【正文】 優(yōu)化折焰角深度[32]；(2) 優(yōu)化折焰角高度。 此外，國內(nèi)人員在爐內(nèi)前后墻對稱布置雙折焰角結(jié)構(gòu)進行了試驗研究，發(fā)現(xiàn)也能明顯改善對流煙道氣流速度分布的不均性[30]。其原理是采用雙折焰角結(jié)構(gòu)使爐膛橫斷面積顯著減小，氣流的平均軸向上升速度明顯增加，而雙折焰角結(jié)構(gòu)對旋轉(zhuǎn)氣流有顯著的削弱作用，爐膛出口氣流切向速度明顯減小，殘余旋轉(zhuǎn)的強度相應下降，最終使對流煙道兩側(cè)煙溫偏差減小。 總之，折焰角結(jié)構(gòu)是影響對流煙道煙速偏差的重要結(jié)構(gòu)因素，合理的結(jié)構(gòu)設計可以有效地削弱爐膛出口氣流的殘余旋轉(zhuǎn)強度，有利于減小對流煙道左右兩側(cè)的煙溫偏差。大型四角切向燃燒鍋爐結(jié)構(gòu)設計時可以考慮采用非常規(guī)形狀的折焰角結(jié)構(gòu)來削弱其固有的爐膛出口殘余旋轉(zhuǎn)強度，為解決大容量鍋爐突出的煙溫偏差問題找到新的突破點。 合理布置屏式受熱面現(xiàn)代300MW，600MW切向燃燒鍋爐在爐膛上部區(qū)域及出口處布置大量屏式受熱面，常常在爐內(nèi)依次布置分割屏、后屏，如圖所示。切向燃燒鍋爐的爐膛從燃燒器到折焰角下沿區(qū)段內(nèi)，氣流的流動可劃分為三個特征 區(qū)段:燃燒器區(qū)、過渡區(qū)和軸向旋渦運動區(qū)。旋轉(zhuǎn)氣流在剛進入軸向旋渦運動區(qū)時衰減較快， 但隨后衰減減緩，到折焰角入口處旋轉(zhuǎn)強度僅衰減了 25%左右，爐內(nèi)氣流貼壁明顯。折焰角雖然對旋轉(zhuǎn)氣流有削弱作用，但在屏區(qū)入口處的殘余旋轉(zhuǎn)仍然非常強烈，強度大約仍有初始強度的一半以上。布置在爐膛上部的屏式受熱面，不僅要求其吸收爐內(nèi)一部分輻射熱量，還應能夠有效地對爐膛上部旋轉(zhuǎn)氣流起到分割、阻尼和導流作用，減小爐膛出口氣流的殘余旋轉(zhuǎn)。但是，許多屏式受四角配風及燃料量要保證均勻；熱面由于布置不當，并不能起到上述有效的消旋作用，甚至會因布置方式不合理加劇爐膛出口氣流的殘余旋轉(zhuǎn)。國內(nèi)人員根據(jù)屏區(qū)氣流流動特點對分割屏的布置方式進行了多種試驗，研究分割屏合理的布置方式，以達到分割屏有效的消旋作用。根據(jù)文獻[31]的研究，對逆時針旋轉(zhuǎn)的氣流，可以減小前墻與分割屏之間的間隙，使更多的氣流被阻擋下來進入左側(cè)和中部屏區(qū)，使對流煙道左側(cè)和中部的氣流量增加；還可以加大分割屏與后屏之間的間隙，改善“橫向補氣”條件，降低對流煙道右側(cè)壁面附近的最高氣流速度。比較典型的是將分割屏組合偏置，即集中布置于爐膛上部右側(cè)，并且有一定的傾斜角度，形成一導流屏，使右側(cè)一部分煙氣引導至左側(cè)，以均衡左右兩側(cè)的煙速煙溫偏差[33]。在分割屏組合偏置過程中，各片管屏的間距和傾斜角是兩個重要的參數(shù)，關(guān)系到導流屏能否發(fā)揮消旋、降低爐膛出口及對流煙道煙速煙溫偏差的有效作用。 合理設計爐膛高度根據(jù)影響煙溫偏差因素的分析知，煙溫偏差與燃燒器最上層含粉氣流噴口至水平煙道下沿的距離h有關(guān)，h越大，爐膛水冷壁受熱面的冷卻能力越強，氣流旋轉(zhuǎn)衰減的歷程越長，爐膛出口殘余旋轉(zhuǎn)越小，爐膛出口平均煙溫越低，煙溫偏差就越小。因此，在鍋爐設計時，考慮到實際運行條件下因煤種多變、煤質(zhì)下降和運行工況多變及熱力計算誤差等因素導致爐膛出口煙氣溫度常常偏高的情況，應適當增加爐膛設計高度，利于減小爐膛出口氣流的殘余旋轉(zhuǎn)。 燃燒系統(tǒng)調(diào)整 將燃燒器上部噴嘴出口氣流反切；采用同心正反雙切圓燃燒系統(tǒng)；采用一次風對沖，二次風上、下反切的燃燒系統(tǒng)；部分一次風反切，其余二、三次風正切；三次風反切。由大量燃燒系統(tǒng)改造實踐表明，將燃燒器某些噴嘴氣流反切或?qū)_是削弱爐膛出口氣流殘余旋轉(zhuǎn)的有效途徑，但必須考慮燃用煤種及燃燒器實際結(jié)構(gòu)情況，慎重選擇反切角度和反切動量，綜合考慮減小殘余旋轉(zhuǎn)強度、匕灰可燃物損失和爐膛出日煙溫等因素，才能獲得最優(yōu)方案[34]。 運行調(diào)整措施 適當降低大風箱靜壓； 合理控制四角切層情況； 低負荷時注意優(yōu)化燃燒調(diào)整； 改善三次風引入方式。