雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)制粉系統(tǒng)機(jī)理建模與仿真

谷俊杰， 陳見永， 張 巖

(華北電力大學(xué) 能源動力與機(jī)械工程學(xué)院，河北保定 071003)

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雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)制粉系統(tǒng)機(jī)理建模與仿真

谷俊杰， 陳見永， 張 巖

(華北電力大學(xué) 能源動力與機(jī)械工程學(xué)院，河北保定 071003)

為了提高雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)制粉系統(tǒng)運(yùn)行的安全性和經(jīng)濟(jì)性，分析鋼球在雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)中的磨損機(jī)理，建立了鋼球磨損與磨煤工況間的鋼球磨損規(guī)律數(shù)學(xué)預(yù)測模型.基于質(zhì)量和能量平衡，考慮原煤水分及磨煤過程中機(jī)械熱參與能量平衡，建立了雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)三入三出動態(tài)數(shù)學(xué)模型，并以某600 MW機(jī)組配備的MGS-4060-A型雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)為例對模型進(jìn)行計算與仿真.結(jié)果表明：在雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)額定運(yùn)行工況下，熱風(fēng)量、冷風(fēng)量和給煤量階躍擾動時，磨煤機(jī)的出口溫度、料位和出力的仿真結(jié)果均與實(shí)際運(yùn)行結(jié)果相符.

磨煤機(jī)； 鋼球； 磨損機(jī)理； 磨損規(guī)律； 數(shù)學(xué)模型

雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)制粉系統(tǒng)是火電廠重要的發(fā)電設(shè)備之一，具有運(yùn)轉(zhuǎn)時間長、運(yùn)轉(zhuǎn)靈活度高、煤粉細(xì)度均勻及對雜物不敏感等優(yōu)點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于300 MW及以上機(jī)組[1].但其缺點(diǎn)是金屬耗量大，制粉電耗高，磨煤機(jī)一般每磨制1 t煤鋼球的質(zhì)量磨損為120～300 g，個別甚至更高[2].針對雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)鋼球磨損規(guī)律的探討及機(jī)理建模對其品質(zhì)提高、鋼耗及電耗降低等具有重要意義.

目前,針對雙進(jìn)雙出鋼球磨煤機(jī)的建模研究還較少.張繼東等[3]利用BP人工神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)建立了雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)磨煤功率和出力的數(shù)學(xué)模型，計算結(jié)果具有較好的精度.馮磊華[4]針對雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)制粉出力滯后問題進(jìn)行了建模和控制方面的研究，其理論分析與仿真結(jié)果均具有良好的效果，但并未將模型建成三入三出形式.雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)驅(qū)動端與非驅(qū)動端幾乎完全對稱，因此，可利用單端相關(guān)量來表示其整體相關(guān)量.筆者在以往研究的基礎(chǔ)上[5]建立了雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)三入三出動態(tài)數(shù)學(xué)模型，并在模型中考慮了原煤水分蒸發(fā)吸熱及磨煤過程中機(jī)械熱參與能量平衡.此外，針對雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)內(nèi)鋼球磨損機(jī)理建立了磨損規(guī)律數(shù)學(xué)模型，給出了模型參數(shù)的求取方法，對雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)鋼球直徑變化模擬和預(yù)測、制定合理補(bǔ)加球方案、穩(wěn)定鋼球充填率和降低鋼耗等具有實(shí)際意義.

1 鋼球磨損規(guī)律模型的建立

雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)筒體內(nèi)裝有一定量的鋼球，當(dāng)磨煤機(jī)圓筒轉(zhuǎn)動時，鋼球被帶到一定的高度落下，將煤砸碎，煤樣由大顆粒變成小顆粒；同時鋼球間及鋼球與護(hù)甲之間的相對移動，通過擠壓、研磨，把小顆粒煤樣制成煤粉[6].

