1 069 t/h锅炉布风板风帽数值模拟及试验研究

吕 剑，宋晓童，刘文毅，张国龙

（1.神华神东电力有限责任公司新疆米东热电厂，新疆乌鲁木齐830019；2.华北电力大学国家火力发电工程技术研究中心，北京102206）

1 069 t/h锅炉布风板风帽数值模拟及试验研究

吕 剑1，宋晓童2，刘文毅2，张国龙1

（1.神华神东电力有限责任公司新疆米东热电厂，新疆乌鲁木齐830019；2.华北电力大学国家火力发电工程技术研究中心，北京102206）

某热电厂2号锅炉系东方锅炉（集团）股份有限公司生产的DG1069/17.4-Ⅱ1型锅炉。该锅炉为单汽包、自然循环、循环流化床锅炉。该厂两台锅炉在运行过程中，中部床温与左右两侧床温偏差达55～110℃，给运行人员优化调整带来困难。结合流化床锅炉的结构尺寸与运行特性，采用计算流体力学软件Fluent对锅炉布风板风帽开展了数值模拟研究，分析在不同风帽芯管速度下，风帽阻力系数的变化。同时实施了水冷风室静压分布的现场试验，对试验数据进行了全面分析，计算出该厂风帽实际阻力系数，验证了数据模拟的结论。结果表明，随着风帽芯管速度的提升，风帽阻力系数逐渐趋于不变；对风帽进行数值模拟计算得到的阻力系数值，与工程计算的阻力系数值的偏差均非常小，仅为2%左右，模拟结论与试验结果相互印证。

风帽；数值模拟；阻力系数

0 引言

循环流化床锅炉运行时床温必须保持在其设计范围内，一般约为850～950℃之间，在此范围内可以保证正常的流化与燃烧工况，最佳的脱硫效率，较低的NOX的生成量与较高的燃烧效率。循环流化床锅炉床温稳定是锅炉安全、经济运行的关键，床温过低将导致锅炉出力下降、脱硫效率降低、飞灰和排渣中可燃物增加，锅炉热效率降低，甚至引起锅炉灭火；床温过高，不仅使排烟温度升高，热效率降低，引起燃烧室和分离器内耐火材料脱落，还会使返料系统产生二次燃烧，燃烧系统和床内结焦，导致出力下降，甚至被迫停炉。东方锅炉股份有限公司在135～150 MW等级循环流化床（CFB）锅炉的成功经验的基础上，成功开发了自主型300 MW循环流化床锅炉。该炉型采用了大宽深比单体炉膛、单侧不对称布置三个分离器设计，放弃了分叉炉膛和外置式换热器设计。但是在运行过程中发现这种大宽深比的单炉膛布置对床温特性有显著影响，沿炉膛宽向床温分布呈中间高两边低的趋势，最大偏差超过100℃，两侧偏差也很大，偏差超过50℃［1～6］。

某热电厂的DG1069/17.4-Ⅱ1型锅炉为单汽包、自然循环、循环流化床燃烧方式。该炉型采用了大宽深比单体炉膛、单侧不对称布置三个分离器设计，放弃了分叉炉膛和外置式换热器设计整体布置如下:锅炉主要由1个膜式水冷壁炉膛、3台汽冷式旋风分离器和1个尾部竖井3部分组成，炉膛内布置有屏式受热面；锅炉采用炉前给煤方式，后墙布置有6个回料点；在锅炉前墙同时设有石灰石给料口，在前墙水冷壁下部收缩段沿宽度方向均匀布置；每台炉设置2个床下点火风道，每个床下点火风道配有2个油燃烧器（带高能点火装置），其目的在于高效地加热一次流化风，进而加热床料；在炉膛下部还设置有床上助燃油枪，用于锅炉启动点火和低负荷稳燃；锅炉按4台滚筒式冷渣器设计，采用炉后排渣方式。炉膛与尾部竖井之间布置了3台汽冷式旋风分离器，其下部各布置1台回料器。为确保回料均匀，回料器采用一分为二的形式，将旋风分离器分离下来的物料经回料器直接返回炉膛；作为备用手段，回料器放灰通过回料器至冷渣器灰道接入冷渣器；尾部对流烟道由中间包墙分隔，在锅炉深度方向形成双烟道结构，前烟道布置了低温再热器，后烟道从上至下依次布置有高温过热器、低温过热器，向下前后烟道合成一个烟道，在其中布置有螺旋鳍片管式省煤器；锅炉采用了管式空气预热器，双进双出，一、二次风左右布置。

