【正文】 與切圓方向一致的切圓燃燒方式。一次風(fēng)動(dòng)量小，因此其反切動(dòng)量也小，并且由于一次風(fēng)煤粉氣流遠(yuǎn)離下方水冷壁，減小了燃燒的煤粉火炬刷墻的可能性，同時(shí)在爐膛中心形成濃煤粉區(qū)域，而二次風(fēng)的切圓較大形成了風(fēng)包粉，在爐膛附近形成了氧化性氣氛，可以降低爐內(nèi)結(jié)渣。合適的一次風(fēng)反切可以減少爐膛扭轉(zhuǎn)殘余，同時(shí)一次風(fēng)反切延長了煤粉在著火區(qū)段的著火時(shí)間，有利于煤粉著火，比較適合于著火困難的鍋爐。 2)二次風(fēng)反切 二次風(fēng)反切是指二次風(fēng)射流與一次風(fēng)射流成一定角度從相反的方向噴入爐膛。一次風(fēng)射流沿著燃燒器噴口軸線方向進(jìn)入爐膛后，在動(dòng)量較強(qiáng)的二次風(fēng)射流的引射和沖擊下，被帶入二次風(fēng)旋轉(zhuǎn)氣流中，造成強(qiáng)烈的空氣與燃料混合，同時(shí)，一次風(fēng)被二次風(fēng)裹挾在爐膛中央，使得爐膛中心形成富燃料區(qū)域，而在近壁處出現(xiàn)富空氣區(qū)域的氣粉分離，有效的減少了一次風(fēng)沖刷水冷壁而引起的爐內(nèi)結(jié)渣現(xiàn)象。隨著二次風(fēng)反切角度的增加，爐膛出口截面處扭轉(zhuǎn)殘余由強(qiáng)變?nèi)?，再變?qiáng)。并且隨著二次風(fēng)反切角度的變化，爐內(nèi)旋轉(zhuǎn)方向發(fā)生變化，導(dǎo)致水平煙道內(nèi)煙速最高點(diǎn)位置從煙道一側(cè)轉(zhuǎn)移到另一側(cè)，期間速度分布不均勻性經(jīng)歷了先減小后增大的過程。由于二次風(fēng)動(dòng)量較大，往往只是采用部分二次風(fēng)反切后，就能有效減弱爐內(nèi)氣流的扭轉(zhuǎn)強(qiáng)度和爐膛出口扭轉(zhuǎn)殘余，但是這也帶來飛灰可燃物增大和爐膛出口氣溫升高的問題，所以通常采用上層二次風(fēng)反切。 3)二次風(fēng)微正切加燃盡風(fēng)反切 二次風(fēng)微正切加燃盡風(fēng)反切可以減輕爐內(nèi)結(jié)渣，防止高溫腐蝕和改善爐膛出口的煙氣偏差，當(dāng)爐內(nèi)總體旋轉(zhuǎn)方向不變的時(shí)候，可以相當(dāng)大的減少爐膛出口扭轉(zhuǎn)殘余強(qiáng)度。 4)三次風(fēng)反切 三次風(fēng)氣流風(fēng)量小，因此無論采用多大的反切角度，爐內(nèi)氣流的總體旋轉(zhuǎn)方向都不變。三次風(fēng)反切對下部燃燒區(qū)域?qū)嶋H切圓影響不大，因而對燃燒基本沒有影響。但是三次風(fēng)所在的區(qū)域?qū)嶋H切圓直徑明顯減小。并且三次風(fēng)可以使水平煙道內(nèi)的速度不均勻性得到明顯的改善。5 防止積灰、結(jié)渣、磨損和腐蝕第 3 章 受熱面超溫爆管原因及預(yù)防措施綜述 23 (1)控制合理的爐內(nèi)過量空氣系數(shù) 過量空氣系數(shù)增加，受熱面積灰、結(jié)渣趨勢減輕。首先，當(dāng)過量空氣系數(shù)增加時(shí)，爐膛出口煙溫降低，可減輕對流過熱器和再熱器積灰、結(jié)渣。其次，隨著爐膛過量空氣系數(shù)的增加，爐膛壁面處的煙溫降低，同時(shí)爐膛上的沉積物降低。最后，過量空氣系數(shù)過低容易造成氧量不足，在爐內(nèi)出現(xiàn)還原性氣氛，使得灰熔點(diǎn)大大降低，這增加了結(jié)渣的可能性，因此，必須送入足夠數(shù)量的氧氣。(2)保證空氣和燃料的良好混合 當(dāng)一、二次風(fēng)位置、風(fēng)速、風(fēng)量不合理時(shí)，盡管爐內(nèi)總空氣量較大，但仍會(huì)出現(xiàn)局部區(qū)域熾熱和揮發(fā)份得不到氧量而出現(xiàn)局部還原性氣氛。