切向燃烧锅炉燃烧器区流场及壁面负压的试验与数值研究

北极星电力网技术频道作者:佚名 2008/1/23 19:49:49

关键词: 锅炉燃烧器锅炉燃烧

1　引言
　　角置切向燃烧锅炉由于具有燃料稳燃、燃尽条件好，煤种适应性强以及易于向大容量发展等优点，在我国电厂得到了广泛应用。但是，在这种炉膛内从燃烧器出来的气流并不沿其喷口几何轴线运动，而是出现一定的偏转，当偏转严重时会导致燃烧器射流贴壁或冲击炉墙，造成壁面结渣。另外，当射流偏转后，其切圆直径会大大增加，因而大大增加了其旋转角动量，使得炉内的旋转上升气流在炉膛出口时还存在相当强的残余旋转，导致炉膛出口水平烟道左右两侧烟速、烟温偏差过大，引起过热器、再热器局部超温爆管。因此，研究大型四角切向燃烧锅炉燃烧器区的空气动力场，找出影响射流偏转的原因具有重要意义。
　　本文在HG－2008／18．2－YM2型四角切向燃烧锅炉的冷态模型上，对燃烧器区的流场和水冷壁附近两相邻炉墙的压力进行了实测，找出了影响射流偏转的因素，并用数值模拟进行了补充和验证。
2　试验研究
2．1　试验设备及技术
　　本试验所用的锅炉原型为哈尔滨锅炉厂为哈三电厂制造的HG－2008／18．2－YM2型四角切向燃烧锅炉。整个锅炉除燃烧器外均采用几何相似，几何比例为140。在燃烧器区，采用斯林－纽拜（Thring－Newby）模化方法^［1］。试验系统如图1所示。根据相似理论，模化试验必须遵守下列准则：
（1）模型与原型几何相似；

(2)两者的边界条件相似;

（3）两者的决定性准则数相等。
　　试验中采用近似模化方法，保持气体进入自模化区。本试验所用Re＝1．5×10⁵，测量表明，已经处于自模化区。
　　试验中，选前墙与左侧墙间的燃烧器为研究对象。采用IFV－900热线智能流速测量仪测量燃烧器区流场，采用微压计测量燃烧器附近的壁面压力。测点布置在燃烧器区，如图1中Z＝256mm及Z＝256±30mm处。

A：前分隔屏；B：后分隔屏；C：后屏过热器；
D：后屏再热器和末级再热器；E：末级过热器
　　图1　试验系统图
　　Fig．1　Theexperimentalsystem
2．2　试验工况设计
　　文［2］认为，燃烧器射流在炉内扩展过程中将卷吸周围的烟气。对狭长形的燃烧器射流，卷吸主要发生在射流两侧，从而在两侧造成负压。如果射流两侧的补气条件不同，则两侧的负压值也不同，使射流两侧出现压差，导致燃烧器射流的偏转。文［3］指出，炉内旋转气流间的相互作用，也会造成燃烧器射流的偏转。因此，为了定量研究燃烧器结构和运行参数对射流偏转的影响，本次试验按表1所列工况进行。
　　

　　
　　注：α指喷口几何轴线与前墙背火侧的夹角。
2．3　试验结果及分析
　　图2是在试验工况1～3时，测得的燃烧器区两侧墙上的压力分布。图中的剩余压力指试验测得的压力值与炉内平均压力之差，以下皆同。

　　从图中可以看出，在燃烧器射流根部压差较大，以后随着射流向前扩展，射流两侧的压差要明显小于射流根部的压差，这是因为随着射流的扩展，射流背火侧的补气不仅可以从射流下游得到，而且射流上下方的气体也较易流向射流中部，使得射流补气条件优于根部。另外，从图中还可以看到，随着角α的减小，燃烧器射流两侧的压差增大，从而引起射流偏转的动力也就越大，射流也就越容易贴壁。显然，当燃烧器射流的几何轴线与前墙夹角不相等时，夹角大的补气也就容易一些，从而射流两侧的压差也就较小。图3是由试验测得的上述三种工况下的燃烧器区速度矢量图。从图中可以明显地看出，当α＝36°时，射流未贴壁，当α＝21°时，射流已完全贴壁。这正是由于射流两侧压差的不同所致。

图2　不同α角时燃烧器两侧墙的压力分布

Fig．2　Thepressuredistributiononthefurnace　　wallatdifferentangleα
　　图4是在试验工况1、4和5时测得的燃烧器区两侧墙上的相对剩余压力分布（文中以剩余压力与出口动压的比表示，即ΔP／ρu²）。由图4发现，随着燃烧器高宽比h／b的增大，壁面区域相对压力的绝对值会越大，气流越容易贴壁。这是由于高宽比小时，射流不但可以从两侧补气，而且可以进行从上下两方补气，使得射流的补气条件较好。
　　试验还发现，只开1个燃烧器喷口时，该燃烧器射流的偏转要比4个燃烧器喷口都开时小得多。这说明炉内旋转气流的冲击作用对射流偏转具有重要影响。图5说明了这一点。图中可以看出，4个角的燃烧器均开启时（工况6），其根部的最大压力差要远大于只开1个角燃烧器时的情况（工况5）。

