2150t／h切圓燃燒鍋爐旋流指數的試驗研究

靳允立

（西門子電站自動化有限公司，南京 211100）

研究表明切圓燃燒鍋爐爐膛垂直出口殘余旋轉引起的煙氣流速偏差是高溫受熱面產生熱偏差的主要原因［1-7］.通常用旋流指數SW來評估爐內漩渦強度，它表征了爐膛水平截面切向動量與軸向動量之比

式中：Gφ為角動量流率，N·m；Gx為爐膛軸向動量流率，N；Rhr為爐膛水平截面當量半徑，m.

試驗證明［3-8］，爐膛垂直出口截面旋流指數越大，殘余旋轉越強，汽溫偏差越大.旋流指數過小會削弱煙氣摻混，影響穩燃，增大不完全燃燒損失，使火焰偏斜，易引起爆管和結焦.

以往切圓燃燒鍋爐旋流指數的冷態模化試驗利用熱線風速儀［3-5］、熱膜風速計［6-7］對爐 膛模型 水平截面的速度分布進行測量，并通過計算獲得爐膛各高度的旋流指數.該方式需要試驗臺和專用測量設備，試驗要求高，不適合長期連續觀察，且與鍋爐的實際熱態運行工況存在偏差.在對運行鍋爐進行熱態試驗［8］時，測量一次風、二次風和三次風風量，通過計算獲得總的爐內旋流指數.這種方式對風量等信號測量的準確性及風門擋板特性要求較高，且計算復雜，不適于在線連續獲取旋流指數的變化.

在試驗分析的基礎上，筆者研究了爐膛火焰中心隨旋流指數的變化軌跡，借助在線爐膛火焰中心監測系統，無需精確定量計算，即可間接連續獲取鍋爐旋流指數的變化趨勢，并將其與汽溫偏差相結合，分析燃燒調整對旋流指數的影響.

1 試驗方法

1.1 設備介紹

試驗對象為680MW超臨界機組，鍋爐為上海鍋爐廠有限公司制造的四角切圓燃燒超臨界直流鍋爐.鍋爐每角設有6層強化煤粉著火噴嘴，噴嘴四周布置有周界風.相鄰煤粉噴嘴之間有1層輔助風噴嘴，包括上、下2只偏置風噴嘴和l只直吹風噴嘴.偏置風噴嘴向墻側偏轉25°，形成與周界風、一次風煤粉氣流同心的外切圓，將后者置于爐膛中央形成富燃料區，在水冷壁附近形成富空氣區，從而有效防止爐內結渣和高溫腐蝕.同時，將二次風分為偏置風和周界風2部分分級送入爐膛，可推遲初始燃燒階段空氣與煤粉的混合，減少NOx生成.在主燃區底部設有1層火下風噴嘴，以減少大渣含碳量.通過在鍋爐主燃區上部布置緊湊燃盡風（CCOFA）和分離燃盡風（SOFA）實現分級送風，從而降低高溫主燃區氧量和減少NOx排放.2層CCOFA噴嘴緊鄰主燃區布置，5層SOFA噴嘴布置在距最上層燃燒器噴口中心8815mm處的主風箱頂部.最上2層SOFA反切，以減小旋流指數和汽溫偏差.從爐頂俯視，爐膛火焰順時針旋轉.

1.2 試驗方法及數據采集

爐膛火焰中心監測數據取自ZoloBOSS激光測量系統，該系統利用不同氣體所具有的獨一無二的光譜吸收特性，通過可調諧二極管激光吸收光譜技術（即吸收光譜法）與激光多路復用技術獲取爐膛水平截面燃燒區域的溫度分布.取得的數據由西門子P3000系統處理，求得爐膛火焰中心位置.測量截面位于折焰角下方且在SOFA上方（即距SOFA頂部約5m處和距屏式過熱器底部約5m處），由6行6列光柵組成，共12條光路穿越燃燒區域.氧體積分數為空氣預熱器前左右側平均值.

