王 濤,周 托,呂俊復(fù),吳玉新,張?zhí)煊?,馬有福
(1.上海理工大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院,上海 200093;2.清華大學(xué) 能源與動(dòng)力工程系,北京 100084)
煤炭在我國(guó)能源結(jié)構(gòu)中一直占有很大的比重,2020年我國(guó)能源消費(fèi)中煤炭的占比仍達(dá)到56.8%[1],煤炭作為我國(guó)基礎(chǔ)能源的地位,在一段時(shí)間內(nèi)無(wú)法改變。隨著“雙碳”目標(biāo)的提出,我國(guó)能源結(jié)構(gòu)正在逐步低碳化,一方面需要提升傳統(tǒng)煤炭的利用效率[2],另一方面要增加可再生能源的比例。因此,我國(guó)燃煤火電機(jī)組也不斷朝著大容量、高參數(shù)發(fā)展以提升煤炭利用效率;與此同時(shí),燃煤火電機(jī)組也被迫全面參與深度調(diào)峰,以便更多的消納可再生能源。燃煤火電機(jī)組蒸汽參數(shù)的不斷提高以及頻繁的深度調(diào)峰,使得大型燃煤鍋爐的安全、穩(wěn)定運(yùn)行面臨著更大的挑戰(zhàn),而其中由于熱偏差而導(dǎo)致的管壁超溫問(wèn)題尤其重要[3-4]。因此,對(duì)于大型燃煤鍋爐受熱面熱偏差和壁溫的預(yù)測(cè)以及控制提出了更高的要求。
燃煤鍋爐受熱面的熱偏差和壁溫分布是受到煙氣側(cè)和工質(zhì)側(cè)共同影響的結(jié)果,主要包括煙氣溫度分布、煙氣流場(chǎng)、工質(zhì)在管屏間的分配和工質(zhì)溫度分布等。國(guó)內(nèi)外學(xué)者常采用數(shù)值模擬的方法對(duì)熱偏差和壁溫進(jìn)行預(yù)測(cè),為了簡(jiǎn)化計(jì)算過(guò)程,鍋爐受熱面常設(shè)定為均勻壁溫[5-7]、均勻工質(zhì)溫度[8]、均勻熱流密度[9]、或?qū)⑹軣崦婧?jiǎn)化為多孔介質(zhì)[10-12],這些方法都忽略了煙氣側(cè)和工質(zhì)側(cè)相互耦合的影響關(guān)系。近年來(lái),考慮將煙氣側(cè)與工質(zhì)側(cè)的流動(dòng)傳熱過(guò)程進(jìn)行耦合計(jì)算成為主要的研究方法。俞聰?shù)萚13-14]利用Fluent和MATLAB對(duì)四角切圓鍋爐建立了爐內(nèi)燃燒和高溫受熱面管內(nèi)工質(zhì)流動(dòng)的耦合模型,詳細(xì)闡述了煙氣和蒸汽的流動(dòng)耦合傳熱過(guò)程,能夠較為準(zhǔn)確地得到受熱面的溫度分布。金東昊等[15]采用類(lèi)似的方法利用Fluent和Flownex軟件對(duì)600 MW墻式對(duì)沖鍋爐的屏式過(guò)熱器建立了耦合模型,研究發(fā)現(xiàn)低負(fù)荷下的屏式過(guò)熱器管壁超溫更顯著。目前,控制鍋爐受熱面熱偏差和壁溫的主要方法分為2類(lèi):改變爐膛燃燒方式和優(yōu)化高溫受熱面布置。前者是通過(guò)優(yōu)化燃燒使?fàn)t膛出口處煙溫分布趨于均勻,主要方法有改變各次風(fēng)比例[16-17]、改變?nèi)紵骱腿急M風(fēng)噴口的布置方式[18-19]等。后者是在現(xiàn)有的爐膛出口煙溫分布下,重新布置高溫受熱面,例如將超溫管屏布置在煙溫較低處[20]、根據(jù)煙溫分布調(diào)節(jié)管屏流量分布[21-22]等。
為更加準(zhǔn)確的預(yù)測(cè)大型燃煤鍋爐的受熱面熱偏差及壁溫分布特性,需同時(shí)考慮煙氣側(cè)和工質(zhì)側(cè)的耦合關(guān)系。因此,筆者以某660 MW前后墻旋流對(duì)沖煤粉鍋爐為對(duì)象開(kāi)展數(shù)值模擬,并基于Fluent自帶的UDF程序建立了屏式過(guò)熱器管內(nèi)、外的耦合傳熱模型,采用按管內(nèi)工質(zhì)流動(dòng)方向的順序計(jì)算方法,實(shí)現(xiàn)了煙氣側(cè)與工質(zhì)側(cè)的傳熱耦合計(jì)算。同時(shí),研究了不同外二次風(fēng)旋流角度對(duì)鍋爐屏式過(guò)熱器熱偏差及壁溫分布的影響,研究結(jié)果對(duì)相同類(lèi)型的鍋爐燃燒優(yōu)化具有借鑒意義。