以上所述措施是運行操作當中比較常見的手段，由于鍋爐運行當中影響因素較多，在具體非正常因素出現(xiàn)時，還需要根據(jù)相應的手段加強調(diào)整，盡量避免加劇爐膛出口煙溫偏差[34]。 減小蒸汽側(cè)偏差的措施 減小屏（片）間流量偏差措施 合理選擇集箱的結(jié)構(gòu)和連接型式某些大型鍋爐過熱器再熱器管組的分配集箱和匯流集箱直徑設計的太小或引入引出方式不合理，而目大型鍋爐的集箱長度較長，蒸汽在集箱軸向方向上的靜壓分布發(fā)生較大的變化，引起較大的屏間流量偏差，是造成過熱系統(tǒng)受熱面管子燒壞的一個重要原因。如集箱布置方式采用Z型，就會引起較大的屏間流量偏差，而改成U型或H型聯(lián)接形式，就會明顯減小屏間流量分布不均。因此，正確選擇集箱尺寸和聯(lián)接型式是非常重要的[31]。減少集箱中靜壓變化影響的措施有以下幾種：（1) 采用多點均勻引入和引出的集箱聯(lián)接型式；（2) 選擇適當大小的集箱直徑，使集箱內(nèi)軸向流速大小適中，沿集箱長度方向的靜壓最大值小于受熱面竹組中平均阻力降的10%,以減小集箱中的壓力變化；（3) 增大受熱面管子的阻力，如可以加裝節(jié)流孔圈。 合理布置進出口集箱上引入、引出管的位置 在屏式受熱面進口集箱上加裝隔板 加裝節(jié)流管段 減小同屏熱偏差措施（1）管屏采用“塔式”布置 圖54（a） 圖54（b） 圖54（c） 圖54（d）（2）屏式過熱器的外圈管全部或進口一部分管段采用內(nèi)徑較粗的管子，使其流量增大。（3)屏和對流過(再)熱器各行程之間的內(nèi)圈管彎頭采用小彎曲半徑的工藝，使整個管組的縱向節(jié)距相同。（4）減小對流管組吸熱較多的管子的長度，或各管采用不同管徑的配合，利用受熱長度和流量的不同來補償其吸熱不均性。（5）對于大屏過熱器，若竹屏數(shù)較多，可采用如圖54 (a)所示的方法來減小其受熱長度偏差。（6）對于雙圈布置的竹組，可采用內(nèi)圈與外圈竹交換位置的方法來減小同屏(片)熱偏差。如圖54(b）所示。（7）屏式過熱器的外圈兒根管子從中間短路，并作加緊管，使這些管子子的受熱長度減小，且流量增大。如圖54(c)，外兩圈竹了截短，以減小其受熱長度和阻力系數(shù)。（8）外圈竹子短路，內(nèi)外管交叉，如圖54(d)。（9）在一部分受熱較弱的管子中加裝節(jié)流圈，控制其蒸汽流量與吸熱量相匹配。（10）在每片屏前面，加一根內(nèi)部流過低溫蒸汽或汽水混合物的保護管，以減少首排管的吸熱量[31]。在對各管組進行流量不均性計算后，可以綜合采用幾種措施，以便最大程度減小同屏熱偏差。值得注意的是，這些措施都要經(jīng)過具體的熱偏差計算仔細確定其結(jié)構(gòu)尺寸，才能得到理想的效果[35]。結(jié) 論本文對過熱器熱偏差的成因進行了深入、系統(tǒng)的理論分析與研究，在綜合考慮引起熱偏差主要因素對其影響的基礎(chǔ)之上，建立了熱偏差、過熱器流量分配及壁溫計算模型，結(jié)合實例鍋爐進行了實際計算和分析，深化了對熱偏差理論的認識，并提出多種減少過熱器熱偏差的多種有效措施或方案。在課題完成之后，得到以下幾點結(jié)論：（1） 通過對過熱器熱偏差的理論分析使我更好的了解了熱偏差的形成原因和機理，認識到四角切原燃燒方式造成爐膛出口的殘余旋轉(zhuǎn)是國內(nèi)鍋爐過熱器熱偏差形成的主要原因。為下一步計算熱偏差提供了充分理論支持。（2）對實例鍋爐計算能更好的掌握過熱器熱偏差和壁溫計算方法，熟悉計算公式。（3）實例鍋爐計算應用說明合理的流量、熱偏差和壁溫計算模型是準確進行熱偏差和壁溫計算的關(guān)鍵環(huán)節(jié)，是正確分析受熱面是否安全的前提，更是新鍋爐優(yōu)化設計和舊鍋爐改造獲得最佳效果的保征。 （4）隨著對熱偏差的不斷深入研究，減小熱偏差的方法和措施多種多樣，但措施并非通用，只有針對具體的問題，進行仔細、嚴密的論證和試驗，才能獲得最佳的效果?？傊?，隨著機組容量的增大，切向燃燒鍋爐過熱器的熱偏差問題比較嚴重，雖然不能完全消除熱偏差，但隨著理論分析的深入，試驗技術(shù)乎段的提高，計算方法的完善，可以在最大程度上有效地減小熱偏差，為大型鍋爐機組的優(yōu)化設計和可靠、經(jīng)濟運行提供有利的保障。致 謝在本課題的研究過程中，得到了尊敬的劉洪憲老師的悉心指導。在整篇論文撰寫期間，導師不僅對我嚴格要求、耐心指導，使我獲益匪淺、學有所成；而且在生活中給予我無微不至的關(guān)懷。尤其是導師孜孜不倦、嚴謹?shù)闹螌W態(tài)度使我倍受感動，鼓舞我在今后的人生道路上不斷進取，導師永遠是我學習的榜樣。