在实际运行过程中，发现这种大宽深比的单炉膛布置对床温特性有显著影响，沿炉膛宽向床温分布呈中间高两边低的趋势。目前该厂两台锅炉在运行过程中，中部床温与左右两侧床温偏差达55～110℃，给运行人员优化调整带来困难，且床温偏差较大在很大程度上影响了炉内的脱硫效率。因此改善床温均匀性对指导锅炉优化运行、改善脱硫效率意义重大［7］。

本文根据流化床锅炉的结构尺寸与运行特性，采用计算流体力学软件Fluent对锅炉风帽开展了数值模拟研究，分析不同风帽芯管速度下，风帽阻力系数的变化。同时实施了水冷风室静压分布的现场试验，对试验数据进行了全面分析，计算出该厂风帽实际阻力系数，验证了数据模拟的结论。

1 风帽阻力特性研究

在大型循环流化床锅炉中，流化不均将加剧局部漏渣、增加床层局部结焦的危险、升高局部上升流速、加大循环料量，并加重分离器与回料器负荷。布风板阻力的大小关系到床层的稳定性、流化的均匀性、系统的动力消耗等。风帽阻力过大、燃烧系统的阻力消耗过大会影响锅炉运行的风机电耗，进而影响到机组经济性。在对现有锅炉的改造中，如布风板风帽阻力超过一次风机的压头余量，将导致锅炉带不上负荷；但阻力过小，又将导致锅炉布风板上方的密相区流化不均，造成严重的漏床料并影响密相区的燃烧过程。因此，布风板阻力即风帽阻力特性是循环流化床锅炉燃烧系统经济稳定的重要参数。

1.1 风帽结构及建模

图1为该厂300 MW循环流化床锅炉采用的钟罩型风帽的CAD图纸。其中标号1为为锅炉布风板风帽的钟罩；标号2为锅炉布风板风帽的芯管，芯管顶端周向错列分布两排直径为7 mm的小孔，总计24个。锅炉布风板风帽的钟罩在芯管之上，钟罩底部周向水平斜向下8°均匀分布10个出风口。

图1 风帽的CAD图纸

图2为锅炉钟罩型风帽的实物图样，其中左侧为锅炉布风板风帽的钟罩、芯管两个部分；右侧为锅炉布风板风帽的整体结构。本文结合CAD图纸的尺寸结构和实物图样，采用Gambit2.4.6建立计算模型。

图2 钟罩型风帽的实物图样

1.2 数值模拟条件设置

钟罩型风帽内的流动属于强湍流，因此采用RNG k-ε湍流模型［8～10］。入口边界条件设置为均匀来流的速度进口；出口边界条件设置为压力出口，表压力设置为7 000 Pa；进口工质的温度设为220℃，表压力设为10 kPa，操作压力设为标准大气压。

1.3 风帽速度和阻力系数关系

风帽是流化床锅炉燃烧系统的重要部件，它的阻力大小关系到床层的稳定性、流化的均匀性、系统的动力消耗等，同时直接影响到炉膛燃烧工况的优劣。风帽结构阻力系数是综合反映风帽流动阻力特性的关键参数，风帽的阻力系数是表示风帽流动阻力特性的参数，按照经典流体力学，沿程阻力损失和局部阻力损失均与速度的平方成正比:

风帽阻力系数ξ可以表示如下:

式中:Δp为风室静压与风帽出口静压之差，Pa；ρ为热空气的密度，kg/m3；u为风帽指定截面上（缓变流）的平均流速，m/s；ξ为风帽阻力系数。

本文中的风帽风速指定为风帽进口截面风速。通过测量风室压力与炉膛内布风板之上的压力之差，获得布风板上下的压差Δp，同时通过DCS系统的流化风量数据，计算一次风总风量并换算为通过每一个风帽的风量，以此来求得风帽的进口截面风速。从而通过式（2）获得风帽的阻力系数。