鋼球的運(yùn)動形態(tài)理論可分為3種：純二相理論、三相混合理論和腎形蠕動區(qū)理論[7].按照三相混合理論，雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)實(shí)際運(yùn)行時，筒體內(nèi)絕大多數(shù)鋼球?yàn)榛旌线\(yùn)動狀態(tài)：外層鋼球?yàn)榧兌鄴伮涫竭\(yùn)動，內(nèi)層鋼球?yàn)榧兌酁a落式運(yùn)動，中間層的鋼球則是三相混合的運(yùn)動狀態(tài).只有在雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)轉(zhuǎn)速過低或過高的情況下，鋼球才會進(jìn)行純二相瀉落式或純二相拋落式運(yùn)行.

鋼球在拋落運(yùn)動時可分為2步[8]：鋼球先隨磨煤機(jī)筒體進(jìn)行圓周運(yùn)動，然后再進(jìn)行拋落式運(yùn)動.磨煤機(jī)筒體內(nèi)最外層鋼球的運(yùn)動軌跡如圖1所示.由圖1可知，鋼球跟隨筒體進(jìn)行圓周運(yùn)動，從B點(diǎn)運(yùn)動至A點(diǎn)，然后在A點(diǎn)以一定的初速度作拋落運(yùn)動，落至B點(diǎn)(打擊點(diǎn))時對該區(qū)域煤粉顆粒產(chǎn)生沖擊、研磨.曲線AB即為鋼球的拋物線軌跡，O點(diǎn)為筒體圓心.

圖1 鋼球的運(yùn)動軌跡

磨煤機(jī)運(yùn)行時，鋼球與物料、鋼球與鋼球、鋼球與襯板之間會發(fā)生沖擊碰撞，且每次的沖擊碰撞都伴隨著能量的轉(zhuǎn)移和消耗.鋼球沖擊能量中只有極少一部分用于礦石的破碎，其余能量則消耗在鋼球的磨損上[9].同一粒度鋼球在磨煤機(jī)中的磨損符合迭加原理，即鋼球的總磨損量為沖擊磨損量W1、磨剝磨損量W2和腐蝕磨損量W3之和[10].

磨煤過程與磨礦不同，前者通過高溫一次熱風(fēng)對原煤進(jìn)行預(yù)干燥，降低了進(jìn)入雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)的原煤水分，鋼球的腐蝕磨損相對磨礦環(huán)境而言小得多.鋼球所處的介質(zhì)環(huán)境不同，腐蝕磨損程度也不同.磨礦中鋼球所處介質(zhì)環(huán)境為礦漿，鋼球的腐蝕磨損程度較為嚴(yán)重，而在雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)風(fēng)粉混合物介質(zhì)環(huán)境下，鋼球的腐蝕磨損量W3可忽略，主要為機(jī)械磨損量，即沖擊磨損量和磨剝磨損量之和：

=-(W1+W2)

(1)

式中：dm/dt為鋼球質(zhì)量磨損率,kg/s；m為某一粒度單個鋼球質(zhì)量,kg；t為磨煤機(jī)連續(xù)磨煤時間,s；負(fù)號表示鋼球磨損量為負(fù)值.

1.1 鋼球的沖擊磨損量

鋼球在落回點(diǎn)B處的速度vB可分解為沿打擊線OB的法向速度vn和與打擊線垂直的切向速度vq.法向速度vn的作用是在鋼球與煤粒的打擊接觸點(diǎn)處沖擊煤粒，切向速度是用來磨削煤粒而不對煤粒產(chǎn)生沖擊作用.因此，可認(rèn)為鋼球的沖擊磨損量與鋼球發(fā)生沖擊碰撞時的法向動能En成正比.

W1=k1En

(2)

(3)

式中：k1為比例常數(shù).

(4)

式中：R為雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)的筒體半徑,m；g為重力加速度,m/s2；Ψ為雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)的轉(zhuǎn)速率，表示磨煤機(jī)轉(zhuǎn)速的相對高低；K用來表征鋼球充填率，等于最內(nèi)層鋼球半徑與最外層鋼球半徑之比.

(5)

式中：n、n0分別為雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)的實(shí)際轉(zhuǎn)速和臨界轉(zhuǎn)速，r/min，其中n0的大小取決于磨煤機(jī)筒體直徑Dm，m.

