中速磨煤機(jī)入口一次風(fēng)混流及均流技術(shù)研究

王周君，黎星華，唐立軍，段泉圣

(1.云南電網(wǎng)有限責(zé)任公司電力科學(xué)研究院，昆明 650217； 2.華北電力大學(xué) 控制與計(jì)算機(jī)工程學(xué)院，北京 102206)

0 引言

燃煤電廠(chǎng)磨煤機(jī)入口一次風(fēng)道內(nèi)冷、熱風(fēng)摻混不均會(huì)導(dǎo)致風(fēng)速和風(fēng)溫(風(fēng)速直接決定風(fēng)量測(cè)量裝置動(dòng)壓信號(hào)的大小，風(fēng)溫則會(huì)影響風(fēng)量值的修正精度)分布不均，從而造成磨煤機(jī)入口一次風(fēng)量測(cè)量不準(zhǔn)及動(dòng)態(tài)特性差，嚴(yán)重影響鍋爐制粉系統(tǒng)、燃燒系統(tǒng)的經(jīng)濟(jì)性和穩(wěn)定性[1-5]；同時(shí)，燃煤電廠(chǎng)鍋爐中速磨煤機(jī)直吹式制粉系統(tǒng)一次風(fēng)量的精確測(cè)量是鍋爐精細(xì)化控制的前提[6]。

受布置空間所限，國(guó)內(nèi)絕大多數(shù)燃煤電廠(chǎng)制粉系統(tǒng)的磨煤機(jī)入口一次風(fēng)道布置緊湊，且管道內(nèi)存在各種阻流件(如冷、熱一次風(fēng)調(diào)節(jié)閥，彎頭，漸縮管等)，使得混合管段內(nèi)流體流速和溫度分布不均勻，氣流易發(fā)生扭轉(zhuǎn)，在風(fēng)量測(cè)量截面產(chǎn)生二次流，加大了磨煤機(jī)入口一次風(fēng)量準(zhǔn)確測(cè)量的難度。目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)磨煤機(jī)入口風(fēng)量測(cè)量的研究大多集中在測(cè)量元件的改進(jìn)和優(yōu)化方面，如采用等截面多點(diǎn)式自清灰風(fēng)量測(cè)量裝置[7]及防堵陣列式風(fēng)量測(cè)量裝置[8]等，而對(duì)緊湊布置的磨煤機(jī)入口矩形一次風(fēng)道內(nèi)冷、熱風(fēng)混流和均流技術(shù)的研究還很少。

為此，針對(duì)國(guó)內(nèi)某大型燃煤電廠(chǎng)600 MW機(jī)組鍋爐中速磨煤機(jī)入口一次風(fēng)量、風(fēng)溫測(cè)量不準(zhǔn)確，鍋爐負(fù)荷、風(fēng)量、風(fēng)溫和燃燒量控制無(wú)法自動(dòng)投入等問(wèn)題，采用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(CFD)數(shù)值模擬方法設(shè)計(jì)了3套冷、熱一次風(fēng)混流及均流裝置，并對(duì)其均流效果進(jìn)行比較，找出一套適用于磨煤機(jī)入口矩形風(fēng)道的冷、熱一次風(fēng)混流及均流裝置。

1 一次風(fēng)道數(shù)值模擬

1.1 一次風(fēng)道模型

本文以國(guó)內(nèi)某600 MW機(jī)組鍋爐中速磨煤機(jī)入口前冷、熱風(fēng)母管后的一次風(fēng)道為研究對(duì)象，采用數(shù)值模擬方法研究磨煤機(jī)入口冷、熱一次風(fēng)道及混合管段內(nèi)流體流速和溫度的分布特性，物理模型如圖1所示。數(shù)值計(jì)算的物理模型采用實(shí)際風(fēng)管結(jié)構(gòu)尺寸，混合豎直管段內(nèi)風(fēng)量測(cè)量裝置處的截面尺寸為1 200 mm×1 400 mm，冷一次風(fēng)道管徑為600 mm，垂直接入熱一次風(fēng)道內(nèi)。受場(chǎng)地布置空間的限制，冷一次風(fēng)接入位置距離上彎頭進(jìn)口4 000 mm，安裝風(fēng)量測(cè)量裝置的前后直管段長(zhǎng)度只有2 500 mm，完全不能滿(mǎn)足風(fēng)量測(cè)量裝置對(duì)直管段長(zhǎng)度的要求[9-11]，而且冷一次風(fēng)進(jìn)入熱一次風(fēng)道后，未能與熱一次風(fēng)充分混合就迅速流至風(fēng)量測(cè)量裝置和風(fēng)溫測(cè)量裝置處，使得混合管段內(nèi)流體流速和溫度分布極不均勻，加上冷、熱一次風(fēng)調(diào)節(jié)閥的擾動(dòng)，使得流體流速和溫度分布不均勻性顯著增大。