由于局部缺氧，將使 CO 含量急劇增加。還原性氣氛還會(huì)使灰熔點(diǎn)大大降低。(3)對易結(jié)渣煤采用各種運(yùn)行措施控制爐內(nèi)溫度水平 爐內(nèi)溫度水平對結(jié)渣的影響是多方面的：第一，爐內(nèi)溫度水平高，將使煤中一些易揮發(fā)堿性氧化物汽化或者升華，使堿金屬化合物在受熱面上凝結(jié)。堿金屬氧化物汽化溫度一般在 1400℃以上，而凝結(jié)溫度在 1000~1100℃。堿金屬直接凝結(jié)在受熱面上會(huì)形成致密的強(qiáng)粘結(jié)灰。第二，當(dāng)煙氣溫度較高且管壁溫度也高時(shí)，可在初始灰層中形成產(chǎn)生低熔點(diǎn)復(fù)合硫酸鹽反應(yīng)的條件，還會(huì)使含有堿金屬化合物的積灰外表層粘結(jié)性增強(qiáng)，加速積灰過程發(fā)展。第三，含堿金屬的高鈣褐煤所形成的鈣化物型積灰，其過程發(fā)展也與煙溫有關(guān)。據(jù)運(yùn)行觀察，當(dāng)受熱面區(qū)域煙溫在 850~900℃時(shí)，這種積灰增長最快，也易形成堅(jiān)硬的灰垢。第四，當(dāng)煙溫高時(shí)，煤灰呈熔化或半熔化狀態(tài)，熔融灰會(huì)直接粘在受熱面上，產(chǎn)生嚴(yán)重結(jié)渣?？梢钥闯?，溫度提高，將使受熱面結(jié)渣呈指數(shù)規(guī)律上升。 因此，對易結(jié)渣煤，要嚴(yán)格控制運(yùn)行溫度，如加大運(yùn)行過量空氣系數(shù)，增加配風(fēng)的均勻性，防止局部熱負(fù)荷過高產(chǎn)生局部還原性氣氛，調(diào)整四角風(fēng)粉分配均勻性，防止一次風(fēng)氣流直接沖刷壁面。(4)組織合理而良好的空氣動(dòng)力場 在煤粉爐中，燃燒中心溫度高達(dá) 1400 ~ 1600℃，灰份在該溫度下，大多處于熔化或軟化狀態(tài)，煙氣和它所帶灰渣溫度因水冷壁吸熱而降低。當(dāng)灰渣撞擊爐膛時(shí)，若仍保持軟化或熔化狀態(tài)，易粘結(jié)附于爐壁上形成結(jié)渣，尤其是在有衛(wèi)燃帶的爐膛內(nèi)壁，表面溫度很高，又很粗糙，更容易結(jié)渣。因此必須保持燃燒中心適中，防止火焰中心偏斜和貼邊。影響四角切圓燃燒氣流偏斜的主要因素有：1)爐內(nèi)旋轉(zhuǎn)氣流對燃燒器射流的沖擊力和 作用點(diǎn)東北電力大學(xué)本科畢業(yè)論文 24 當(dāng)爐內(nèi)氣流旋轉(zhuǎn)強(qiáng)度大，作用點(diǎn)靠近燃燒器射流根部時(shí)，射流偏轉(zhuǎn)加劇，實(shí)際切圓增大。2)一次風(fēng)射流剛性 剛性是抗偏轉(zhuǎn)能力的度量，它與噴口結(jié)構(gòu)及射流動(dòng)量有關(guān)。細(xì)長型噴口射流剛性比矮胖型要強(qiáng)。當(dāng)一次射流動(dòng)量增大時(shí)，氣流抗偏轉(zhuǎn)能力增強(qiáng)。3)射流兩側(cè)補(bǔ)氣條件差異 射流兩側(cè)補(bǔ)氣條件主要由爐膛截面長寬比、假想切圓直徑、燃燒器組高寬比確定。對截面長寬比大的爐膛，燃燒器軸線與兩側(cè)墻間的夾角差增大，當(dāng)假想切圓直徑增大時(shí)，也導(dǎo)致同樣的結(jié)果。燃燒器軸線與兩側(cè)墻夾角不等，造成射流兩側(cè)補(bǔ)氣條件差別大，由補(bǔ)氣差異而引起的作用在射流兩側(cè)的壓差，使氣流容易貼邊。4)燃燒器組長寬比及燃燒器噴口間隙 燃燒器組長寬比及燃燒器噴口間隙也影響射流兩側(cè)補(bǔ)氣條件。