研究對(duì)象為一臺(tái)660 MW的DG2150/25.4-Ⅱ6型前后墻旋流對(duì)沖鍋爐。爐膛寬度為22.16 m,爐膛深度為15.46 m,爐膛高度為62.00 m。前后墻燃燒器(DBC-OPCC)分3層布置,每層6個(gè),共計(jì)36個(gè)燃燒器;前后墻燃燒器上方布置一層燃盡風(fēng)噴口,共計(jì)12個(gè);前后墻燃盡風(fēng)與最上層燃燒器之間各存在2個(gè)側(cè)燃盡風(fēng)口,共計(jì)4個(gè),鍋爐幾何結(jié)構(gòu)和主要參數(shù)如圖1和表1所示。燃燒器結(jié)構(gòu)如圖2所示。鍋爐主要運(yùn)行參數(shù)見(jiàn)表2,煤質(zhì)參數(shù)及低位熱值(Qnet,ar)見(jiàn)表3。
圖1 鍋爐結(jié)構(gòu)以及屏式過(guò)熱器布置示意Fig.1 Schematic of the boiler structure and thearrangement of the platen superheater
表1 鍋爐幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)
圖2 燃燒器結(jié)構(gòu)示意Fig.2 Schematic of the burners
表2 鍋爐主要運(yùn)行參數(shù)
表3 煤質(zhì)分析
鍋爐的屏式過(guò)熱器分為前分隔屏過(guò)熱器和后分隔屏過(guò)熱器,沿爐寬方向各15片屏,共計(jì)30片管屏,各管屏之間的距離為1 370 mm。每片管屏由22根并聯(lián)管圈組成,管圈外徑為52.5 mm,管壁厚度為7.5 mm,如圖1所示。
網(wǎng)格劃分采用精度高、收斂速度快的多面體網(wǎng)格,整個(gè)爐膛的網(wǎng)格間距為0.15~0.40 m,依次對(duì)冷灰斗區(qū)域、燃燒器區(qū)域、屏式過(guò)熱器區(qū)域、末級(jí)過(guò)熱器區(qū)域、末級(jí)再熱器區(qū)域劃分網(wǎng)格。由于燃燒器區(qū)域、屏式過(guò)熱器、高溫過(guò)熱器區(qū)域?yàn)橹饕娜紵磻?yīng)和傳熱計(jì)算區(qū)域,故對(duì)該區(qū)域的網(wǎng)格進(jìn)行加密處理,經(jīng)網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證,采用135萬(wàn)多面體網(wǎng)格,爐膛網(wǎng)格劃分如圖3所示。
圖3 爐膛網(wǎng)格劃分Fig.3 Mesh generation of the boiler
鍋爐爐膛內(nèi)煤粉的燃燒過(guò)程非常復(fù)雜,涉及湍流流動(dòng)、化學(xué)反應(yīng)、傳熱傳質(zhì)等多個(gè)方面。本研究中,湍流模型選擇帶旋流修正的Realizek-ε;燃燒模型采用非預(yù)混模型,煤質(zhì)分析結(jié)果見(jiàn)表3;輻射傳熱模型選擇P1模型;揮發(fā)分析出模型選擇CPD模型;焦炭燃燒模型選擇動(dòng)力學(xué)-擴(kuò)散模型,反應(yīng)速率參數(shù)為0.2 kg/(m2·s·MPa)和79 kJ/mol;氣固兩相流動(dòng)模型選擇拉格朗日隨機(jī)軌道模型。煤粉顆粒直徑按照Rosin-Rammler方法分布,平均粒徑為50 μm,均勻性指數(shù)為1.15。
邊界條件設(shè)置:一次風(fēng)、內(nèi)二次風(fēng)、外二次風(fēng)、燃盡風(fēng)均為質(zhì)量流量入口,具體參數(shù)見(jiàn)表4;屏式過(guò)熱器、末級(jí)過(guò)熱器使用平面代替,初始時(shí)設(shè)置均勻溫度計(jì)算,從前到后依次為718,768,818 K;末級(jí)再熱器由于數(shù)量較多,采用多孔介質(zhì)進(jìn)行計(jì)算;出口為壓力出口,設(shè)置為-80 Pa。
