墙第13和第16回路中，本次水动力计算，将这两根管从原回路中分出来作为单独回路，以便使分析针对性更强。

水冷壁向火面角度通常为180度，以投影面积计算受热面积，而这两根管向火面角度大于180度，如仍按投影面积计算则不能真实体现出管子吸热量的增加，由于转角的存在，经计算环向换热面积增加约20%，受到水动力计算方法的限制，面积只能按照管子根数乘以节距计算，因此通过提高热负荷来增加吸热量，可达到和增加面积一样的换热效果，因此在不变面积的基础上将该回路热负荷增加到1.2倍，BMCR工况水动力计算结果见图5，增加热负荷后，这两个管子的温度升高了24 ℃，这个计算结果与现场运行平均数据是吻合的，由此可见燃烧器喷口角部结构对换热的影响是需要单独考虑的。

图5 前墙下水冷壁出口温度

数值模拟结果表明了2号角和3号角之间为高热负荷区域，实际运行中炉内热负荷是不断波动的，有时候在负荷变化时这两根管温度会突然升高，比相邻管温度高出40 ℃以上或更高，这说明在较高的热负荷下，该区域的水动力稳定性存在一定问题，在上述用增加热负荷模拟面积增加的计算基础上，分别对BMCR负荷、75%负荷、50%负荷按照炉膛实际热负荷增加10%和20%，进行水动力计算，计算结果显示在热负荷增加20%时，这两根管的下炉膛出口温度比相邻管高出约40 ℃，图6为管内质量流速随热负荷变化趋势，随着热负荷的升高，该管的质量流速逐渐降低，出现了负流量响应特性，没有出现正流量响应，不利于水动力安全性。75%负荷水冷壁压力略高于临界压力，热负荷增加后发生了类膜态沸腾，出现了壁温飞升，50%负荷水冷壁压力在亚临界压力以下，处于两相流状态，在热负荷增加后发生了膜态沸腾(DNB)，因此出现实际运行中该区域壁温波动大，稳定性差，壁温不好控制的现象。

图6 质量流速随热负荷变化趋势

为了降低温差并提高水动力稳定性，经过反复水动力计算调整孔圈，最终取消了这两根管的节流孔圈，同时对热角区域其它节流孔圈进行调整，适当放大孔径，这两根管取消节流孔圈后，75%负荷与原同回路相邻管温差降低到10 ℃左右，50%负荷当热负荷增加10%时不会发生膜态沸腾，当热负荷增加到20%时才会发生膜态沸腾(DNB)和干涸(OFB)现象，说明在两相流区域时，当热负荷高于某一临界负荷时，水动力稳定性变差，易出现DNB现象。图7为热角节流孔圈优化后前墙运行壁温，可以看出经过分析和孔圈优化后，有效改善了热角效应，降低了壁温偏差。

图7 热角优化后前墙壁温

4 结束语