(6)

將式(4)代入式(3)得：

En=8mgRΨ6(1+K2)2·

(7)

式(7)在假定條件下是推導(dǎo)成立的，這些條件對En的影響程度很大且很難定量描述.若忽略這些影響，式(7)將會產(chǎn)生很大的誤差，甚至無應(yīng)用價值.因此，引入綜合系數(shù)θ來進(jìn)行3方面修正：(1)原煤顆粒的力學(xué)性質(zhì)不均勻性；(2)磨煤過程的有效控制；(3)鋼球與筒體襯板之間碰撞等因素的影響.

原煤粒度的抗壓強(qiáng)度與力學(xué)性質(zhì)不均勻修正系數(shù)θ1之間的擬合線性關(guān)系[7]為

θ1=0.011 2σ0+0.004 2

(8)

式中：σ0為原煤的抗壓強(qiáng)度，MPa.

目前對于(2)和(3)很難提出定量的修正關(guān)系.現(xiàn)假設(shè)其影響程度均等于θ1，則θ=θ13，代入式(7)得：

En=λmθRΨ6

(9)

其中，λ定義為

λ=8g(1+K2)2[1-Ψ4(1+K2)/2]3

(10)

將式(9)代入式(2)得：

W1=λmθRΨ6k1

(11)

1.2 鋼球的磨剝磨損量

磨剝磨損量W2與鋼球被磨剝的表面積Sb和鋼球的切向速度vq成正比[10]：

W2=k2vqSb

(12)

式中：k2為比例常數(shù)，其值取決于鋼球充填率和鋼球材質(zhì).

由于生產(chǎn)水平有限，鋼球外表面存在一定的粗糙度.鋼球的磨剝只在鋼球與其他物質(zhì)的接觸微凸尖端處，鋼球被磨剝的接觸表面積小于鋼球的當(dāng)量表面積[11]：

Sb=απD2

(13)

式中：α∈(0，1),為比磨剝磨損表面積，即被磨剝的鋼球接觸表面積與鋼球當(dāng)量表面積的比值；D為鋼球直徑,mm.

在鋼球與煤的接觸面上，煤粉介質(zhì)與鋼球的相對運(yùn)動類似于圓周運(yùn)動，煤粉與鋼球的相對運(yùn)動速度vr近似等于鋼球的切向速度vq[10]：

(14)

式中：nq為鋼球轉(zhuǎn)速，r/min，nq=Ψ/φ，φ為鋼球充填率.

則vq為

(15)

雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)的鋼球充填率為

(16)

式中：M為磨煤機(jī)的裝球量,kg；ρ為鋼球的密度,kg/m3；V為磨煤機(jī)筒體的有效容積,m3；ε為筒體內(nèi)鋼球之間的空隙率，通常取0.38.

1.3 鋼球磨損數(shù)學(xué)模型

將式(11)和式(12)代入式(1)得：

=-(λmθRΨ6k1+k2vqSb)

(17)

對某粒度的單一鋼球而言：

(18)

將式(13)～式(15)及式(18)代入式(17)得：

(19)

設(shè)鋼球的初始直徑為D0，則初始條件為t=0，D=D0，求解式(19)得：

(20)

從式(20)可以看出，鋼球直徑與連續(xù)磨煤時間呈指數(shù)關(guān)系.若磨煤機(jī)內(nèi)徑越大、轉(zhuǎn)速率越高，鋼球磨損速度越大；若鋼球密度和鋼球充填率越大，鋼球磨損速度越小.

目前，我國電廠主要使用低鉻鑄鐵磨球和高鉻鑄鐵磨球，其表層硬度高、中心硬度低，且表層與中心的硬度相差較大，在磨煤過程中容易失圓，使磨煤效率大幅降低[12].可對磨損公式進(jìn)行修正：

(21)

式中：β=H0/H，為硬度修正系數(shù)，與鋼球材質(zhì)有關(guān)，其中H0和H分別為鋼球的表面硬度值和徑向硬度值.