如未特別說明，下文所述旋流指數均指激光測量截面即接近爐膛垂直出口截面處旋流指數.試驗期間，煤質保持不變，除變負荷試驗外，負荷和運行工況保持穩定.吸收光譜法測量結果會受到煙氣成分的影響.試驗中激光測量系統利用不同頻率激光同時測量H2O體積分數、CO質量分數和氧體積分數，最終通過軟件計算獲得溫度分布，計算結果已根據同時測得的各種氣體成分進行了修正，從而消除其影響.為避免灰分對吸收光譜法測量結果的影響，試驗期間保持煤質灰分穩定.為避免減溫水調節對汽溫偏差的影響，在進行爐膛火焰中心與汽溫偏差對比試驗時，盡量保持減溫水閥門開度與質量流量不變.

2 燃燒調整對旋流指數的影響

2.1 爐膛火焰中心與旋流指數的關聯分析

爐膛火焰中心主要受爐膛火焰剛性、引風機抽吸力和各角配風均衡性等因素影響.其中，爐膛火焰剛性是指爐膛中心旋轉向上的高溫煙氣受水平方向外力作用時抵抗偏斜的能力，主要由煙氣旋轉時的切向動量決定.用于克服煙氣沿程阻力的引風機抽吸力，在近爐膛垂直出口截面處可分解為垂直向上的軸向分力和水平截面指向后墻尾部煙道方向的分力.當旋流指數很大、煙氣旋轉切向動量相對較強時，可以抵消指向后墻尾部煙道方向分力的作用.當旋流指數很小、煙氣旋轉切向動量相對較弱時，指向后墻尾部煙道方向的分力將會使爐膛火焰中心向后墻偏斜.若兩側引風機出力不等，會在水平截面增大指向出力較大一側的分力.同理，當旋流指數較小、煙氣旋轉切向動量相對較弱時，水平截面指向出力較大一側的分力會使爐膛火焰中心向該側偏斜.在爐膛頂部，煙氣殘余旋轉引起的逆流向煙氣折轉摻混在屏式過熱器形成的阻塞區也會造成火焰偏移，而阻塞作用強弱取決于爐膛垂直出口截面旋流指數的大小.因此，爐膛火焰中心與鍋爐旋流指數有關.

試驗中截面爐膛火焰中心根據該截面燃燒區域的溫度分布進行測量.爐膛火焰中心偏離爐膛幾何中心的程度反映了折焰角下方測量截面處燃燒區域溫度分布的均衡程度.試驗中發現，切圓燃燒鍋爐與對沖燃燒鍋爐相似，同樣可以通過風門等燃燒調整手段使測量截面溫度分布達到均衡，但與對沖燃燒鍋爐的試驗結果不同，切圓燃燒鍋爐再熱、過熱汽溫偏差大多情況并未因測量截面溫度分布趨于均衡而減小，反而增大.這與該類型鍋爐運行調整的經驗相符，即有時通過燃燒調整使爐膛火焰中心接近爐膛幾何中心位置時，反而會增大再熱、過熱汽溫偏差，這主要是由于切圓燃燒鍋爐特有的爐膛垂直出口殘余旋轉引起的［1-7］.分隔屏過熱器（即屏式過熱器）吸收爐內火焰輻射熱量，同時通過輻射和對流換熱吸收屏間煙氣熱量.當旋流指數大時，右側旋向與煙氣流向相反的煙氣折轉摻混對換熱的強化使流經屏式過熱器的蒸汽溫升右高左低.蒸汽離開屏式過熱器后左右交叉進入末級過熱器，使汽溫最終呈現左高右低的趨勢.右側煙氣折轉摻混的阻塞作用使得更多煙氣經煙道左側通過，以對流換熱為主的再熱器、末級過熱器兩側汽溫偏差增大，且左側大于右側.在測量截面溫度分布趨于均衡時，如果能通過燃燒調整消除殘余旋轉影響，就可達到減小再熱、過熱汽溫偏差的效果.因此，再熱、過熱汽溫偏差可間接反映旋流指數，試驗中可將汽溫偏差作為參考依據來驗證爐膛火焰中心與旋流指數的對應關系.

