呂 劍，宋曉童，劉文毅，張國(guó)龍

（1.神華神東電力有限責(zé)任公司新疆米東熱電廠，新疆烏魯木齊830019；2.華北電力大學(xué)國(guó)家火力發(fā)電工程技術(shù)研究中心，北京102206）

1 069 t/h鍋爐布風(fēng)板風(fēng)帽數(shù)值模擬及試驗(yàn)研究

呂 劍1，宋曉童2，劉文毅2，張國(guó)龍1

（1.神華神東電力有限責(zé)任公司新疆米東熱電廠，新疆烏魯木齊830019；2.華北電力大學(xué)國(guó)家火力發(fā)電工程技術(shù)研究中心，北京102206）

某熱電廠2號(hào)鍋爐系東方鍋爐（集團(tuán)）股份有限公司生產(chǎn)的DG1069/17.4-Ⅱ1型鍋爐。該鍋爐為單汽包、自然循環(huán)、循環(huán)流化床鍋爐。該廠兩臺(tái)鍋爐在運(yùn)行過(guò)程中，中部床溫與左右兩側(cè)床溫偏差達(dá)55～110℃，給運(yùn)行人員優(yōu)化調(diào)整帶來(lái)困難。結(jié)合流化床鍋爐的結(jié)構(gòu)尺寸與運(yùn)行特性，采用計(jì)算流體力學(xué)軟件Fluent對(duì)鍋爐布風(fēng)板風(fēng)帽開(kāi)展了數(shù)值模擬研究，分析在不同風(fēng)帽芯管速度下，風(fēng)帽阻力系數(shù)的變化。同時(shí)實(shí)施了水冷風(fēng)室靜壓分布的現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了全面分析，計(jì)算出該廠風(fēng)帽實(shí)際阻力系數(shù)，驗(yàn)證了數(shù)據(jù)模擬的結(jié)論。結(jié)果表明，隨著風(fēng)帽芯管速度的提升，風(fēng)帽阻力系數(shù)逐漸趨于不變；對(duì)風(fēng)帽進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算得到的阻力系數(shù)值，與工程計(jì)算的阻力系數(shù)值的偏差均非常小，僅為2%左右，模擬結(jié)論與試驗(yàn)結(jié)果相互印證。

風(fēng)帽；數(shù)值模擬；阻力系數(shù)

0 引言

循環(huán)流化床鍋爐運(yùn)行時(shí)床溫必須保持在其設(shè)計(jì)范圍內(nèi)，一般約為850～950℃之間，在此范圍內(nèi)可以保證正常的流化與燃燒工況，最佳的脫硫效率，較低的NOX的生成量與較高的燃燒效率。循環(huán)流化床鍋爐床溫穩(wěn)定是鍋爐安全、經(jīng)濟(jì)運(yùn)行的關(guān)鍵，床溫過(guò)低將導(dǎo)致鍋爐出力下降、脫硫效率降低、飛灰和排渣中可燃物增加，鍋爐熱效率降低，甚至引起鍋爐滅火；床溫過(guò)高，不僅使排煙溫度升高，熱效率降低，引起燃燒室和分離器內(nèi)耐火材料脫落，還會(huì)使返料系統(tǒng)產(chǎn)生二次燃燒，燃燒系統(tǒng)和床內(nèi)結(jié)焦，導(dǎo)致出力下降，甚至被迫停爐。東方鍋爐股份有限公司在135～150 MW等級(jí)循環(huán)流化床（CFB）鍋爐的成功經(jīng)驗(yàn)的基礎(chǔ)上，成功開(kāi)發(fā)了自主型300 MW循環(huán)流化床鍋爐。該爐型采用了大寬深比單體爐膛、單側(cè)不對(duì)稱(chēng)布置三個(gè)分離器設(shè)計(jì)，放棄了分叉爐膛和外置式換熱器設(shè)計(jì)。但是在運(yùn)行過(guò)程中發(fā)現(xiàn)這種大寬深比的單爐膛布置對(duì)床溫特性有顯著影響，沿爐膛寬向床溫分布呈中間高兩邊低的趨勢(shì)，最大偏差超過(guò)100℃，兩側(cè)偏差也很大，偏差超過(guò)50℃［1～6］。