2 鋼球磨損規(guī)律模型的求解

2.1 參數(shù)k2的求取

在實(shí)驗(yàn)室條件下，通過試驗(yàn)用雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)(簡稱試驗(yàn)?zāi)ッ簷C(jī))對某一煤種進(jìn)行磨煤實(shí)驗(yàn).控制試驗(yàn)?zāi)ッ簷C(jī)處于低轉(zhuǎn)速(如轉(zhuǎn)速率為25%)及正常的鋼球充填率(充填率為30%)狀態(tài).

磨煤機(jī)轉(zhuǎn)速低時，筒體內(nèi)鋼球幾乎完全進(jìn)行滑動運(yùn)動，即此操作條件下鋼球?yàn)榧優(yōu)a落式運(yùn)動.此時鋼球的沖擊磨損量可忽略，主要為磨剝磨損量，則式(21)變?yōu)?/p>

(22)

(23)

由式(22)得：

(24)

若f(D)取得最小值，只需?f/?k2=0，即

(25)

式中：N為實(shí)驗(yàn)次數(shù).

2.2 參數(shù)k1的求取

控制試驗(yàn)?zāi)ッ簷C(jī)的轉(zhuǎn)速為正常轉(zhuǎn)速(如轉(zhuǎn)速率為70%)和正常鋼球充填率(充填率為30%).此時鋼球處于拋落式運(yùn)動狀態(tài)，鋼球的沖擊磨損和磨剝磨損同時存在.按照k2的優(yōu)化方法，目標(biāo)函數(shù)為

(26)

同理，若取得最小值fmin，只需?f/?k1=0，即

(27)

其中，λ、θ、φ分別由式(10) 、式(8)、式(16)求得.λ中的K值取決于磨煤機(jī)轉(zhuǎn)速率Ψ和鋼球充填率φ，三者具體關(guān)系可參考文獻(xiàn)[8]，限于篇幅，此處不再贅述.

鋼球磨損規(guī)律模型的參數(shù)k1、k2是在實(shí)驗(yàn)室磨煤條件下求取得到的，為使該模型更加精確、更具適用性，可在實(shí)際廠用雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)上進(jìn)行擴(kuò)大連續(xù)性實(shí)驗(yàn).實(shí)驗(yàn)室條件下的k1、k2可用于實(shí)際廠用雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)，因?yàn)閿U(kuò)大連續(xù)性實(shí)驗(yàn)與實(shí)驗(yàn)?zāi)ッ涵h(huán)境類似.對于電廠固定的雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)，可根據(jù)其運(yùn)行條件得出相應(yīng)的磨損規(guī)律模型.

3 出口溫度、料位、出力建模

鋼球磨煤機(jī)是一個典型的強(qiáng)非線性、多變量耦合系統(tǒng)[13].圖2為雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)的運(yùn)行系統(tǒng).其輸入變量包括給煤機(jī)轉(zhuǎn)速、熱風(fēng)量和冷風(fēng)量，輸出變量包括出口溫度、料位和出力.因此，雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)是一個典型三入三出系統(tǒng).此外，轉(zhuǎn)速率、原煤水分蒸發(fā)等運(yùn)行參數(shù)以及磨煤機(jī)尺寸、載球量和充填率等結(jié)構(gòu)因素也會影響磨煤機(jī)的運(yùn)行.

雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)兩端完全對稱，因此在以下建模過程中假定動態(tài)和靜態(tài)時雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)兩端的出力、料位和出口溫度均相等，可簡化為一路變量分析.

圖2 雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)運(yùn)行系統(tǒng)

3.1 出口溫度數(shù)學(xué)模型

磨煤機(jī)出口溫度是磨煤機(jī)運(yùn)行過程的主要監(jiān)控變量，出口溫度過高容易引起爆炸，出口溫度過低會導(dǎo)致煤粉濕度大，影響燃燒效率[14].

對雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)出口溫度建模之前進(jìn)行如下假設(shè)：(1)磨煤機(jī)的出口溫度是筒體風(fēng)粉混合物溫度；(2)出口煤粉、風(fēng)的溫度相同；(3)筒體內(nèi)鋼球量看作定值.