1.4 模拟结果分析

图3是芯管速度为17 m/s时的速度云图，其中1，2，3，4为4个风帽芯管缓变流处的速度测量面的编号。从图中可以看出，各个风帽芯管内部的速度值基本相近，风帽入口风速相对较低，而风帽钟罩与芯管间隙的顶部风速相对较高。

图4是芯管速度为17 m/s时的压力分布云图，其中1，2，3，4为风帽入口压力测量面的编号。从图中可以看出，各个风帽芯管内部的压力值基本相近，风帽入口压力相对较低，而风帽钟罩与芯管间隙的出口压力相对较高。

图3 芯管速度为17m/s的速度云图

图4 芯管速度为17m/s的压力云图

表1是风帽芯管速度为17 m/s时各个风帽的速度压降表，从中可以看出改造前各个风帽间的流量分配均匀，压降相等。没有受到进风方向的影响，当风帽芯管速度为17 m/s时，对应的压降为3 921 Pa，阻力系数为16.51。

表1 芯管速度为17 m/s时各个风帽的速度压降表

根据锅炉的实际运行工况、现场设备的工作裕量和后续现场试验的要求，本文将风帽芯管速度从6 m/s递增到18 m/s进行系列模拟，最终的数据整理至表2［9］。

对表中数据进行整理得到速度—阻力系数，速度—压降之间的关系曲线分别如图5，6所示。

从图5可知，钟罩型风帽的阻力系数基本不随着速度变化，其值稳定在16.5左右，而且随着风帽芯管速度的提升，风帽阻力系数逐渐趋于不变。通过式1可得，此时风帽的压降与速度的平方成正比，故图6的速度—压降曲线是压降随着速度平方正比增加的二次曲线。

表2 风帽芯管风速与压降和阻力系数关系表

图5 钟罩型风帽速度—阻力系数曲线图

图6 钟罩型风帽速度—压降曲线图

2 锅炉水冷风室静压冷态测试

相关研究表明，水冷风室静压分布的对床温分布有重要影响，静压分布的偏差会导致通过布风板不同区域的一次风风量偏差，从而影响炉内物料的流动、燃烧及排渣情况等，造成炉内床温分布的不均匀性［11］。一直以来，米东热电厂锅炉在运行过程中，水冷风室的静压分布情况不详，而且针对同型锅炉的静压分布分析，国内多家研究机构存在不同观点，具体如下:

锅炉水冷风室采用双侧进风，一些分析认为，这种水冷风室中间部分静压最高，风帽流速最大，导致中间物料尤其粗物料向两侧流动，使中间床料厚度降低、温度升高，而大渣均流向两侧。大渣存积过多使得两侧的床层空隙率增大、流化不好，从而降低了两侧床温［1］；也有相关文献［8］表明，水冷风室中部静压相对低于左右两侧。从而两侧一次风量偏大，炉宽方向的中部一次风量偏小，燃烧产生的热量不能被及时带走，造成中间床温偏高。

为获得水冷风室静压分布的真实数据，该厂在2号炉的水冷风室做了冷态静压分布试验，实际测量了水冷风室的静压，并计算了风帽阻力系数。

2.1 试验仪器

本文用到的主要测量设备有微压计、标准皮托管等，如表3所示。以上测量设备中的一些设备为非标准测量装置，在出厂前均有相应的标定系数。由于出厂标定系数是在风洞试验台上测取的，与现场有一定差别，所以这些装置安装在现场后均应经校验再次标定，而且应该保证在有效期内。除此之外，试验还应准备足够的记录表格和安全防护用具等，试验人员分工应明确。

表3 试验器材

2.2 试验方法与步骤

（1）2号炉水冷风室静压分布的测点布置俯视图如图7所示。按照网格法将水冷风室均匀的分为27个矩形部分并对应布置静压测点，依次编号为A1-I3，图中所示为沿炉膛宽度方向的左侧及对称轴上的A1-E3的15个测点。在炉膛风室前墙开4个测量管孔，将压力导管从4个管孔引出，连接至U型管进行风室静压测量。最后检查整个测压系统连接处、4个测量管孔的密封性，以免影响压力测量结果。