若四角二次風配風均等，左右側引風機出力相等，2種工況下爐膛火焰中心會居于左右墻中間位置.第一種工況的旋流指數很小，屏式過熱器右側逆流向煙氣折轉摻混引起的阻塞作用小，兩側煙氣流速接近；引風機抽吸力作用占主導地位，爐膛火焰中心偏向后墻，試驗數據顯示，對應此爐膛火焰中心位置的兩側汽溫偏差很小.第二種工況的旋流指數較大，火焰剛性較強，不易彎折，火焰在前后墻方向居中，試驗數據顯示，對應此爐膛火焰中心位置的兩側汽溫偏差較大.

圖1給出了爐膛火焰中心隨旋流指數變化的軌跡，其中x軸為爐膛寬度方向，y軸為爐膛深度方向，0點為爐膛水平截面的幾何中心（即爐膛幾何中心），工況1對應前述第一種工況，工況3對應前述第二種工況.沿x軸方向，從旋流指數很小的工況1開始，隨著旋流指數的增大，屏式過熱器右側逆流向煙氣折轉摻混對煙氣的阻塞作用逐漸增強，成為火焰左右側偏斜主導因素，促使爐膛火焰中心逐漸向左側偏移，對應圖中階段1.爐膛火焰中心達到工況2的位置后，旋流指數進一步增大，火焰剛性的增強將逐漸克服屏式過熱器右側阻塞作用的影響，爐膛火焰中心開始向右側回移，直至工況3結束，對應圖中階段2.沿y軸方向，隨著旋流指數的增大，火焰剛性逐漸克服引風機抽吸力，從工況1經工況2至工況3，爐膛火焰中心由后墻向中心移動，右側阻塞作用增強，兩側煙氣流速偏差增大，兩側再熱汽溫偏差逐漸增大.圖1中階段1和階段2的爐膛火焰中心雖然同樣偏左，但旋流指數不同，再熱汽溫偏差也不同.從爐膛高度來看，階段1是旋流指數小、爐膛火焰剛性弱的大高度范圍偏斜；階段2是旋流指數大、爐膛火焰剛性強且僅近分隔屏區域的小高度范圍偏斜.試驗中兩側汽溫偏差隨爐膛火焰中心變化趨勢與旋流指數隨爐膛火焰中心變化趨勢一致.

圖1 測量截面爐膛火焰中心隨旋流指數變化的軌跡Fig.1 Running track of flame center in the measured section varying with swirl number

若四角二次風配風不均，兩側引風機出力不等，工況1和工況3的爐膛火焰中心會有所偏移.沿y軸方向，工況1的爐膛火焰中心受引風機抽吸力作用偏向后墻.隨著旋流指數的增大，火焰剛性增強，四角二次風配風均衡性對前后墻偏斜逐漸起主導作用.試驗鍋爐左側風箱的風量大，與1號角和2號角的二次風風門相連.由于二次風順時針正切火焰，1號角和2號角配風將火焰壓向前墻，風量又大于3號角和4號角，故對于試驗中汽溫偏差與旋流指數大的工況3，其火焰偏向前墻.沿x軸方向，當旋流指數小時，屏式過熱器右側煙氣折轉摻混的阻塞作用很小，火焰左右偏斜主要受兩側引風機出力影響.試驗鍋爐右側引風機出力大于左側，故對于試驗中汽溫偏差和旋流指數小的工況1，其火焰向右偏斜.當旋流指數很大時，火焰剛性強，可以克服引風機出力不等和屏式過熱器右側逆流向煙氣折轉摻混對火焰左右偏斜的影響，四角配風均衡性成為影響火焰偏斜的主要因素.試驗中4號角二次風風量明顯小于其他角，約減小了10%.4號角二次風向右側壓火焰，故總的作用力使試驗中汽溫偏差和旋流指數大的工況3的火焰向左側偏斜.

2.2 負荷對旋流指數的影響

式（1）中Gφ和Gx可按下列公式［8］計算：

式中：下標1、2分別表示一、二次風；w為噴口風速，m／s；S為噴口面積，m2；d 為假想切圓直徑，m；ρ為熱風密度，kg／m3；A 為爐膛水平截面積，m2；ρg為煙氣密度，kg／m3；u為通過爐膛水平截面的平均煙氣流速，m／s.