分析雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)的出入口質(zhì)量關(guān)系可得出其出入口質(zhì)量平衡模型,如圖3所示.其中,Bgm為單端給煤量，t/h；Bm為出粉量，t/h；Mgq為鋼球裝載量，kg；Mm為存煤量，kg；Δw為磨煤過程中原煤水分質(zhì)量分?jǐn)?shù)的變化，%；Gtf、Gr、Gl、Gmf和Glf分別為磨煤機(jī)通風(fēng)量、熱風(fēng)量、冷風(fēng)量、密封風(fēng)量和漏風(fēng)量，kg/h.

圖3 雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)出入口質(zhì)量平衡

磨煤機(jī)通風(fēng)量等于熱風(fēng)量、冷風(fēng)量、密封風(fēng)量和原煤的水分蒸發(fā)量BgmΔw之和減去漏風(fēng)量.而雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)的Glf、Gmf和BgmΔw較小，因此認(rèn)為Gtf僅為Gr與Gl之和[4]：

Gtf=Gr+Gl

(28)

圖4為雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)制粉系統(tǒng)的熱平衡模型.其中,Qc為進(jìn)入磨煤機(jī)的原煤帶入熱量，kJ；Qa為入口一次風(fēng)帶入磨煤機(jī)的熱量，kJ；Qj為磨煤過程中產(chǎn)生的機(jī)械熱量，kJ；Qgq、Qm分別為鋼球和磨內(nèi)存煤的吸熱量，kJ；Qca為出口風(fēng)粉混合物一起帶走的熱量，kJ；Qw為原煤水分蒸發(fā)所吸收的熱量，kJ；Qe為磨煤機(jī)向周圍環(huán)境的散熱量，kJ.

圖4 雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)系統(tǒng)熱平衡模型

假定雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)出入口通風(fēng)量恒定，忽略磨煤機(jī)筒體內(nèi)空氣及原煤蒸發(fā)水分量以及Qe，考慮Qw和Qj參與能量平衡作用,得：

Qgq+Qm=Qa+Qj+Qc-Qca-Qw

(29)

由式(28)、式(29)以及質(zhì)量平衡得：

=crGrtr+

ctf(Gr+Gl)tm-Qw

(30)

式中：cgq、cm、cgm、cr、cl和ctf分別為鋼球、煤粉、原煤、熱風(fēng)、冷風(fēng)和通風(fēng)的比熱容，kJ/(kg·K)；tm、tg、tr和tl分別為磨煤機(jī)出口溫度、給煤溫度、熱風(fēng)溫度和冷風(fēng)溫度，℃.

根據(jù)文獻(xiàn)[15]和文獻(xiàn)[16]可知：

(31)

(32)

由式(30)～式(32)得出出口溫度表達(dá)式為

(33)

3.2 料位數(shù)學(xué)模型

磨煤機(jī)料位難以直接測量，傳統(tǒng)料位建模一般采用壓差來間接反映煤位高度.現(xiàn)通過磨煤機(jī)結(jié)構(gòu)和機(jī)理對料位直接建模.

由質(zhì)量平衡及密度方程可知，存煤量滿足以下2個方程：

(34)

(35)

式中：Bin為兩端進(jìn)口煤量之和，t/h；Sm為筒體內(nèi)存煤上底面面積，m2；ρm為磨煤機(jī)內(nèi)存煤的密度，kg/m3；Hm為磨煤機(jī)當(dāng)前的料位高度，m;dHm/dt為料位高度的變化率，m/s.

由式(34)和式(35)得：

(36)

磨煤機(jī)為圓筒形結(jié)構(gòu)，則Sm為

(37)

式中：L為磨煤機(jī)筒體長度，m.

雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)兩端完全對稱，則磨煤機(jī)兩端總進(jìn)煤量是單端進(jìn)煤量的2倍：

Bin=2Bm

(38)

同理，磨煤機(jī)總進(jìn)口熱風(fēng)量Grz和總冷風(fēng)量Glz為：

Grz=2Gr

(39)

Glz=2Gl

(40)

雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)的出粉量為：

(41)

式中：μ為雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)的風(fēng)煤比.