當(dāng)燃燒器高寬比越大時(shí)，燃燒器組中間部分從上下兩側(cè)獲取補(bǔ)氣的條件越差。燃燒器噴口間間隙起到了平衡兩側(cè)壓差的作用。5)各燃燒器配風(fēng)與投停方式影響 當(dāng)燃燒器配風(fēng)不均或鍋爐負(fù)荷降低時(shí)，燃燒器缺角或缺對角運(yùn)行，會(huì)使?fàn)t內(nèi)火焰中心發(fā)生偏斜。(5)控制煤粉濃度和細(xì)度 煤粉噴口煤粉量分配不均勻的狀況必然造成爐膛局部缺氧和熱負(fù)荷不均勻，在燃燒空氣不足的情況下，爐膛結(jié)渣狀況惡化。而且在煤粉顆粒較粗時(shí)，火焰容易沖墻，煤粉難于燃盡，因而引起高溫腐蝕和磨損。(6)其它方法通過在壁面附近噴空氣保護(hù)膜，加添加劑，采用抗腐蝕高溫合金，加金屬防護(hù)套等方法減輕腐蝕和磨損。第 4 章 熱偏差和壁溫計(jì)算 25 第 4 章 熱偏差和壁溫計(jì)算 熱偏差系數(shù)的計(jì)算熱偏差系數(shù)的計(jì)算公式為： ， GFqpjpjjHq????/1(41)式中， 為吸熱不均勻系數(shù)， ； 為結(jié)構(gòu)不均勻系數(shù)， ； 為流q?pjq??F pjFG量不均勻系數(shù)， 。下面分別討論這三個(gè)系數(shù)的計(jì)算方法。pjG? 結(jié)構(gòu)偏差系數(shù)的計(jì)算 機(jī)構(gòu)偏差系數(shù) 的計(jì)算方法比較簡單，只要求得管子的受熱面積 和管件中管子的F? pH平均受熱面積 ，按照公式 計(jì)算就可以得到。pjHpjFH? 吸熱偏差的計(jì)算 熱力計(jì)算中的總吸熱量值在熱偏差計(jì)算中不能被采用，因?yàn)闊崃τ?jì)算中管束前的煙氣空間輻射量是用增大管間放熱系數(shù)的方法計(jì)算的，其誤差在熱力計(jì)算中允許，而在熱偏差計(jì)算中則有可能造成較大的誤差。 在熱力計(jì)算中，管束總的吸熱量為： (42)???fdhq 式中： —管束前煙氣對管束的輻射熱量qQ —管束后煙氣對管束的輻射熱量h —管束間對流換熱量d東北電力大學(xué)本科畢業(yè)論文 26 —管束間輻射換熱量hQ (43)??jqwqwqwq BHTT???????????? (44)??jhwhwhwq BTTQ???????????? (45)????djwdHB (46)?dfjfTQ? 以上各式中： —管束前煙氣溫度qT —管束前煙氣黑度? —管子灰污表面溫度w —管子灰污表面黑度 —管子吸熱管束前煙氣輻射的受熱面積qH —計(jì)算燃煤量jB —管束后煙氣溫度hT —管子吸收管束后煙氣輻射的受熱面積 —管束間煙氣平均溫度 —管束對流受熱面積dH —管束輻射受熱面積f —對流放熱系數(shù)d? —輻射放熱系數(shù)f 對每一管圈，由于各段管子的 ， ，或 不同，以及角系數(shù)不同，所以，應(yīng)分dHfd?段計(jì)算以上四種吸熱量，每一段管子的吸熱量是四種吸熱量的總和，而整個(gè)管圈的吸熱第 4 章 熱偏差和壁溫計(jì)算 27 量是各段管子的吸熱量的總和。 所以，吸熱偏差系數(shù)為 (47)pjiqQ??式中：—偏差管的吸熱量iQ—管的平均吸熱量pj 水力偏差系數(shù)的計(jì)算 隨著徑向引入和引出的復(fù)雜集箱布置方式在大容量電站鍋爐過熱器和再熱器系統(tǒng)中的廣泛應(yīng)用，以及從集箱角度考慮，同屏各管從集箱不同截面上引入引出結(jié)構(gòu)的采用，一方面，同屏各管因其在集箱上位置的不同，進(jìn)、出口壓差也不同。另一方面，各管的流量分布變化將直接影響徑向引入集箱的工質(zhì)向集箱兩側(cè)的分配情況，從而影響集箱內(nèi)工質(zhì)的靜壓分布，因此無法采用以往的流量分配計(jì)算方法進(jìn)行各管圈流量分布計(jì)算，而應(yīng)在同時(shí)綜合考慮集箱效應(yīng)、各管圈阻力系數(shù)以及吸熱量不同等因素的前提下計(jì)算管圈流量 [5254]。