切圓燃燒鍋爐二次風風量占總風量的75%，二次風噴口風速、風箱爐膛壓差、風道阻力系數、風量與噴口面積的關系為

式中：Δpf為風箱爐膛壓差，Pa；qm為噴口熱風質量流量，t／h；ξ為風道阻力系數，包括風門擋板阻力系數和噴口阻力系數，由于噴口阻力系數保持不變，故風道阻力系數由風門擋板阻力系數決定.

總風量隨負荷的變化而改變，一次風風量、風速近似隨總風量成比例變化.由式（4）可知，若各層二次風風量均改變，且風道阻力系數以相同的比例變化，則噴口風速近似隨總風量同比例增減，旋流指數近似不變.各層二次風風門實際被劃分為2部分：一部分開度為負荷函數，一部分用來控制風箱爐膛壓差.假設變負荷時，開度為負荷函數的二次風風門開度與風箱爐膛壓差設定值不變，故無風量變化.控制風箱爐膛壓差的各層二次風噴口風速以相同比例變化，變負荷后爐膛水平截面切向動量的二次風部分Gφ2可改寫為

式中：Gφ2a為變負荷前二次風的切向動量；h為參與風箱爐膛壓差控制的二次風層數；p為隨負荷變化的總風量變化百分比，%；k為變負荷前總二次風風量與參與風箱爐膛壓差控制的二次風風量的比值.

根據式（6）和式（7），假設各層二次風噴口面積、假想切圓直徑及變負荷前的噴口風速均相同，則k＝m／h，變負荷前后二次風切向動量變化量ΔGφ2為

變負荷后，軸向動量變化比例不變，ΔGφ2越大，旋流指數越大.當h＝m，即全部二次風風門參與風箱爐膛壓差控制時，ΔGφ2取得最小值，此時切向動量與軸向動量變化比例近似相等，對應的旋流指數不變.減少用于風箱爐膛壓差控制的二次風風門層數h，ΔGφ2增大，從而使旋流指數在變負荷后增大.h越小，ΔGφ2越大，旋流指數在變負荷后增大得越多.

試驗鍋爐的負荷在550MW以下時，開度為負荷函數的二次風風門開度與風箱爐膛壓差定值隨負荷的變化而改變，從而使開度為負荷函數的二次風風門與控制風箱爐膛壓差的二次風風門共同承擔風量變化，可等效為h＝m，抑制了旋流指數的增大.故在中等負荷試驗中，升負荷時爐膛火焰中心位置變化很小，表明旋流指數變化較為平緩.

試驗鍋爐在負荷高于550MW后，開度為負荷函數的二次風風門開度與風箱爐膛壓差定值均不再變化.負荷繼續升高后，增大風量全部由控制風箱爐膛壓差的二次風風門開度承擔，由式（8）可知，旋流指數增大.故在高負荷段試驗中，負荷升高，再熱汽溫偏差增大，爐膛火焰中心變化軌跡反映了旋流指數增大.

式（8）中假設變負荷前二次風各層噴口風速相等，因此用于風箱爐膛壓差控制的二次風噴口風速等于平均風速.若總風量和參與風箱爐膛壓差控制的二次風層數不變，將式（8）變負荷前參與風箱爐膛壓差控制的二次風各層噴口風速以同樣比例q增減，則ΔGφ2為

與式（8）相比，控制風箱爐膛壓差的二次風噴口風速以比例q增減后，總二次風風量同參與風箱爐膛壓差控制二次風風量的比值由k變為k／（1＋q）.由于并非二次風全部層參與控制風箱爐膛壓差，當q＝0，升降負荷時，旋流指數增大.升負荷時p為正，由式（9）可知，q越大，升負荷后 ΔGφ2越大.故當升負荷前參與風箱爐膛壓差控制的二次風噴口風速大于平均風速，即q＞0時，升負荷后旋流指數增大，且超出平均風速越多，旋流指數增大越多.當升負荷前參與風箱爐膛壓差控制的二次風噴口風速小于平均風速一定幅度后，即q小于某一負值時，升負荷后旋流指數將減小，且小于平均風速越多，旋流指數減小越多.降負荷時p為負，由式（9）可知，q越小，ΔGφ2越大.同理可得，降負荷前參與風箱爐膛壓差控制的二次風噴口風速小于平均風速，降負荷后旋流指數將增大，且小于平均風速越多，旋流指數增大越多.當降負荷前參與風箱爐膛壓差控制的二次風噴口風速大于平均風速一定幅度時，降負荷后旋流指數將減小，且大于平均風速越多，旋流指數減小越多.故從風箱爐膛壓差控制的角度進行計算的結果與文獻［8］中結論一致，即加大配風不均衡性會導致旋流指數增大.