表4 計(jì)算工況運(yùn)行參數(shù)
首先需要在屏式過(guò)熱器劃分計(jì)算區(qū)域,且計(jì)算區(qū)域的計(jì)算方向與蒸汽流動(dòng)方向一致,本研究將過(guò)熱器的平面劃分為多個(gè)正方形的計(jì)算區(qū)域,每片管屏上3~4根管劃分為一個(gè)計(jì)算區(qū)域,共計(jì)6個(gè)計(jì)算區(qū)域,如圖4所示。以計(jì)算區(qū)域正中心的坐標(biāo)代表該計(jì)算區(qū)域的位置,通過(guò)式(1),(2)進(jìn)行計(jì)算區(qū)域坐標(biāo)的移動(dòng)。
xi=xi-1+Δxsinθ
(1)
yi=yi-1+Δycosθ
(2)
式中,xi-1和xi分別為第i-1個(gè)和第i個(gè)計(jì)算區(qū)域的中心橫坐標(biāo),m;yi-1和yi分別為第i-1個(gè)和第i個(gè)計(jì)算區(qū)域的中心縱坐標(biāo),m;Δx和Δy分別為橫坐標(biāo)和縱坐標(biāo)的變化量,m;θ為計(jì)算區(qū)域中過(guò)熱蒸汽的流出方向與y軸正向的夾角。
圖4 屏式過(guò)熱器計(jì)算區(qū)域劃分Fig.4 Schematic of calculation area division
在確定計(jì)算區(qū)域中心坐標(biāo)后,通過(guò)式(3)~(5),確定該區(qū)域的范圍,可根據(jù)實(shí)際的計(jì)算資源進(jìn)行調(diào)節(jié)。
xi,L=xi-Δx/2
(3)
xi,R=xi+Δx/2
(4)
yi,down=yi-Δy/2
(5)
yi,up=yi+Δy/2
(6)
式中,下標(biāo)L,R,down,up分別為計(jì)算區(qū)域的左邊界、右邊界、下邊界、上邊界。
同時(shí),屏式過(guò)熱器中的蒸汽需滿(mǎn)足質(zhì)量守恒、動(dòng)量守恒、能量守恒(圖5),計(jì)算公式為
m1=m2=…=mi
(7)
(8)
(9)
i=2,3,…,n
(10)
式中,下標(biāo)i,in,out,G分別為第i個(gè)計(jì)算區(qū)域、計(jì)算區(qū)域進(jìn)口、計(jì)算區(qū)域出口、煙氣;m為過(guò)熱蒸汽質(zhì)量流量,kg/s;p為壓力,Pa;A為管子橫截面積,m2;ρ為密度,kg/m3;f為摩擦因數(shù);d為管子內(nèi)徑,m;Δy為計(jì)算區(qū)域i和i-1的縱坐標(biāo)距離,m;T為溫度,K;K為總傳熱系數(shù),W/(m2·K);S為計(jì)算區(qū)域管子外表面面積,m2;cp為定壓比熱容,kJ/(kg·K)。
圖5 熱平衡示意Fig.5 Heat balance of the platen superheater
為了求解能量方程,需得到屏式過(guò)熱器對(duì)流換熱量和輻射換熱量。因此,分別求得蒸汽對(duì)流換熱系數(shù)hf,i,煙氣對(duì)流換熱系數(shù)hG, i,過(guò)熱器壁面輻射換熱系數(shù)αi,依次為
(11)
(12)
(13)
式中,下標(biāo)w,f分別為管子壁面、管內(nèi)工質(zhì);h為對(duì)流換熱系數(shù),W/(m2·K);Nu為努塞爾數(shù);λ為導(dǎo)熱系數(shù),W/(m2·K);Re為雷諾數(shù);Pr為普朗特?cái)?shù);D為受熱面管子外徑,m;α為輻射換熱系數(shù),K3;ε為壁面與煙氣的系統(tǒng)黑度;σ為Boltzmann常數(shù)。
最終計(jì)算總換熱系數(shù)Ki,再通過(guò)式(9)計(jì)算出第i-1區(qū)域的出口溫度Tout, i-1,也即第i區(qū)域的進(jìn)口溫度Tin, i;然后對(duì)進(jìn)出口溫度取算數(shù)平均作為該區(qū)域的工質(zhì)溫度Tf, i,進(jìn)而可計(jì)算得到外管壁溫度Tw, i,即式(15),(16)。
(14)
Tf,i=(Tin,i+Tout,i)/2