1 集箱水動(dòng)力學(xué) 過熱器蛇形管的進(jìn)出口一般均為與集箱相連，進(jìn)口集箱稱為分配集箱，出口集箱稱為匯集集箱。沿集箱長度，由于工質(zhì)速度、重位壓頭和阻力損失的變化，使各點(diǎn)的壓力不等，從而影響與其相連的管子的進(jìn)出口壓差，引起各管工質(zhì)流量分配不均。 我國一般采用水平布置的集箱，重位壓頭的影響可以不計(jì)。當(dāng)蒸汽從水平集箱的端部引入和引出時(shí)。沿集箱長度壓力和流速的變化如圖所示 [49]。東北電力大學(xué)本科畢業(yè)論文 28 在分配集箱中，沿工質(zhì)流向蒸汽流速逐漸減小，動(dòng)能逐漸轉(zhuǎn)為壓力能，壓力沿 線oa上升，但因集箱中有流動(dòng)阻力 ，一部分靜壓的增量被流動(dòng)阻力所以抵消，因此分配集izp?箱中壓力分布曲線為 。分配集箱兩端的壓力差 可以用下式表示：obfp? (48)201wAfp??式中， —集箱內(nèi)工質(zhì)的最大速度，即分配集箱進(jìn)口處的流速；0w —靜壓轉(zhuǎn)換系數(shù)，由試驗(yàn)得出，當(dāng)工質(zhì)自集箱端部全部截面引入時(shí)，1A；?自端部用管接頭引入時(shí)， ，其中 為集箱截面， 為管接頭截面；????????自端部側(cè)面直角引入時(shí)， 。.1 由圖可見，分配集箱中的靜壓變化應(yīng)為： (49)??21220220 wwpplzf ????????因此，分配集箱中的靜壓轉(zhuǎn)換系數(shù)人可以表示為： (410)?1A而集箱中的流動(dòng)速度按直線分布： ????????lxwx0 (411)第 4 章 熱偏差和壁溫計(jì)算 29 則 (412)???????????1020223wdllwdpxlz ????由此可得： (413)?由上述可知，集箱內(nèi)工質(zhì)的流動(dòng)阻力系數(shù)與集箱的尺寸有關(guān)，主要取決于比值 。dl屏式過熱器的集箱較短，系數(shù) A。應(yīng)當(dāng)作適當(dāng)?shù)男拚?。在匯集集箱中，沿工質(zhì)流向，蒸汽流速逐漸增大，壓力能逐漸轉(zhuǎn)為動(dòng)能，集箱內(nèi)壓力沿 線下降，同時(shí)有流動(dòng)阻力如 的影響，實(shí)際的壓力分布曲線為 。匯集集箱oa? lzp?ob?兩端的壓力差 可表示為：hjp? (414)20wAhj??式中， —匯集集箱出口處的工質(zhì)流速。0w —靜壓轉(zhuǎn)換系數(shù)，由試驗(yàn)得出，當(dāng)端部引出時(shí)， ；當(dāng)從集箱中部2A ?A徑向引出時(shí)， 。? 轉(zhuǎn)換系數(shù) 可用下式表示：2 (415)???12A匯集集箱中的 值較分配集箱中的要大，因?yàn)槌Σ翐p失外，還有與集箱中縱向氣?流成交叉的各管子中出來的氣流所引起的渦流損失，管子中的蒸汽速度相對于集箱內(nèi)縱向速度的比值越大，則引起的渦流損失越大。水平集箱兩端最大的靜壓差 ，可由下面的方法確定。如果以集箱中最大速度 截jxp?面為起點(diǎn)，即以分配集箱的進(jìn)口截面和匯集集箱的出口截面作為起點(diǎn)，則可以認(rèn)為分配集箱與匯集集箱中靜壓變化的規(guī)律相同，離起點(diǎn) x 處的靜壓變化可用下式表示： (416)?????????llpxjxxj2如果以相對距離表示， ，則可得??1,0?lx??2jxjx由于沿集箱長度的靜壓是變化的，因而使與之相連的各根管子進(jìn)出口的壓差不等，而且和分配集箱與匯集集箱的連接方式有關(guān)。像 Z 型連接系統(tǒng)為例，工質(zhì)從分配集箱的