變負荷后燃料放熱量變化所引起的爐膛溫度改變將使煙氣黏度發生變化.升負荷后煙氣溫度升高，煙氣黏度增大，使得煙氣與爐膛壁面的摩擦損失及煙氣本身流動過程的能量耗散損失增大，同時會削弱旋轉向上煙氣的切向動量和軸向動量.但軸向動量改變后引起的爐膛壓力變化會使引風機出力增大，彌補了黏性阻力增大引起的軸向動量損失.因此，升負荷后煙氣黏度的增大對旋流指數有減小作用，降負荷后則相反.

由于受風箱爐膛壓差定值、風門開度隨負荷變化關系、二次風對風箱爐膛壓差的控制及煙氣溫度變化引起的黏度改變等多個因素影響，旋流指數與負荷不存在確定的對應關系.

2.3 降低氧體積分數燃燒對旋流指數的影響

近年來，一些學者通過降低氧體積分數（以下簡稱“降氧”）來提高鍋爐效率和降低NOx排放.在降氧過程中，先減少送風量，待爐膛壓力受到影響時，引風機出力才相應改變，旋流指數減小.

與降負荷減風量相比，降氧減少風量時，一次風噴口風速保持不變，二次風噴口風速變化規律相同.一次風風量遠小于二次風風量，故可忽略一次風噴口風速變化影響.降氧時風箱爐膛壓差定值不變，減少風量全部由控制風箱爐膛壓差的二次風承擔.由式（8）和式（9）可知，若二次風各層風門開度均參與風箱爐膛壓差控制，且降氧前噴口風速相等，降氧后旋流指數近似不變.減少控制風箱爐膛壓差的二次風層數或降氧前的噴口風速均會增大降氧后的旋流指數.

當降氧后降負荷時，降氧使控制風箱爐膛壓差的二次風噴口風速減小，q減小；降負荷時減風量引起的切向動量變化量ΔGφ2要大于降氧前.即若降負荷前旋流指數相等，降氧后再降負荷，穩態時旋流指數要大于不降氧時的情況，降氧越多，旋流指數增大得越多.

圖2給出了在氧體積分數設定值上疊加－1.1%的偏置后變負荷過程中旋流指數的變化，其中X為爐膛火焰中心相對爐膛幾何中心左右側偏移量占爐膛寬度的百分比，Y為前后側偏移量占爐膛深度的百分比，左墻、前墻為負，右墻、后墻為正，0為爐膛幾何中心.試驗中降氧前后再熱器噴水閥均保持關閉，以避免對再熱汽溫偏差造成影響.燃燒器上下擺動會影響旋流指數，同時會通過爐膛火焰中心上抬下移影響屏式過熱器和尾部對流受熱面煙氣側換熱，通過改變蒸汽生成量影響蒸汽側換熱.因此，試驗中保持燃燒器擺角不變.為避免超溫，試驗中過熱減溫水仍參與調節，但試驗數據顯示減溫水閥門開度和水量變化與主汽溫變化趨勢一致，故減溫水未改變兩側汽溫偏差方向及變化趨勢，仍可將汽溫用于定性分析.試驗過程中不啟、停磨煤機，以避免對汽溫和旋流指數造成影響.