(15)
(16)
式中,δ為壁面厚度,m;R為管外灰污層熱阻,m2·K/W。
在爐膛中,過(guò)熱器壁面的溫度分布主要與煙氣的溫度分布以及并聯(lián)管內(nèi)的流動(dòng)傳熱有關(guān)。因此,為準(zhǔn)確計(jì)算過(guò)熱器受熱面壁溫,需要準(zhǔn)確得到管外煙氣的流動(dòng)參數(shù)和管內(nèi)過(guò)熱蒸汽的流動(dòng)參數(shù),具體方法如下:
(1)在Fluent中,將過(guò)熱器的邊界條件先設(shè)定為均勻壁溫,計(jì)算至流場(chǎng)收斂。
(2)在UDF中,首先需確定單元計(jì)算區(qū)域,由于屏式過(guò)熱器的網(wǎng)格為多邊形,若計(jì)算區(qū)域與網(wǎng)格完全一致,計(jì)算量較大且較難實(shí)現(xiàn)。故本研究采用大于多邊形的正方形計(jì)算區(qū)域,并沿x,y方向等距分布,如圖4所示。然后改變單元計(jì)算區(qū)域中心坐標(biāo),模擬實(shí)現(xiàn)屏式過(guò)熱器中蒸汽的流動(dòng)。
(3)在第1個(gè)計(jì)算區(qū)域中,假設(shè)入口流量分布是均勻的,把屏過(guò)進(jìn)口溫度作為第1個(gè)計(jì)算區(qū)域的入口溫度,并假設(shè)第1次初始計(jì)算的壁面溫度,計(jì)算屏式過(guò)熱器管內(nèi)蒸汽的流動(dòng)物性參數(shù),即可計(jì)算出管內(nèi)對(duì)流換熱系數(shù);讀取該計(jì)算區(qū)域的對(duì)應(yīng)網(wǎng)格中的煙氣物性,計(jì)算出管外對(duì)流換熱系數(shù)和輻射換熱系數(shù);最終計(jì)算出該計(jì)算區(qū)域的總換熱量。通過(guò)能量守恒,可得到管內(nèi)蒸汽的溫度變化,即該單元計(jì)算區(qū)域的出口溫度,該溫度作為下一個(gè)計(jì)算區(qū)域的入口溫度。
(4)在單元計(jì)算區(qū)域中,將得到的出口溫度與入口溫度的平均值作為該計(jì)算區(qū)域的管內(nèi)蒸汽溫度,寫(xiě)入蒸汽溫度文件中。然后,通過(guò)管內(nèi)對(duì)流換熱系數(shù)計(jì)算該區(qū)域的外管壁溫度,寫(xiě)入壁溫文件中,同時(shí)賦值給Fluent中的過(guò)熱器網(wǎng)格壁溫,計(jì)算下一個(gè)計(jì)算區(qū)域。
(5)循環(huán)計(jì)算步驟2~4,直至屏式過(guò)熱器出口,然后繼續(xù)計(jì)算燃燒模型。
由于計(jì)算量較大,以100步迭代計(jì)算一次。當(dāng)計(jì)算至n步后,屏式過(guò)熱器出口蒸汽溫度偏差不超過(guò)1 K,即認(rèn)為達(dá)到平衡,停止計(jì)算。
整個(gè)煙氣側(cè)和蒸汽側(cè)傳熱耦合的計(jì)算流程如圖6所示。
圖6 煙氣側(cè)和蒸汽側(cè)傳熱耦合流程Fig.6 Coupling flow of heat transfer on flue gas and steam
利用以上模型經(jīng)初步計(jì)算,得到屏式過(guò)熱器各管屏的出口溫度,與實(shí)測(cè)(旋流角度45°)的各管屏22號(hào)管子的測(cè)量值進(jìn)行比較,結(jié)果如圖7所示。從圖7可以看出,測(cè)量結(jié)果與模擬結(jié)果的趨勢(shì)吻合較好,實(shí)測(cè)值和模擬值的最大溫度差為28 K,相對(duì)誤差小于4%。
圖7 屏式過(guò)熱器管壁溫度實(shí)測(cè)值和模擬值對(duì)比Fig.7 Comparison between test and simulation values ofthe tube wall temperature of the platen superheater
表5為模擬結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)測(cè)量結(jié)果的出口參數(shù)對(duì)比?,F(xiàn)場(chǎng)測(cè)量的參數(shù)為滿(mǎn)負(fù)荷運(yùn)行時(shí)的爐膛出口煙溫和爐膛出口氧量。由表5可以看出,出口參數(shù)的相對(duì)誤差均小于6%,模擬計(jì)算結(jié)果在可接受范圍內(nèi)。