聯(lián)立式(36)～式(41)得到料位高度變化率的表達(dá)式為

(42)

3.3 出力數(shù)學(xué)模型

雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)的壓差與兩端進(jìn)口熱風(fēng)、冷風(fēng)、密封風(fēng)和通風(fēng)有關(guān)，其壓差變化滿足式(43)：

(43)

式中：dp為磨煤機(jī)壓差，Pa；Kf為磨煤機(jī)風(fēng)量的改變對壓力變化的影響系數(shù)；Vmill為磨煤機(jī)內(nèi)氣體的體積，m3.

dp=3 700(μBm/qm,fl)2Kp

(44)

(45)

式中：qm,fl為分離器出口設(shè)計質(zhì)量流量，kg/h；Kp為當(dāng)?shù)卮髿鈮号c海平面大氣壓之比；vkf為磨煤機(jī)出口風(fēng)速，m/s.

由式(43)～式(45)可得出力表達(dá)式為：

(2Gr+2Gl+Gmf-μBm)

(46)

3.4 數(shù)學(xué)模型應(yīng)用實(shí)例

以某600 MW機(jī)組所配的MGS-4060-A型雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)為例進(jìn)行計算求解，以便利用Matlab/Simulink對模型進(jìn)行仿真，計算所需主要性能參數(shù)見表1.

表1 MGS-4060-A型磨煤機(jī)主要性能參數(shù)

將有關(guān)參數(shù)分別代入式(33)、式(42)和式(46)得動態(tài)數(shù)學(xué)模型為

=0.035Bgm+0.122Gr+

0.004Gl-138.5tm

(47)

(48)

(49)

4 出口溫度、料位及出力模型的仿真

4.1 出口溫度仿真結(jié)果

磨煤機(jī)的出口溫度必須控制在一定范圍內(nèi).因?yàn)槟ッ簷C(jī)出口溫度代表了煤粉的干濕程度，在實(shí)際運(yùn)行時也要考慮經(jīng)濟(jì)性和安全性.磨煤機(jī)出口溫度較高時會降低煤粉的水分含量，使著火更加容易，燃燒效率得到一定的提升，但磨煤機(jī)出口溫度也不能過高，否則容易造成煤粉自燃和爆炸.

圖5給出了MGS-4060-A型雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)的出口溫度在3個給定輸入變量下隨時間的變化.其中3個輸入變量如下:給煤量為24 t/h，熱風(fēng)量為120 000 kg/h，冷風(fēng)量為4 000 kg/h.

雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)3個輸入變量的變化均會對磨煤機(jī)出口溫度產(chǎn)生一定的影響.由于進(jìn)入該磨煤機(jī)的熱風(fēng)溫度比磨煤機(jī)出口溫度高得多，熱風(fēng)量的擾動對磨煤機(jī)出口溫度影響相對較大.當(dāng)磨煤機(jī)熱風(fēng)調(diào)門調(diào)小，進(jìn)入磨煤機(jī)的熱風(fēng)量減少，則出口溫度會降低，反之則升高.雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)在額定工況下運(yùn)行時，保持給煤量和冷風(fēng)量輸入數(shù)值不變，將磨煤機(jī)熱風(fēng)量由120 000 kg/h變?yōu)?6 000 kg/h(即熱風(fēng)量減小20%)時,磨煤機(jī)出口溫度變化仿真曲線如圖6所示.