图3　α角不同时Z＝256mm处的水平截面上流场图

Fig．3Thevelocitydistributionatsection
Z＝256mmatdifferentangleα


图4　不同高宽比时燃烧器两侧墙的压力分布

Fig．4　Thepressuredistributiononthefurnacewallatdifferentradiooftheheight－to－width

3　数值计算
3．1　数值方法
　　本文采用SIMPLE方法^［4］进行数值计算。湍流模型选用k－ε双方程模型。将计算区域划分为15×15×35的不等距网格系统。相邻网格尺寸之比小于2。由于燃烧器区流场是本次计算的重点，所以把燃烧器及固体壁面附近区域的网格划分得较密，其它区域网格划分得较疏。

图5　不同数量燃烧器投运时两侧墙的压力分布

Fig．5　Thepressuredistributiononthefurnace　wallatdifferentnumberofburnersrunning
　　初值置零初场，进口边界采用固定值，k、ε由经验公式计算^［4］；固体壁面采用无速度滑移和无质量渗透条件，即φ＝0；出口边界，假设各因变量沿出流

　　
　　壁面附近采用壁面函数法进行修正计算。
3．2　数值结果
　　为了验证燃烧器射流的角度对流动状态的影响，数值计算同样选取了工况1～3。图6是这3种工况在燃烧器中部Z＝256mm处水平截面上的流场图谱。从图中可清楚地看到，随着射流几何轴线与前墙夹角α的减小，射流偏转将增大。这与试验所得的结论是相吻合的。
　　图7是原设计工况下，射流速度为19m／s，4个喷口全开时Z＝256mm处水平截面上的流场图谱。由图可见，在原设计工况下，由于燃烧器喷口的高宽比很大，致使燃烧器射流在离开喷口不远处便贴壁了。同时对比图6（a）可知，在其它条件相同的情况下，4个喷口全开时的射流偏转要比只开1个喷口时的大得多。燃烧器的高宽比也会对燃烧器区的流态产生影响。数值计算表明，图7工况中将燃烧器的高宽比减小到3．0时，即使射流速度提高到30m／s，燃烧器射流也不再偏转，如图8。

图6　α角不同时Z＝256mm处的水平截面上流场图　

　Fig．6　Thevelocitydistribution
atsectionZ＝256mmatdifferentangleα

图7　4个喷口全开时Z＝256mm处水平截面上的流场图谱
Fig．7　Thevelocitydistributionatsection

　　Z＝256mmatfourburnersrunning

　　实际锅炉中，燃烧器区射流速度的大小对炉内流动工况也有较大的影响。本次数值试验中，在只开1个燃烧器喷口，仅改变射流速度（见表2）情况下，计算了在前墙上距喷口X＝59mm处的压力与速度关系，如图9。

　　图9　X＝59mm处ΔP～V2关系曲线图

Fig．9　TherelationbetweenΔPandV2atX＝59mm
　　图中方程式为数值试验点的拟合直线。由图可知，燃烧器射流由于卷吸周围气体产生的负压与射流速度的平方基本成比例。这是因为当燃烧器射流的速度增大时，需要卷吸更多的周围气体，而各工况的补气条件是一定的，所以射流两侧的压差要增大。

4　结论

　　本文针对HG－2008／18．3－YM2型锅炉，进行了试验研究和数值模拟，结果表明：
　　（1）射流几何轴线与前墙背火侧夹角α决定着燃烧器射流补气条件的好坏。随着α角的增加，射流两侧的压差减小，射流运动轨迹逐渐趋向炉膛中心，射流两侧的补气条件相差不大，射流偏转较弱。

　　（2）燃烧器高宽比（h／b）是反应气流抗偏转能力的重要结构参数。试验与数值研究结果均表明，随着h／b的增大，燃烧器区的壁面相对压力绝对值会增大，气流越容易贴壁。
　　（3）炉内旋转气流对燃烧器射流的横向冲击也是影响燃烧器射流偏转的重要原因。
　　（4）燃烧器射流的速度不仅影响燃烧器区的炉内流动工况，而且对燃烧器区的壁面负压值影响较大。数值试验得出了在只考虑射流的卷吸作用时，射流两侧的负压绝对值与射流速度的平方成正比。

来源：中国电站集控运行技术网

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