表5 試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果對(duì)比
在前后墻旋流對(duì)沖鍋爐中,旋流燃燒器的旋流角度是影響煤粉燃燒及燃盡的重要因素,旋流角度的改變會(huì)顯著影響爐膛的煙溫分布,進(jìn)而影響鍋爐受熱面的傳熱特性[23-24]。基于此,筆者重點(diǎn)研究了前后墻兩側(cè)燃燒器外二風(fēng)旋流角度的變化(15°~60°)對(duì)屏式過(guò)熱器傳熱及壁溫分布特性的影響(內(nèi)二次風(fēng)旋流角度為0°,不做調(diào)節(jié)),旋流角度的改變通過(guò)改變?nèi)紵?個(gè)流動(dòng)方向(徑向、軸向、切向)的值實(shí)現(xiàn)。
不同外二次風(fēng)旋流角度下?tīng)t膛截面的溫度分布如圖8所示,可以看出,當(dāng)旋流角度為15°時(shí),旋流角度較小,氣流剛性較強(qiáng),主要向軸向運(yùn)動(dòng),燃燒較為充分。隨著旋流角度的增大,氣流徑向運(yùn)動(dòng)增強(qiáng),軸向運(yùn)動(dòng)剛性減弱,并在軸向反向氣流的作用下,使燃燒高溫區(qū)向前后墻擴(kuò)散,逐漸充滿(mǎn)整個(gè)爐膛。當(dāng)旋流角度為60°時(shí),在壓力差的作用下,旋流向徑向嚴(yán)重?cái)U(kuò)散,導(dǎo)致?tīng)t膛高溫區(qū)向燃燒器出口和水冷壁靠近,容易發(fā)生結(jié)渣且存在安全隱患[25]。
圖8 不同外二次風(fēng)旋流角度下?tīng)t膛截面溫度分布Fig.8 Temperature distributions of boiler under different external secondary air swirl angles
同時(shí),隨著外二次風(fēng)的旋流角度的增加,爐膛火焰溫度略有提升,爐膛火焰高度也略有提高。分析認(rèn)為這是由于高旋流角度下,燃燒區(qū)底部的煤粉擾動(dòng)較弱,煤粉燃燒不劇烈,外二次風(fēng)延遲與煤粉氣流的混合,燃燒區(qū)上移,又由于上層燃燒器和燃盡風(fēng)中氧量進(jìn)入爐膛,使煤粉氣流劇烈燃燒,溫度上升。
圖9為不同旋流角度下屏式過(guò)熱器的熱流密度分布。由圖9可知,屏式過(guò)熱器底部熱流密度較高,主要受到復(fù)雜煙溫的影響,因此與煙溫分布基本一致[26]。同時(shí),對(duì)比不同外二次風(fēng)旋流角度的結(jié)果,當(dāng)旋流角度為15°和30°時(shí),熱流密度分布呈現(xiàn)“兩端高,中間低”的趨勢(shì);當(dāng)旋流角度增大到45°時(shí),熱流密度分布呈現(xiàn)“兩端低,中間高”的趨勢(shì),且隨著旋流角度的繼續(xù)增加,該趨勢(shì)略有加劇。觀察圖8中P1處,爐膛截面火焰由“兩邊寬、中間窄”的沙漏型隨旋流角度增大變?yōu)椤皟蛇呎⒅虚g低”的球形。分析認(rèn)為,旋流角度較小時(shí),氣流剛性強(qiáng),在側(cè)燃盡風(fēng)區(qū)域,軸向運(yùn)動(dòng)的燃盡風(fēng)與上升運(yùn)動(dòng)的煤粉氣流混合,2者氣流剛性相近,能夠較好的混合,燃燒劇烈;但旋流角度變大后,爐膛高度方向上的煙氣運(yùn)動(dòng)較為緩慢,與剛性較強(qiáng)的側(cè)燃盡風(fēng)難以混合,側(cè)燃盡風(fēng)對(duì)煙氣的降溫作用較強(qiáng),且燃燒不劇烈,故該處溫度相對(duì)較低。
圖9 不同外二次風(fēng)旋流角度下屏式過(guò)熱器熱流密度分布Fig.9 Heat flux distributions of platen superheater under different external secondary air swirl angles