圖5 雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)出口溫度仿真曲線

Fig.5 Simulation curve of outlet temperature for the double-inlet double-outlet coal mill

圖6 熱風(fēng)量減小20%時出口溫度的仿真曲線

Fig.6 Simulation curve of outlet temperature under 20% reduction of hot air flow

實(shí)際運(yùn)行中，進(jìn)入磨煤機(jī)的一次風(fēng)包含容量風(fēng)與旁路風(fēng).容量風(fēng)跟隨機(jī)組負(fù)荷變化以保證磨煤機(jī)的進(jìn)風(fēng)量，給煤量跟隨容量風(fēng)來保持風(fēng)煤比.磨煤機(jī)出口溫度的穩(wěn)定依靠調(diào)整磨煤機(jī)入口冷、熱風(fēng)調(diào)門開度的不同比例來維持.當(dāng)磨煤機(jī)運(yùn)行工況穩(wěn)定時，容量風(fēng)的流量不變，料位和給煤量也不變，系統(tǒng)處于動態(tài)平衡，出口溫度變化幅度很小.當(dāng)出現(xiàn)風(fēng)量或煤質(zhì)擾動，磨煤機(jī)系統(tǒng)動態(tài)平衡就會破壞，此時改變磨煤機(jī)熱、冷風(fēng)量及給煤量，系統(tǒng)會重新平衡.當(dāng)容量風(fēng)和給煤量按一定比例變化，即風(fēng)煤比一定時，料位仍保持恒定，若進(jìn)入磨煤機(jī)的原煤為設(shè)計煤種，則磨煤機(jī)出口溫度基本不變；若進(jìn)入磨煤機(jī)的原煤煤質(zhì)變差，則出口溫度會有所升高.

4.2 料位仿真結(jié)果

料位代表磨煤機(jī)筒體內(nèi)的存煤量，必須維持在正常范圍內(nèi).料位過低會導(dǎo)致鋼球和襯板的磨損加快，從而增加金屬耗量，制粉效率降低.

煤粉通過一次風(fēng)攜帶出磨煤機(jī)，料位過高則會使磨煤機(jī)產(chǎn)生堵磨現(xiàn)象，制粉出力急劇降低.顯然磨煤機(jī)通風(fēng)量的改變與存煤量有密切聯(lián)系.當(dāng)熱風(fēng)調(diào)門開度調(diào)小→進(jìn)入磨煤機(jī)的熱風(fēng)量減小→磨煤機(jī)的通風(fēng)量下降→通風(fēng)帶出磨煤機(jī)的煤粉量減少→存煤量逐漸增加→料位上升.當(dāng)熱風(fēng)調(diào)門開度增大時則與此變化相反，即料位會降低.當(dāng)冷風(fēng)調(diào)門開度變化時同樣會引起通風(fēng)量改變，與熱風(fēng)調(diào)門開度的變化原理是一致的.雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)在額定工況下運(yùn)行時，保持給煤量和冷風(fēng)量輸入數(shù)值不變，將磨煤機(jī)熱風(fēng)量由120 000 kg/h變?yōu)?44 000 kg/h(即熱風(fēng)量增大20%)時磨煤機(jī)料位高度變化仿真曲線見圖7.

圖7 料位高度在熱風(fēng)量增大20%時的仿真曲線

Fig.7 Simulation curve of material level height under 20% increase of hot air flow

當(dāng)磨煤機(jī)給煤量增加，磨內(nèi)存煤量顯然會增加，料位升高；當(dāng)給煤量減少，磨內(nèi)存煤量減少，料位降低.因此改變給煤量是調(diào)節(jié)存煤量的一個重要手段，實(shí)際電廠的料位控制就是通過料位偏差信號來控制給煤速度的，從而改變磨內(nèi)存煤量，使磨煤機(jī)筒體內(nèi)進(jìn)出的煤量達(dá)到平衡.雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)在額定工況下運(yùn)行時，保持熱風(fēng)量和冷風(fēng)量輸入數(shù)值不變，將磨煤機(jī)給煤量由24 t/h變?yōu)?8.8 t/h(即給煤量增大20%)時,磨煤機(jī)料位高度變化仿真曲線見圖8.

圖8 給煤量增大20%時料位高度的仿真曲線

Fig.8 Simulation curve of material level height under 20% increase of coal feed rate

4.3 出力仿真結(jié)果

雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)的負(fù)荷調(diào)整不是靠調(diào)節(jié)給煤機(jī)轉(zhuǎn)速來控制的，而是通過改變通風(fēng)量來實(shí)現(xiàn)的.