某熱電廠的DG1069/17.4-Ⅱ1型鍋爐為單汽包、自然循環(huán)、循環(huán)流化床燃燒方式。該爐型采用了大寬深比單體爐膛、單側(cè)不對(duì)稱(chēng)布置三個(gè)分離器設(shè)計(jì)，放棄了分叉爐膛和外置式換熱器設(shè)計(jì)整體布置如下:鍋爐主要由1個(gè)膜式水冷壁爐膛、3臺(tái)汽冷式旋風(fēng)分離器和1個(gè)尾部豎井3部分組成，爐膛內(nèi)布置有屏式受熱面；鍋爐采用爐前給煤方式，后墻布置有6個(gè)回料點(diǎn)；在鍋爐前墻同時(shí)設(shè)有石灰石給料口，在前墻水冷壁下部收縮段沿寬度方向均勻布置；每臺(tái)爐設(shè)置2個(gè)床下點(diǎn)火風(fēng)道，每個(gè)床下點(diǎn)火風(fēng)道配有2個(gè)油燃燒器（帶高能點(diǎn)火裝置），其目的在于高效地加熱一次流化風(fēng)，進(jìn)而加熱床料；在爐膛下部還設(shè)置有床上助燃油槍?zhuān)糜阱仩t啟動(dòng)點(diǎn)火和低負(fù)荷穩(wěn)燃；鍋爐按4臺(tái)滾筒式冷渣器設(shè)計(jì)，采用爐后排渣方式。爐膛與尾部豎井之間布置了3臺(tái)汽冷式旋風(fēng)分離器，其下部各布置1臺(tái)回料器。為確?；亓暇鶆?，回料器采用一分為二的形式，將旋風(fēng)分離器分離下來(lái)的物料經(jīng)回料器直接返回爐膛；作為備用手段，回料器放灰通過(guò)回料器至冷渣器灰道接入冷渣器；尾部對(duì)流煙道由中間包墻分隔，在鍋爐深度方向形成雙煙道結(jié)構(gòu)，前煙道布置了低溫再熱器，后煙道從上至下依次布置有高溫過(guò)熱器、低溫過(guò)熱器，向下前后煙道合成一個(gè)煙道，在其中布置有螺旋鰭片管式省煤器；鍋爐采用了管式空氣預(yù)熱器，雙進(jìn)雙出，一、二次風(fēng)左右布置。

在實(shí)際運(yùn)行過(guò)程中，發(fā)現(xiàn)這種大寬深比的單爐膛布置對(duì)床溫特性有顯著影響，沿爐膛寬向床溫分布呈中間高兩邊低的趨勢(shì)。目前該廠兩臺(tái)鍋爐在運(yùn)行過(guò)程中，中部床溫與左右兩側(cè)床溫偏差達(dá)55～110℃，給運(yùn)行人員優(yōu)化調(diào)整帶來(lái)困難，且床溫偏差較大在很大程度上影響了爐內(nèi)的脫硫效率。因此改善床溫均勻性對(duì)指導(dǎo)鍋爐優(yōu)化運(yùn)行、改善脫硫效率意義重大［7］。

本文根據(jù)流化床鍋爐的結(jié)構(gòu)尺寸與運(yùn)行特性，采用計(jì)算流體力學(xué)軟件Fluent對(duì)鍋爐風(fēng)帽開(kāi)展了數(shù)值模擬研究，分析不同風(fēng)帽芯管速度下，風(fēng)帽阻力系數(shù)的變化。同時(shí)實(shí)施了水冷風(fēng)室靜壓分布的現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了全面分析，計(jì)算出該廠風(fēng)帽實(shí)際阻力系數(shù)，驗(yàn)證了數(shù)據(jù)模擬的結(jié)論。

1 風(fēng)帽阻力特性研究

在大型循環(huán)流化床鍋爐中，流化不均將加劇局部漏渣、增加床層局部結(jié)焦的危險(xiǎn)、升高局部上升流速、加大循環(huán)料量，并加重分離器與回料器負(fù)荷。布風(fēng)板阻力的大小關(guān)系到床層的穩(wěn)定性、流化的均勻性、系統(tǒng)的動(dòng)力消耗等。風(fēng)帽阻力過(guò)大、燃燒系統(tǒng)的阻力消耗過(guò)大會(huì)影響鍋爐運(yùn)行的風(fēng)機(jī)電耗，進(jìn)而影響到機(jī)組經(jīng)濟(jì)性。在對(duì)現(xiàn)有鍋爐的改造中，如布風(fēng)板風(fēng)帽阻力超過(guò)一次風(fēng)機(jī)的壓頭余量，將導(dǎo)致鍋爐帶不上負(fù)荷；但阻力過(guò)小，又將導(dǎo)致鍋爐布風(fēng)板上方的密相區(qū)流化不均，造成嚴(yán)重的漏床料并影響密相區(qū)的燃燒過(guò)程。因此，布風(fēng)板阻力即風(fēng)帽阻力特性是循環(huán)流化床鍋爐燃燒系統(tǒng)經(jīng)濟(jì)穩(wěn)定的重要參數(shù)。