圖10為不同旋流角度下受熱面的溫度分布??梢园l(fā)現(xiàn),受熱面的高溫區(qū)域與受熱面的高熱流密度區(qū)域基本一致。由式(16)可知,壁溫主要受到熱流密度、管內(nèi)工質(zhì)溫度、管內(nèi)對(duì)流換熱系數(shù)、管子本身物性參數(shù)共同影響。由于受熱面底部的熱流密度遠(yuǎn)高于受熱面出口,故底部的壁面溫度相對(duì)較大。對(duì)比不同的外二次風(fēng)旋流角度,隨著旋流角度的增大,受熱面的溫度分布與熱流密度分布呈現(xiàn)相同變化趨勢(shì),由“兩端高、中間低”向“兩端低、中間高”變化。
圖10 不同外二次風(fēng)旋流角度下屏式過(guò)熱器溫度分布Fig.10 Temperature distributions of platen superheater under different external secondary air swirl angles
圖11為不同外二次風(fēng)旋流角度屏式過(guò)熱器每片管屏底部的最高管壁溫度。當(dāng)旋流角度為15°和30°時(shí),屏式過(guò)熱器的最高管壁溫度出現(xiàn)在兩端,分別為905,918 K;當(dāng)旋流角度為45°和60°時(shí),屏式過(guò)熱器的最高管壁溫度出現(xiàn)在中部,分別為945,965 K。而屏式過(guò)熱器的材料為SA-213TP347H,最大的允許管壁溫度為923 K,故旋流角度過(guò)大時(shí),管壁存在超溫危險(xiǎn),當(dāng)旋流角度在30°以下時(shí),屏式過(guò)熱器的管壁溫度分布較為安全。
圖11 不同外二次風(fēng)旋流角度下前屏底部和后屏底部溫度分布Fig.11 Temperature distributions of the bottom of front platen and rear platen underdifferent external secondary air swirl angles
圖12為屏式過(guò)熱器后屏出口壁溫分布。對(duì)于不同管屏,出口壁溫分布主要受到受熱面熱流密度的影響,且是溫度累積的結(jié)果,故溫度分布趨勢(shì)與熱流密度分布趨勢(shì)一致,低旋流角度時(shí)“兩端高、中間低”,高旋流角度時(shí)“兩端低、中間高”。不同旋流角度下,屏式過(guò)熱器出口壁溫最大值與最小值相差60~80 K,存在較大的不均勻性。
圖12 不同外二次風(fēng)旋流角度下后屏過(guò)熱器的出口壁溫分布Fig.12 Temperature distributions of the outlet of rear platen superheater under different external secondary air swirl angles
對(duì)同一管屏,由于外圈管子長(zhǎng)度較長(zhǎng),吸熱量大,大部分外部管圈的壁溫略大于內(nèi)部管圈的壁溫。
(1)屏式過(guò)熱器底部靠近爐膛火焰,熱流密度較高,管壁溫也較高。隨外二次風(fēng)旋流角度增大,屏式過(guò)熱器的熱流密度分布由“兩端高、中間低”逐漸變?yōu)椤皟蛇叺汀⒅虚g高”,屏式過(guò)熱器的溫度分布也與熱流密度分布基本一致。
(2)屏式過(guò)熱器的高溫區(qū)域主要出現(xiàn)在后屏過(guò)熱器底部,且當(dāng)旋流角度為45°和60°時(shí),屏式過(guò)熱器的最高溫度超過(guò)材料最大允許溫度923 K;而當(dāng)旋流角度為15°和30°時(shí),屏式過(guò)熱器的最大溫度小于最大允許溫度。故在保證運(yùn)行安全的情況下,最佳旋流角度為15°~30°。
(3)本文建立的計(jì)算模型綜合考慮了煙氣側(cè)和工質(zhì)側(cè)耦合作用對(duì)鍋爐受熱面?zhèn)鳠岬挠绊?,能夠?zhǔn)確的獲得屏式過(guò)熱器壁溫分布特性,判斷管壁超溫的風(fēng)險(xiǎn)位置,為同類(lèi)型鍋爐的受熱面設(shè)計(jì)和材料選擇、壁溫預(yù)警以及鍋爐燃燒優(yōu)化提供了參考。