無論雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)處于何種負(fù)荷，其風(fēng)煤比始終保持不變，因此只需調(diào)整一次風(fēng)門的開度，以改變進(jìn)入雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)的一次風(fēng)量，就可增減磨煤機(jī)出口煤粉量.當(dāng)熱風(fēng)調(diào)門開度調(diào)小→進(jìn)入磨煤機(jī)的熱風(fēng)量減小→磨煤機(jī)的通風(fēng)量降低→通風(fēng)帶出磨煤機(jī)的煤粉量減少→磨煤機(jī)出力減小.當(dāng)熱風(fēng)調(diào)門開度調(diào)大時，情況正好相反，即磨煤機(jī)出力增加.當(dāng)冷風(fēng)調(diào)門開度調(diào)整時同樣會改變磨煤機(jī)的通風(fēng)量，通風(fēng)攜帶出的煤粉量隨之改變，與熱風(fēng)調(diào)門變化原理一致.雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)在額定工況下運(yùn)行時，保持給煤量和冷風(fēng)量輸入數(shù)值不變，將磨煤機(jī)熱風(fēng)量由120 000 kg/h變?yōu)?6 000 kg/h(即熱風(fēng)量減小20%)時,磨煤機(jī)出力變化仿真曲線見圖9.

圖9 熱風(fēng)量減小20%時出力的仿真曲線

Fig.9 Simulation curve of mill output under 20% reduction of hot air flow

5 結(jié) 論

在雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)中鋼球磨損機(jī)理的基礎(chǔ)上，基于鋼球三相混合運(yùn)動理論及鋼球拋落式運(yùn)動學(xué)知識求出鋼球在打擊點(diǎn)處的沖擊動能，并引入綜合修正系數(shù)及鋼球硬度不均勻性修正系數(shù)，建立了鋼球磨損規(guī)律數(shù)學(xué)預(yù)測模型.對指導(dǎo)雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)的合理補(bǔ)加球、穩(wěn)定充填率和提高磨煤效率等具有重要意義.通過對雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)的分析，建立了磨煤機(jī)的三入三出動態(tài)數(shù)學(xué)模型，在機(jī)理層面揭示了磨煤機(jī)系統(tǒng)的非線性、強(qiáng)耦合特點(diǎn).仿真結(jié)果與實(shí)際相符，能很好地反映結(jié)構(gòu)與運(yùn)行參數(shù)等對雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)工作的影響，為控制設(shè)計以及運(yùn)行優(yōu)化等提供了素材.

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Mechanism Modeling and Simulation on Pulverizing System of a Double-inlet Double-outlet Coal Mill

GU Junjie, CHEN Jianyong, ZHANG Yan

(School of Energy, Power and Mechanical Engineering, North China Electric Power University, Baoding 071003, Hebei Province, China)

To improve the safety and economy of a pulverizing system for double-inlet double-outlet coal mills, a mathematical prediction model was established to study the relationship between the ball wear and the grinding condition by analyzing the wear mechanism of the steel ball. Meanwhile, a three-input three-output dynamic model was set up for the double-inlet double-outlet mill based on the mass and energy conservation considering the heat absorption in raw coal moisture evaporation and the mechanical heat produced in coal grinding, with which, calculations and simulations were conducted for a MGS-4060-A double-inlet double-outlet coal mill matching 600 MW power units. Results show that under the step disturbance of hot air flow, cold air flow and coal feed rate at rated operating conditions, the simulated outlet temperature, material level and mill output agree well with actual operation data of the coal mill.

coal mill; steel ball; wear mechanism; wear law; mathematical model

2016-05-31

2016-07-12

谷俊杰(1959-)，男，河北定州人，教授，碩士，主要從事電站熱工控制與運(yùn)行優(yōu)化方面的研究． 陳見永(通信作者)，男，碩士研究生，電話(Tel．)：18331125272;E-mail：18331125272@163.com．

1674-7607(2017)06-0467-08

TK223.25

A

470.30