圖2 降氧后變負荷過程中旋流指數的變化Fig.2 Swirl number variation with decrease of oxygen volume fraction under varying load conditions

運行人員反映，試驗中變負荷時汽溫要明顯比正常氧體積分數時難以控制.試驗中出現了圖2中1和2兩個過熱汽溫超溫區域，且均為左側汽溫高.2次過熱汽溫超溫均發生在降負荷過程中，不同點在于：① 前者降負荷的速率快，降幅大，后者降負荷速率慢，降幅小；② 前者的左側再熱汽溫高，后者則右側再熱汽溫高；③ 前者爐膛火焰中心始終偏向前墻，降負荷過程中從偏左墻位置向爐膛幾何中心移動，當氧體積分數上升時兩側再熱汽溫偏差增大，后者爐膛火焰中心始終偏向后墻，在降負荷過程中從偏左墻移向偏右墻.試驗數據顯示，前者風箱爐膛壓差隨總風量降低速率、幅值要明顯小于后者，甚至當總風量減小時，風箱爐膛壓差仍增大.

當降負荷速率快，開度為負荷函數的二次風風門關門速率遠快于風量減小時，風量將向控制風箱爐膛壓差的二次風轉移.降氧前后降負荷，二次風風門開度改變相同，向控制風箱爐膛壓差二次風轉移的風量近似不變.降氧時，控制風箱爐膛壓差二次風承擔全部減風量，風門關小，風道阻力系數增大，噴口風速大幅減小，使得降氧后轉移風量的新增風速與原噴口風速比值增大，風箱爐膛壓差增大，風箱爐膛壓差調節時間延長.故超溫區域1的風箱爐膛壓差下降緩慢，甚至在總風量減小時有所增大.參與風箱爐膛壓差控制的二次風風門開大，延長了降負荷過程中開度隨負荷變化二次風獨自承擔降負荷減風量的時間.由于轉移風量不隨是否降氧而改變，但降氧后二次風平均風速減小，開度隨負荷變化的二次風因風量轉移引起的噴口風速減小值與平均風速的比值增大.降氧使總風量遠小于正常氧體積分數對應的風量，但降負荷減風量只與負荷有關，故占總風量的比例大幅增大，降負荷減風量引起的二次風噴口風速減小值與平均風速的比值增大.綜上分析，降氧后快速降負荷時，開度隨負荷變化的二次風獨自承擔降負荷減風量的時間延長，降負荷減風量前轉移風量引起的噴口風速減小值與平均風速的比值大于降氧前，降負荷時二次風噴口風速減小值占平均風速的比例大于降氧前，由式（9）可知，快速大幅降負荷會導致旋流指數大幅增大.

此外，超溫區域1在降負荷過程中氧體積分數快速升高.控制邏輯中總風量指令包含變負荷前饋，它來自機組負荷指令微分，從而實現變負荷時提前加減風量.超溫區域1的負荷在快速降低前先快速升高，在轉折時刻，前饋由正變負，使總風量突然減小.降氧后總風量減少，負荷前饋占總風量的比例增大，影響增強，初始階段開度隨負荷變化的二次風噴口風速進一步減小；同時煤量由快速增大轉為快速減小，存煤與已入爐煤需一定時間消化，共同作用造成氧體積分數突然降低，大幅偏離設定值.之后送風氧體積分數校正調節快速加風以提高氧體積分數，引起風箱爐膛壓差增大.而降負荷過程中風箱爐膛壓差定值隨負荷降低而減小，控制偏差進一步增大，使得控制風箱爐膛壓差的二次風風門持續開大，承擔風量份額和噴口風速增大，開度隨負荷變化的二次風噴口風速與平均風速的比值進一步減小，降負荷所減少的二次風對增大旋流指數的作用增強.

超溫區域1的火焰偏向前墻，表明旋流指數較大，四角配風不均對爐膛火焰中心有明顯影響，處于圖1中階段2的旋流指數增大，火焰向右側偏移.

超溫區域2的降負荷速率慢，開度隨負荷變化的二次風風門緩慢關小，與降負荷減風量速率相匹配，未造成風量向控制風箱爐膛壓差的二次風轉移，降負荷前無快速升負荷過程.試驗數據顯示，送風動葉指令前饋對引風機出力改變無明顯影響.降負荷時，由于控制風箱爐膛壓差的二次風風門對風箱爐膛壓差調節存在滯后，降負荷初始階段減風量基本由開度隨負荷變化的二次風承擔.降氧時，控制風箱爐膛壓差的二次風承擔了全部減風量，開度隨負荷變化的二次風噴口風速與平均風速的比值大幅增大，由式（9）可知，降負荷減風量且深度降氧時，旋流指數大幅減小，火焰偏向后墻，顯示出旋流指數很小，處于圖1中的階段1.減小旋流指數，火焰向引風機出力大的右側偏移.