根據(jù)等截面網(wǎng)格法多點(diǎn)測(cè)量原理[12]，在上彎頭上游截面和風(fēng)量測(cè)量截面上布置25個(gè)測(cè)點(diǎn)，溫度測(cè)量截面上布置20個(gè)測(cè)點(diǎn)，通過(guò)數(shù)值模擬計(jì)算出每個(gè)測(cè)點(diǎn)的流速和溫度。

圖1 一次風(fēng)道物理模型Fig.1 Primary air duct physical model

1.2 網(wǎng)格劃分與邊界條件

選定制粉系統(tǒng)實(shí)際運(yùn)行的一種工況作為模擬工況，模擬工況參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 模擬工況參數(shù)Tab.1 Simulation conditions parameters

采用ICEM CFD軟件對(duì)物理模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分。采用三維混合網(wǎng)格劃分技術(shù)對(duì)管道相對(duì)規(guī)則的區(qū)域進(jìn)行結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分，對(duì)復(fù)雜區(qū)域則采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分并進(jìn)行局部加密處理，網(wǎng)格總數(shù)為130萬(wàn)左右。

采用FLUENT軟件進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，流體材料為空氣，湍流模型采用重整化群(RNG)k-ε模型[13]，近壁處采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法處理。壓力-速度離散采用SIMPLE算法，各流項(xiàng)選取二階離散迎風(fēng)格式，壁面處采用無(wú)滑移邊界條件，壁面粗糙度為0.5。冷、熱一次風(fēng)入口采用流量入口條件，出口采用自由流出條件，在y軸方向設(shè)置重力加速度-9.81 m/s2，方向與豎直管段流體流向相同。

1.3 模擬結(jié)果分析

磨煤機(jī)入口一次風(fēng)道內(nèi)流場(chǎng)和溫度場(chǎng)的數(shù)值模擬結(jié)果如圖2所示。從圖2可以看出：冷一次風(fēng)依靠自身動(dòng)量難以完全穿透熱一次風(fēng)，在冷、熱一次風(fēng)交匯后的混合管段內(nèi)出現(xiàn)明顯的冷、熱分離，導(dǎo)致混合管段內(nèi)的速度和溫度分布極為不均勻，風(fēng)量測(cè)量截面的流場(chǎng)和溫度場(chǎng)均勻性偏差，難以保證風(fēng)量測(cè)量的準(zhǔn)確性。

磨煤機(jī)入口一次風(fēng)道內(nèi)流線(xiàn)圖如圖3所示。由圖3可以看出，由于冷、熱一次風(fēng)調(diào)節(jié)閥的存在，氣流通過(guò)調(diào)節(jié)閥后出現(xiàn)明顯的扭轉(zhuǎn)，氣流通過(guò)上彎頭后，在混合豎直管段內(nèi)出現(xiàn)明顯偏向，無(wú)法正對(duì)著風(fēng)量測(cè)量元件，從而造成風(fēng)量測(cè)量偏差較大、波動(dòng)劇烈等問(wèn)題。因此，擬增加冷、熱一次風(fēng)混流及均流裝置，以?xún)?yōu)化混合管段內(nèi)的流場(chǎng)和溫度場(chǎng)，為風(fēng)量測(cè)量元件和溫度測(cè)量元件獲取一個(gè)較為穩(wěn)定且分布均勻的流場(chǎng)和溫度場(chǎng)，實(shí)現(xiàn)磨煤機(jī)入口一次風(fēng)量的精確測(cè)量。

2 優(yōu)化方案設(shè)計(jì)