值此論文完成之際，對導師表示深深的敬意和衷心的感謝。在四年的學習過程中，自始至終得到能源與動力工程學院各位領(lǐng)導和老師的大力支持和幫助，在此，謹向給予我指導和幫助的各位領(lǐng)導和老師表示衷心的感謝。在論文的寫作過程中，查閱了大量的資料、文獻，在此謹向這些文章的作者表示感謝。參考文獻參考文獻[1] 趙星海，張衛(wèi)會，[J].東北 電力技術(shù)，2002，30(8):1416[2] 、再熱器熱偏差問題探討[J].鍋爐技術(shù)，2009,37(5):4851[3] 張旭，朱曙光，[J].江蘇冶金，2007,35(6):79[4] [J].鍋爐技術(shù)，2009,9(1):5660[5] 匡江紅，劉平元，、再熱器集箱靜壓分布數(shù)值研究[J].動力工程，2004,24(2):166169[6] 楊冬，陳聽寬，[J].中國電機工程學報，2001,21(5):3841[7] （上）、（中）[M].遼寧科學技術(shù)出版社，(2):2026[8] 竇文宇，周月貴，[J].動力工程，2011,19(2):2224[9] Load Deviation Mode for Superheater and rehaeater of a Utility Boiler,Applied Thermal Engineering[J],2012 (6):545558[10] ：中國電力出版社，(6):2934[11] 任敬民，[J].有色金屬分析通 訊，2003(125):2930[12] 張蓉媛，[J].現(xiàn)代電力， 2010,17(3):611[13] 王孟浩，. [R]上海發(fā)電設備成套設計研究院，2010(9):1825[14] [J].清華大學學報，2009(6):2224[15] 劉林華，王孟浩，[J].動力工程，2009(2):14[16] 趙星海，張衛(wèi)會，[J].東北電力技術(shù)，2010(8):1416[17] [ J].上海發(fā)電設備成套設計研究所研究報告，2010(2):49[18] 王秀清，趙景林，[J].東北電力學院學報，2009,18(2):1924[19] [J].華東電力，2011(5):2429[20] Hiromichi Kobayashi, Kunio Yoshikawa. Thermal performance and numerical simulatio n of high temperature air bustion boiler[A]. The 2000 Inte rnational Joint Power Generation Conference[C]. Miami Florida, 2000(7):2528.[21] , Life Prediction of Service Exposed Main steam pipe of Boilers in a Thermal Power plant[J].Engineering Failure Analysis,2000,7[22] 鄭昌浩,[J].動力工程，2010,20(4):730734[23] 楊衛(wèi)娟,周俊虎，[J].中國電機工程學報，2009(8):1620[24] 仝麗，[J].機械與電子，2008(24) (5):1115[25] 朱珍錦，[J].中國電機工程學報，2009,22(2):5963[26] 周月貴，竇文宇，[J].動力工程，2011,19(3):710[27] 丁士發(fā)，曹漢鼎，[J].動力工程，2007, 19 (2) :1823[28] 劉泰生，姚本榮，[J].動力工程，2009,20(5):842846[29] 增漢才，[J].電站系統(tǒng)工程，2011, 12 (3):15[30] 劉叢濤，[J].中國電力，2012，29(3):38[31] 張才根，[C].科技論文選集，2012(2):158164[32] 胡海蓉，[J].鍋爐制造，2011(4):2224[30] （第一卷）[M].機械工業(yè)出版社，(3):38[33] 任稀青，[T] .鍋爐技術(shù)，1996 (9) :1214[34] EPRI. Manual for Investigation and Correction of Boiler Tube Failures[H]. 1995.[35] ,Prediction of remaining life of a FCCU reactor plate[J].Engineering Failure Analysis, 2010,(7):4653.