對于超溫區域1，隨著旋流指數的增大，右側逆流向煙氣折轉摻混作用加強和爐膛火焰中心的右移使得屏式過熱器右側出口汽溫超溫.蒸汽由屏式過熱器左右交叉進入末級過熱器后，右側煙氣折轉摻混的阻塞作用使更多煙氣經煙道左側通過，左側末級過熱器對流換熱增強，最終出現左側過熱汽溫超溫的現象.以對流換熱為主的再熱器兩側汽溫偏差同樣增大，且左側汽溫大于右側氣溫.

超溫區域2的旋流指數減小，兩側再熱汽溫偏差減小.旋流指數較小，屏式過熱器右側逆流向煙氣折轉摻混對換熱的增強作用較弱，但由于火焰偏向右側，右側高溫火焰的輻射作用增強，右側通流阻力減小，且引風機出力較大，加之火焰向右側偏移，屏式過熱器右側煙氣的對流換熱增強，使得屏式過熱器出口汽溫右側高于左側，再熱汽溫同樣是右側高.煙氣先流經高溫再熱器后再進入末級過熱器，故末級過熱器也應是右側換熱強.左右側蒸汽交叉在末級過熱器前和二級減溫器后，實測數據也顯示，左側過熱汽溫高是由于右側二級減溫器前的汽溫偏高，表明了左側過熱汽溫高是由屏式過熱器引起的.因此，降氧會增大降負荷過程中旋流指數的變化幅度，易引起汽溫偏差增大和超溫現象.

2.4 燃燒器擺角對旋流指數的影響

切圓燃燒鍋爐主燃燒器的噴嘴與SOFA噴嘴均采用垂直擺動結構，可用于再熱汽溫調節.主燃燒器中二次風與煤粉噴嘴的擺動范圍分別為±30°和±20°，SOFA噴嘴的擺動范圍為±15°.從下限角度到上限角度分別對應0到100%的擺動執行器開度，50%擺動執行器開度在水平位置.

圖3給出了在穩定工況下將燃燒器噴嘴從上擺位置經水平位置擺動至下擺位置時旋流指數的變化.試驗中負荷、氧體積分數、風箱爐膛壓差及一、二次風風門開度均不變，不進行磨煤機啟、停操作，以避免對旋流指數造成影響.

圖3 燃燒器擺角對旋流指數的影響Fig.3 Influence of burner swing angle on the swirl number

由圖3可知，從t1至t2時刻，主燃燒器與SOFA噴嘴從上擺位置向水平位置擺動，主燃燒器擺動執行器開度由82%變為57%，SOFA擺動執行器開度由80%變為60%，爐膛火焰中心由右側靠后墻位置向爐膛幾何中心移動.上擺位置爐膛火焰中心偏右側靠后墻，表明旋流指數小，引風機抽吸作用強，且右側引風機出力大.噴口絕對風速不會隨擺動位置發生改變，上擺時噴口風速可分解為水平切向分量和向上的軸向分量.隨著噴嘴從上擺位置向水平位置擺動，水平切向分量逐漸增大，而軸向分量逐漸減小.主燃區一、二次風和正切SOFA所形成的水平正切射流旋轉動量增大，向上的軸向動量減小，旋流指數增大.噴嘴下擺引起的向上軸向動量減小會改變煙氣流速，但進入爐膛的總風量并未減少，故會影響爐膛壓力，使引風機出力改變，達到穩態后軸向動量有所恢復，旋流指數比過渡過程略有減小.

對于反切SOFA，水平反切射流旋轉動量的增強將削弱水平正切射流旋轉動量，噴嘴下擺對旋流指數的影響取決于向上軸向動量減小和水平正切射流旋轉動量減弱的綜合效果.達到穩態后，軸向動量的恢復將使旋流指數略有減小.該鍋爐只有最上2層SOFA反切，試驗數據顯示，2層反切SOFA噴嘴擺動對旋流指數無明顯影響.