結(jié)合以往改造經(jīng)驗(yàn)，同時(shí)通過(guò)數(shù)值模擬方法分析了一次風(fēng)道內(nèi)的流場(chǎng)和溫度場(chǎng)的分布情況，優(yōu)化方案的設(shè)計(jì)思路為：(1)在冷風(fēng)道接入點(diǎn)兩側(cè)增加冷一次風(fēng)箱，冷一次風(fēng)箱為喇叭形擴(kuò)口結(jié)構(gòu)[14]，同時(shí)在冷、熱風(fēng)交匯處加裝冷、熱風(fēng)混合整流器，將冷一次風(fēng)分成3股，然后通過(guò)分隔片將3股風(fēng)分成若干個(gè)等面積的通風(fēng)區(qū)域，冷一次風(fēng)通過(guò)每個(gè)通風(fēng)區(qū)域開(kāi)設(shè)的出風(fēng)口射入熱一次風(fēng)道內(nèi)，實(shí)現(xiàn)冷、熱風(fēng)均勻混合；(2)在混合管段的上彎頭加裝多塊同心變徑弧形導(dǎo)流板，由內(nèi)向外密疏布置，可以緩解氣流在彎頭處因慣性而出現(xiàn)偏向；(3)在混合豎直管段內(nèi)的風(fēng)量測(cè)量裝置上游加裝矩形柵格整流器，消除漩渦并調(diào)整氣流的偏向，使得氣流的來(lái)流方向正對(duì)風(fēng)量測(cè)量元件。磨煤機(jī)入口一次風(fēng)道優(yōu)化改造方案如圖4所示。

圖2 優(yōu)化前一次風(fēng)道內(nèi)流場(chǎng)和溫度場(chǎng)數(shù)值模擬結(jié)果Fig.2 Numerical simulation results of flow field and temperature field before the optimization of primary air duct

圖5 優(yōu)化設(shè)計(jì)的3種冷、熱一次風(fēng)混流裝置Fig.5 Optimized design of 3 kinds of hot and cold primary air mixing device

圖3 磨煤機(jī)入口一次風(fēng)道內(nèi)流線(xiàn)圖Fig.3 Flow diagram of the primary air duct at the inlet of the coal mill

圖4 磨煤機(jī)入口一次風(fēng)道優(yōu)化改造方案Fig.4 Optimization of primary air duct at the inlet of the coal mill

為實(shí)現(xiàn)磨煤機(jī)入口風(fēng)量的精確測(cè)量，在混合管段內(nèi)獲得較為均勻的流場(chǎng)和溫度場(chǎng)，本文對(duì)冷、熱一次風(fēng)混流裝置設(shè)計(jì)了3種優(yōu)化模型，如圖5所示。

通過(guò)數(shù)值模擬計(jì)算詳細(xì)對(duì)比3種模型的均流效果，以獲得一套適用于磨煤機(jī)入口矩形一次風(fēng)道內(nèi)流場(chǎng)和溫度場(chǎng)的優(yōu)化裝置。圖5a設(shè)計(jì)的混合整流器Ⅰ出風(fēng)口的長(zhǎng)度方向與主流流動(dòng)方向一致；圖5b設(shè)計(jì)的混合整流器Ⅱ出風(fēng)口的長(zhǎng)度方向與主流流動(dòng)方向垂直；圖5c設(shè)計(jì)的混合整流器Ⅲ出風(fēng)口為百葉窗噴嘴結(jié)構(gòu)，射出的冷一次風(fēng)與主流方向夾角為銳角，減小熱一次風(fēng)流動(dòng)的阻力損失。