1.1 風(fēng)帽結(jié)構(gòu)及建模

圖1為該廠300 MW循環(huán)流化床鍋爐采用的鐘罩型風(fēng)帽的CAD圖紙。其中標(biāo)號(hào)1為為鍋爐布風(fēng)板風(fēng)帽的鐘罩；標(biāo)號(hào)2為鍋爐布風(fēng)板風(fēng)帽的芯管，芯管頂端周向錯(cuò)列分布兩排直徑為7 mm的小孔，總計(jì)24個(gè)。鍋爐布風(fēng)板風(fēng)帽的鐘罩在芯管之上，鐘罩底部周向水平斜向下8°均勻分布10個(gè)出風(fēng)口。

圖1 風(fēng)帽的CAD圖紙

圖2為鍋爐鐘罩型風(fēng)帽的實(shí)物圖樣，其中左側(cè)為鍋爐布風(fēng)板風(fēng)帽的鐘罩、芯管兩個(gè)部分；右側(cè)為鍋爐布風(fēng)板風(fēng)帽的整體結(jié)構(gòu)。本文結(jié)合CAD圖紙的尺寸結(jié)構(gòu)和實(shí)物圖樣，采用Gambit2.4.6建立計(jì)算模型。

圖2 鐘罩型風(fēng)帽的實(shí)物圖樣

1.2 數(shù)值模擬條件設(shè)置

鐘罩型風(fēng)帽內(nèi)的流動(dòng)屬于強(qiáng)湍流，因此采用RNG k-ε湍流模型［8～10］。入口邊界條件設(shè)置為均勻來(lái)流的速度進(jìn)口；出口邊界條件設(shè)置為壓力出口，表壓力設(shè)置為7 000 Pa；進(jìn)口工質(zhì)的溫度設(shè)為220℃，表壓力設(shè)為10 kPa，操作壓力設(shè)為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓。

1.3 風(fēng)帽速度和阻力系數(shù)關(guān)系

風(fēng)帽是流化床鍋爐燃燒系統(tǒng)的重要部件，它的阻力大小關(guān)系到床層的穩(wěn)定性、流化的均勻性、系統(tǒng)的動(dòng)力消耗等，同時(shí)直接影響到爐膛燃燒工況的優(yōu)劣。風(fēng)帽結(jié)構(gòu)阻力系數(shù)是綜合反映風(fēng)帽流動(dòng)阻力特性的關(guān)鍵參數(shù)，風(fēng)帽的阻力系數(shù)是表示風(fēng)帽流動(dòng)阻力特性的參數(shù)，按照經(jīng)典流體力學(xué)，沿程阻力損失和局部阻力損失均與速度的平方成正比:

風(fēng)帽阻力系數(shù)ξ可以表示如下:

式中:Δp為風(fēng)室靜壓與風(fēng)帽出口靜壓之差，Pa；ρ為熱空氣的密度，kg/m3；u為風(fēng)帽指定截面上（緩變流）的平均流速，m/s；ξ為風(fēng)帽阻力系數(shù)。

本文中的風(fēng)帽風(fēng)速指定為風(fēng)帽進(jìn)口截面風(fēng)速。通過(guò)測(cè)量風(fēng)室壓力與爐膛內(nèi)布風(fēng)板之上的壓力之差，獲得布風(fēng)板上下的壓差Δp，同時(shí)通過(guò)DCS系統(tǒng)的流化風(fēng)量數(shù)據(jù)，計(jì)算一次風(fēng)總風(fēng)量并換算為通過(guò)每一個(gè)風(fēng)帽的風(fēng)量，以此來(lái)求得風(fēng)帽的進(jìn)口截面風(fēng)速。從而通過(guò)式（2）獲得風(fēng)帽的阻力系數(shù)。