（2）在炉内不铺设床料时，依次启动增压风机、引风机、二次风机、一次风机，然后调节一次风机阀门开度，缓慢均匀地加大一次风机出力。同时调整引风机出力，维持炉膛负压在正常范围内。

（3）控制风量增加值，每一风量下稳定一段时间，逐步测量风室静压，并记录风室静压分布数据。同时截取DCS测点图（包括总风量、风室压力、温度等参数）。

（4）2号炉内布置约850 mm厚度床料后，然后再次按以上步骤测量风室静压分布。

2.3 试验数据分析

将锅炉炉内不铺设床料时实验测量的数据整理后，得到表4，并绘制相应曲线图8。

图7 2号炉水冷风室水平截面测点分布图

表4 2号炉无床料时风室静压测量结果

图8 2号炉无床料时风室静压测量结果图

从2号炉不铺设床料时风室静压分布图得知，锅炉炉膛在15×104、20×104、25×104、30× 104、40×104Nm3/h的流化风量下，风室内部静压偏差偏小，基本均匀。将锅炉炉内有850 mm厚度床料时实验测量的数据整理后，得到表5，并绘制相应曲线图9。

从2号炉床料850 mm时风室静压分布图得知，锅炉炉膛在15×104、20×104、25×104、30 ×104、40×104Nm3/h的流化风量下，风室内部静压偏差偏小，基本均匀。

表5 2号炉床料850 mm时风室静压测量结果

根据以上的冷态试验结果，并截取相应的DCS测点画面，获取各工况下的流化风风量（Nm3/h）、冷态的平均水冷风室全压（kPa）以及平均床上全压（kPa）。假定原始风帽风量近似平均，大致算出平均每个风帽的风量（Nm3/h），从而计算风帽入口平均风速（m/s）。

图9 2号炉床料850 mm时风室静压测量结果图

布风板阻力计算公式为:

式中:Δp0为布风板阻力，Pa；u为风帽小孔风速，m/s；ξ为风帽阻力系数；ρ为空气密度，kg/m3。2号炉床层阻力特性如表6所示。

表6 2号炉床层阻力特性表

结果表明，通过现场试验得到的锅炉风帽阻力系数基本不随流化风量的增加而变化，维持在16.2～16.6之间。将模拟结果与试验结果对比后发现，数值模拟计算得到的阻力系数值，与试验数据计算得到阻力系数值的偏差均非常小，仅为2%左右，模拟结论与试验结果相互印证。

3 结论

本文根据流化床锅炉的结构尺寸与运行特性，采用计算流体力学软件Fluent对锅炉风帽开展了数值模拟研究，分析不同风帽芯管速度下，风帽阻力系数的变化。同时实施了水冷风室静压分布的现场试验，对试验数据进行了全面分析，计算出该厂风帽实际阻力系数，最终得出如下结论:

（1）由风帽数值模拟结果可知，风帽阻力系数基本不随着速度变化，稳定在16.5左右，而且随着风帽芯管速度的提升，风帽阻力系数逐渐趋于不变。此时风帽的压降与速度的平方成正比，随着风帽芯管速度的增加，风帽压降以速度平方的速率增加。

（2）为获得锅炉的风帽阻力实际情况，该厂在2号炉的水冷风室做了冷态静压分布试验，计算了风帽阻力系数。结果表明，锅炉风帽阻力系数基本不随流化风量的增加而变化，大致维持在16.2～16.6之间。

（3）将模拟结果与试验结果对比后发现，数值模拟计算得到的阻力系数值，与试验数据计算得到阻力系数值的偏差均非常小，仅为2%左右，模拟结论与试验结果相互印证。

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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。

国家自然科学基金（51436006）。

吕剑（1977-），男，工程师，主要研究方向为电站锅炉运行优化与调试检修、电厂优化节能与热力系统优化研究等，E-mail:ljian205@126.com。