優(yōu)化前、后一次風(fēng)道內(nèi)不同位置的截面速度和溫度分布均勻性見(jiàn)表2，其中方案1～3分別采用混合整流器Ⅰ～Ⅲ。由表2可以看出：優(yōu)化后的一次風(fēng)道內(nèi)各截面速度和溫度相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差均有所減小，測(cè)點(diǎn)的流速范圍和溫度范圍進(jìn)一步縮?。簧蠌濐^上游截面的速度相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差由優(yōu)化前的26.73%減小至16.61%～20.48%，溫度相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差由優(yōu)化前的6.94%減小至1.90%～2.32%，說(shuō)明設(shè)計(jì)的混合整流器能夠?qū)崿F(xiàn)冷、熱風(fēng)的均勻混合；風(fēng)量測(cè)量截面的速度相對(duì)偏差由優(yōu)化前的16.46%減小至6.00%以下，溫度相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差由優(yōu)化前的2.85%減小至2.00%以下，測(cè)點(diǎn)的流速范圍和溫度范圍大幅度縮小，風(fēng)量測(cè)量截面流場(chǎng)和溫度場(chǎng)的均勻性得到明顯的提高，完全能夠滿(mǎn)足風(fēng)量測(cè)量元件對(duì)流場(chǎng)和溫度場(chǎng)均勻性的要求；溫度測(cè)量截面的溫度相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差比優(yōu)化前有小幅度減小。與優(yōu)化前相比：方案1～3的截面平均速度相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差分別減小了9.13%，9.36%，10.65%；截面平均溫度相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差分別減小了2.06%，2.19%和2.45%；一次風(fēng)總壓損分別增加了177，277，198 Pa。通過(guò)對(duì)比，方案3的均流效果最優(yōu)。

方案3的磨煤機(jī)入口一次風(fēng)道流場(chǎng)和溫度場(chǎng)數(shù)值模擬結(jié)果如圖6所示。可以看出，混合整流器實(shí)現(xiàn)了冷、熱一次風(fēng)的均勻混合，混合風(fēng)道內(nèi)的流場(chǎng)和溫度場(chǎng)的均勻性得到有效提高。由圖7所示方案3的一次風(fēng)道內(nèi)流線(xiàn)圖可以看出，經(jīng)混合整流器、導(dǎo)流板和矩形柵格均流后，混合管段內(nèi)氣流的扭轉(zhuǎn)現(xiàn)象得到有效改善，風(fēng)量測(cè)量截面來(lái)流方向正對(duì)風(fēng)量測(cè)量元件，大大提高了風(fēng)量測(cè)量的準(zhǔn)確性。

表2 優(yōu)化前、后一次風(fēng)道內(nèi)不同位置的截面速度和溫度分布均勻性Tab.2 Speed and temperature distribution at different cross-sections in the primary air duct before and after optimization

圖6 方案3的一次風(fēng)道內(nèi)流場(chǎng)和溫度場(chǎng)數(shù)值模擬結(jié)果Fig.6 Numerical simulation results of flow field and temperature field in primary air duct of scheme 3

圖7 方案3的磨煤機(jī)入口一次風(fēng)道內(nèi)流線(xiàn)圖Fig.7 Flow diagram of the primary air duct at the inlet of the coal mill of scheme 3

3 結(jié)論

(1)中速磨煤機(jī)入口矩形一次風(fēng)道內(nèi)氣流易發(fā)生扭轉(zhuǎn)，導(dǎo)致風(fēng)量測(cè)量截面來(lái)流方向難以正對(duì)風(fēng)量測(cè)量元件，增大了風(fēng)量測(cè)量的難度。冷、熱一次風(fēng)混合不均導(dǎo)致風(fēng)量測(cè)量截面和溫度測(cè)量截面的流速和溫度分布不均勻，不能滿(mǎn)足風(fēng)量測(cè)量裝置對(duì)流場(chǎng)和溫度場(chǎng)均勻性的要求，從而導(dǎo)致風(fēng)量測(cè)量不準(zhǔn)確。

(2)通過(guò)數(shù)值模擬設(shè)計(jì)了3套冷、熱一次風(fēng)混流及均流裝置，都能夠保證磨煤機(jī)入口冷、熱一次風(fēng)完全充分混合，還能調(diào)整氣流的偏向，使得氣流的來(lái)流方向正對(duì)風(fēng)量測(cè)量元件；風(fēng)量測(cè)量截面的速度相對(duì)偏差降至6.00%以下，溫度相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差降至2.00%以下，完全能夠滿(mǎn)足測(cè)量元件對(duì)流場(chǎng)均勻性和溫度場(chǎng)均勻性的要求；與優(yōu)化前相比，一次風(fēng)總壓損的增加保持在300 Pa以?xún)?nèi)。通過(guò)比較3種方案的均流效果，方案3的截面平均速度和平均溫度相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差最小，其均流效果最優(yōu)。