1.4 模擬結(jié)果分析

圖3是芯管速度為17 m/s時(shí)的速度云圖，其中1，2，3，4為4個(gè)風(fēng)帽芯管緩變流處的速度測(cè)量面的編號(hào)。從圖中可以看出，各個(gè)風(fēng)帽芯管內(nèi)部的速度值基本相近，風(fēng)帽入口風(fēng)速相對(duì)較低，而風(fēng)帽鐘罩與芯管間隙的頂部風(fēng)速相對(duì)較高。

圖4是芯管速度為17 m/s時(shí)的壓力分布云圖，其中1，2，3，4為風(fēng)帽入口壓力測(cè)量面的編號(hào)。從圖中可以看出，各個(gè)風(fēng)帽芯管內(nèi)部的壓力值基本相近，風(fēng)帽入口壓力相對(duì)較低，而風(fēng)帽鐘罩與芯管間隙的出口壓力相對(duì)較高。

圖3 芯管速度為17m/s的速度云圖

圖4 芯管速度為17m/s的壓力云圖

表1是風(fēng)帽芯管速度為17 m/s時(shí)各個(gè)風(fēng)帽的速度壓降表，從中可以看出改造前各個(gè)風(fēng)帽間的流量分配均勻，壓降相等。沒(méi)有受到進(jìn)風(fēng)方向的影響，當(dāng)風(fēng)帽芯管速度為17 m/s時(shí)，對(duì)應(yīng)的壓降為3 921 Pa，阻力系數(shù)為16.51。

表1 芯管速度為17 m/s時(shí)各個(gè)風(fēng)帽的速度壓降表

根據(jù)鍋爐的實(shí)際運(yùn)行工況、現(xiàn)場(chǎng)設(shè)備的工作裕量和后續(xù)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)的要求，本文將風(fēng)帽芯管速度從6 m/s遞增到18 m/s進(jìn)行系列模擬，最終的數(shù)據(jù)整理至表2［9］。

對(duì)表中數(shù)據(jù)進(jìn)行整理得到速度—阻力系數(shù)，速度—壓降之間的關(guān)系曲線分別如圖5，6所示。

從圖5可知，鐘罩型風(fēng)帽的阻力系數(shù)基本不隨著速度變化，其值穩(wěn)定在16.5左右，而且隨著風(fēng)帽芯管速度的提升，風(fēng)帽阻力系數(shù)逐漸趨于不變。通過(guò)式1可得，此時(shí)風(fēng)帽的壓降與速度的平方成正比，故圖6的速度—壓降曲線是壓降隨著速度平方正比增加的二次曲線。

表2 風(fēng)帽芯管風(fēng)速與壓降和阻力系數(shù)關(guān)系表

圖5 鐘罩型風(fēng)帽速度—阻力系數(shù)曲線圖

圖6 鐘罩型風(fēng)帽速度—壓降曲線圖

2 鍋爐水冷風(fēng)室靜壓冷態(tài)測(cè)試

相關(guān)研究表明，水冷風(fēng)室靜壓分布的對(duì)床溫分布有重要影響，靜壓分布的偏差會(huì)導(dǎo)致通過(guò)布風(fēng)板不同區(qū)域的一次風(fēng)風(fēng)量偏差，從而影響爐內(nèi)物料的流動(dòng)、燃燒及排渣情況等，造成爐內(nèi)床溫分布的不均勻性［11］。一直以來(lái)，米東熱電廠鍋爐在運(yùn)行過(guò)程中，水冷風(fēng)室的靜壓分布情況不詳，而且針對(duì)同型鍋爐的靜壓分布分析，國(guó)內(nèi)多家研究機(jī)構(gòu)存在不同觀點(diǎn)，具體如下:

鍋爐水冷風(fēng)室采用雙側(cè)進(jìn)風(fēng)，一些分析認(rèn)為，這種水冷風(fēng)室中間部分靜壓最高，風(fēng)帽流速最大，導(dǎo)致中間物料尤其粗物料向兩側(cè)流動(dòng)，使中間床料厚度降低、溫度升高，而大渣均流向兩側(cè)。大渣存積過(guò)多使得兩側(cè)的床層空隙率增大、流化不好，從而降低了兩側(cè)床溫［1］；也有相關(guān)文獻(xiàn)［8］表明，水冷風(fēng)室中部靜壓相對(duì)低于左右兩側(cè)。從而兩側(cè)一次風(fēng)量偏大，爐寬方向的中部一次風(fēng)量偏小，燃燒產(chǎn)生的熱量不能被及時(shí)帶走，造成中間床溫偏高。