噴嘴從水平位置開始下擺，分解后的軸向分量向下，與煙氣流向相反.主燃區一、二次風和正切SOFA形成的水平正切射流旋轉動量和軸向動量均減小，旋流指數變化取決于水平正切射流旋轉動量和軸向動量的減小幅度.由圖3還可以看出，從t2至t3時刻，主燃燒器擺動執行器開度降為36%，爐膛火焰中心從后墻向爐膛幾何中心移動，表明旋流指數增大，下擺對軸向動量的影響更大.達到穩態后，軸向動量的恢復使旋流指數有所減小，爐膛火焰中心略向后墻移動.對于反切SOFA，水平反切射流旋轉動量和軸向動量均削弱，對旋流指數有增大作用，達到穩態后，軸向動量恢復使得增大旋流指數的作用減弱.故噴嘴下擺將增大旋流指數，穩態后軸向動量的恢復使旋流指數略小于過渡過程.

2.5 SOFA反切對旋流指數的影響

SOFA反切可削弱旋轉動量、減小旋流指數和汽溫偏差.圖4給出了穩定工況下改變反切SOFA開度時旋流指數的變化.試驗中保持負荷、氧體積分數、風箱爐膛壓差、一次風風門開度、二次風風門開度和燃燒器擺角不變，不進行磨煤機啟、停操作，再熱器噴水閥保持關閉，以避免對旋流指數和再熱汽溫造成影響.試驗前左右側再熱汽溫偏差較大，試驗中開大四層、五層反切SOFA，爐膛火焰中心向左后墻偏移，汽溫偏差明顯減小.剛開大反切SOFA時，風箱爐膛壓差減小，主燃區二次風及正切SOFA噴口風速減小，同時反切作用削弱旋轉動量，旋流指數大幅減小，兩側再熱汽溫偏差減小，爐膛火焰中心向后墻偏移.測試前汽溫偏差大，旋流指數大，處于圖1中的階段2，故旋流指數減小后爐膛火焰中心向左墻偏移.穩態后風箱爐膛壓差恢復為定值，旋流指數略有增大，爐膛火焰中心略向右前墻回移.

圖4 反切SOFA對旋流指數的影響Fig.4 Influence of reversed tangential SOFA on the swirl number

故增強火焰剛性同時采用SOFA反切，既可保證主燃區旋轉強度，使火焰燃燒充分且不偏燒，又可避免汽溫偏差變大.其缺點是若燃燒器噴嘴上擺過多或下層配風風門關小等造成著火點后移，可能會因削弱摻混而增大不完全燃燒損失.

在670MW以上進行高負荷段試驗時，反切SOFA的風門開度大，旋流指數小，爐膛火焰中心偏向后墻，右側引風機出力大，使得爐膛火焰中心向右側偏移，而隨后增大送風量后，爐膛火焰中心又從右側移向爐膛幾何中心.高負荷正切SOFA風門接近全開時，新增風量主要由頂部反切SOFA承擔，水平反切射流旋轉動量增強，超過水平正切射流旋轉動量，反向旋流指數增大，削弱了右側引風機出力大的影響，火焰向爐膛幾何中心偏移.試驗數據顯示，再熱汽溫也從左側高向右側高轉變.

3 結 論

（1）風箱爐膛壓差控制的計算結果表明，加大配風不均衡性會導致旋流指數增大.

（2）受風箱爐膛壓差定值、風門開度隨負荷變化關系、二次風風門對風箱爐膛壓差的控制及煙氣黏度變化等因素影響，旋流指數與負荷不存在確定的對應關系.

（3）降氧過程中旋流指數減小，達到穩態后的旋流指數取決于參與風箱爐膛壓差控制的二次風層數和降氧前噴口風速.降氧會增大降負荷過程中旋流指數變化幅度，易引起汽溫偏差增大和超溫現象.

（4）燃燒器噴嘴下擺會增大旋流指數，達到穩態后，軸向動量的恢復使旋流指數略小于過渡過程.

（5）反切SOFA可在保持主燃區火焰剛性的同時避免汽溫偏差過大，但反切風過量引起的反向旋流指數增大也會增大兩側汽溫偏差.

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