為獲得水冷風(fēng)室靜壓分布的真實(shí)數(shù)據(jù)，該廠在2號(hào)爐的水冷風(fēng)室做了冷態(tài)靜壓分布試驗(yàn)，實(shí)際測(cè)量了水冷風(fēng)室的靜壓，并計(jì)算了風(fēng)帽阻力系數(shù)。

2.1 試驗(yàn)儀器

本文用到的主要測(cè)量設(shè)備有微壓計(jì)、標(biāo)準(zhǔn)皮托管等，如表3所示。以上測(cè)量設(shè)備中的一些設(shè)備為非標(biāo)準(zhǔn)測(cè)量裝置，在出廠前均有相應(yīng)的標(biāo)定系數(shù)。由于出廠標(biāo)定系數(shù)是在風(fēng)洞試驗(yàn)臺(tái)上測(cè)取的，與現(xiàn)場(chǎng)有一定差別，所以這些裝置安裝在現(xiàn)場(chǎng)后均應(yīng)經(jīng)校驗(yàn)再次標(biāo)定，而且應(yīng)該保證在有效期內(nèi)。除此之外，試驗(yàn)還應(yīng)準(zhǔn)備足夠的記錄表格和安全防護(hù)用具等，試驗(yàn)人員分工應(yīng)明確。

表3 試驗(yàn)器材

2.2 試驗(yàn)方法與步驟

（1）2號(hào)爐水冷風(fēng)室靜壓分布的測(cè)點(diǎn)布置俯視圖如圖7所示。按照網(wǎng)格法將水冷風(fēng)室均勻的分為27個(gè)矩形部分并對(duì)應(yīng)布置靜壓測(cè)點(diǎn)，依次編號(hào)為A1-I3，圖中所示為沿爐膛寬度方向的左側(cè)及對(duì)稱(chēng)軸上的A1-E3的15個(gè)測(cè)點(diǎn)。在爐膛風(fēng)室前墻開(kāi)4個(gè)測(cè)量管孔，將壓力導(dǎo)管從4個(gè)管孔引出，連接至U型管進(jìn)行風(fēng)室靜壓測(cè)量。最后檢查整個(gè)測(cè)壓系統(tǒng)連接處、4個(gè)測(cè)量管孔的密封性，以免影響壓力測(cè)量結(jié)果。

（2）在爐內(nèi)不鋪設(shè)床料時(shí)，依次啟動(dòng)增壓風(fēng)機(jī)、引風(fēng)機(jī)、二次風(fēng)機(jī)、一次風(fēng)機(jī)，然后調(diào)節(jié)一次風(fēng)機(jī)閥門(mén)開(kāi)度，緩慢均勻地加大一次風(fēng)機(jī)出力。同時(shí)調(diào)整引風(fēng)機(jī)出力，維持爐膛負(fù)壓在正常范圍內(nèi)。

（3）控制風(fēng)量增加值，每一風(fēng)量下穩(wěn)定一段時(shí)間，逐步測(cè)量風(fēng)室靜壓，并記錄風(fēng)室靜壓分布數(shù)據(jù)。同時(shí)截取DCS測(cè)點(diǎn)圖（包括總風(fēng)量、風(fēng)室壓力、溫度等參數(shù)）。

（4）2號(hào)爐內(nèi)布置約850 mm厚度床料后，然后再次按以上步驟測(cè)量風(fēng)室靜壓分布。

2.3 試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析

將鍋爐爐內(nèi)不鋪設(shè)床料時(shí)實(shí)驗(yàn)測(cè)量的數(shù)據(jù)整理后，得到表4，并繪制相應(yīng)曲線圖8。

圖7 2號(hào)爐水冷風(fēng)室水平截面測(cè)點(diǎn)分布圖

表4 2號(hào)爐無(wú)床料時(shí)風(fēng)室靜壓測(cè)量結(jié)果

圖8 2號(hào)爐無(wú)床料時(shí)風(fēng)室靜壓測(cè)量結(jié)果圖

從2號(hào)爐不鋪設(shè)床料時(shí)風(fēng)室靜壓分布圖得知，鍋爐爐膛在15×104、20×104、25×104、30× 104、40×104Nm3/h的流化風(fēng)量下，風(fēng)室內(nèi)部靜壓偏差偏小，基本均勻。將鍋爐爐內(nèi)有850 mm厚度床料時(shí)實(shí)驗(yàn)測(cè)量的數(shù)據(jù)整理后，得到表5，并繪制相應(yīng)曲線圖9。

從2號(hào)爐床料850 mm時(shí)風(fēng)室靜壓分布圖得知，鍋爐爐膛在15×104、20×104、25×104、30 ×104、40×104Nm3/h的流化風(fēng)量下，風(fēng)室內(nèi)部靜壓偏差偏小，基本均勻。

表5 2號(hào)爐床料850 mm時(shí)風(fēng)室靜壓測(cè)量結(jié)果

根據(jù)以上的冷態(tài)試驗(yàn)結(jié)果，并截取相應(yīng)的DCS測(cè)點(diǎn)畫(huà)面，獲取各工況下的流化風(fēng)風(fēng)量（Nm3/h）、冷態(tài)的平均水冷風(fēng)室全壓（kPa）以及平均床上全壓（kPa）。假定原始風(fēng)帽風(fēng)量近似平均，大致算出平均每個(gè)風(fēng)帽的風(fēng)量（Nm3/h），從而計(jì)算風(fēng)帽入口平均風(fēng)速（m/s）。

圖9 2號(hào)爐床料850 mm時(shí)風(fēng)室靜壓測(cè)量結(jié)果圖

布風(fēng)板阻力計(jì)算公式為:

式中:Δp0為布風(fēng)板阻力，Pa；u為風(fēng)帽小孔風(fēng)速，m/s；ξ為風(fēng)帽阻力系數(shù)；ρ為空氣密度，kg/m3。2號(hào)爐床層阻力特性如表6所示。

表6 2號(hào)爐床層阻力特性表

結(jié)果表明，通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)得到的鍋爐風(fēng)帽阻力系數(shù)基本不隨流化風(fēng)量的增加而變化，維持在16.2～16.6之間。將模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比后發(fā)現(xiàn)，數(shù)值模擬計(jì)算得到的阻力系數(shù)值，與試驗(yàn)數(shù)據(jù)計(jì)算得到阻力系數(shù)值的偏差均非常小，僅為2%左右，模擬結(jié)論與試驗(yàn)結(jié)果相互印證。

3 結(jié)論

本文根據(jù)流化床鍋爐的結(jié)構(gòu)尺寸與運(yùn)行特性，采用計(jì)算流體力學(xué)軟件Fluent對(duì)鍋爐風(fēng)帽開(kāi)展了數(shù)值模擬研究，分析不同風(fēng)帽芯管速度下，風(fēng)帽阻力系數(shù)的變化。同時(shí)實(shí)施了水冷風(fēng)室靜壓分布的現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了全面分析，計(jì)算出該廠風(fēng)帽實(shí)際阻力系數(shù)，最終得出如下結(jié)論:

（1）由風(fēng)帽數(shù)值模擬結(jié)果可知，風(fēng)帽阻力系數(shù)基本不隨著速度變化，穩(wěn)定在16.5左右，而且隨著風(fēng)帽芯管速度的提升，風(fēng)帽阻力系數(shù)逐漸趨于不變。此時(shí)風(fēng)帽的壓降與速度的平方成正比，隨著風(fēng)帽芯管速度的增加，風(fēng)帽壓降以速度平方的速率增加。

（2）為獲得鍋爐的風(fēng)帽阻力實(shí)際情況，該廠在2號(hào)爐的水冷風(fēng)室做了冷態(tài)靜壓分布試驗(yàn)，計(jì)算了風(fēng)帽阻力系數(shù)。結(jié)果表明，鍋爐風(fēng)帽阻力系數(shù)基本不隨流化風(fēng)量的增加而變化，大致維持在16.2～16.6之間。

（3）將模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比后發(fā)現(xiàn)，數(shù)值模擬計(jì)算得到的阻力系數(shù)值，與試驗(yàn)數(shù)據(jù)計(jì)算得到阻力系數(shù)值的偏差均非常小，僅為2%左右，模擬結(jié)論與試驗(yàn)結(jié)果相互印證。

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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。

國(guó)家自然科學(xué)基金（51436006）。

呂劍（1977-），男，工程師，主要研究方向?yàn)殡娬惧仩t運(yùn)行優(yōu)化與調(diào)試檢修、電廠優(yōu)化節(jié)能與熱力系統(tǒng)優(yōu)化研究等，E-mail:ljian205@126.com。