第19卷 第5期 1999年10月
动 力 工 程POW ER EN G I N EER I N G
V o l .19N o.5
O ct .1999・371・
文章编号:100026761(1999)0520371204
缪正清1, 吴国江1, 徐通模2
(1.上海交通大学能源工程系，上海200240;2.西安交通大学能源与动力工程学院，西安710049)
摘 要：分析了电站锅炉炉膛内火焰刷墙时的对流换热，提出了火焰刷墙时的对流换热由烟气对流换热和
粒子对流换热组成的换热模型。按此模型的计算结果与试验数据符合良好。图5表2参4
主题词：电站锅炉；炉膛；火焰刷墙；对流换热；气固两相流中图分类号:T K 223.21 文献标识码:A
收稿日期:1997210230
第一作者简介：缪正清(1961～)，男，上海交通大学副教
授,1985年毕业于西安交通大学电厂热能动力专业。已发表论文多篇。
0 前言
大型电站锅炉炉膛内正常空气动力工况的组织，总是使炉膛壁面附近处于低速区。因此，炉膛内换热以辐射换热为主，烟气对流换热系数Αg 一般小于5～6W
(m 2・C )，颗粒对流换热系数即使在燃烧器区域也仅为0.5～0.6W m 2・C [1]。但是，当燃烧器(直流燃烧器或旋流燃烧器)的结构
安装和配风较大地偏离设计和调整状态时，燃烧器喷出的主气流便可能造成较严重的火焰刷墙现象，从而使火焰刷墙区域的对流换热强度剧增[1]，以致该区域水冷壁水侧可能发生局部严重的膜态沸腾，久而久之，引起水冷壁内局部水垢沉积加重，传热恶化，水冷壁局部发生金属蠕变，最终导致水冷壁爆管。因此炉内异常流动的传热工况值得研究。
目前，关于火焰刷墙的传热研究还主要依靠试验研究。图1和图2示出的是在T 281(400t h )和T 57(16
80t h )锅炉上进行的试验研究结果，其中辐射热流密度用辐射热流计测量，总热流密度用热流计测量。依据试验数据得出的炉内对流传热系数拟合公式如下[2]:
N u =(1+2.2sin Β)0.042R 0.82
e
式中Β为冲刷角,R e 数的特征速度取喷口速
度，特征尺寸取喷口当量直径
。
图1 T 281型锅炉侧墙受火焰冲刷
处的热流密度及对流放热系数
应该指出，上述拟合式是针对具体试验条件得到的，事实上由于火焰温度的变化将影响烟气特性；其中的颗粒传热更与颗粒浓度、粒度及其分布等密切相关，因而上式不能外推。而更主要的是还在于该拟合式不能反映火焰刷墙时的传热机制。
本文从火焰刷墙时的传热机制出发，构建物理模型进行理论分析，并与上述试验相对照。
图2 T 257型锅炉炉内传热特性
1 火焰刷墙时对流换热机理与物理模型
火焰刷墙时的流动和对流换热都很复杂。如果单纯从基本物理方程出发进行数值计算则过于繁杂，且也不便于工程应用。而进行理论分析，就离不开适当而必要的物理模型的简化。由于火焰刷墙是一种具有显著流动特征的特殊流动，因而如果能抓住本质进行合理的简化是有可能通过相对简洁的理论分析过程来获得反映主要流动和传热特性影响的理论分析结果的。
在火焰刷墙时，火焰的冲刷速度往往较高，气流有一定的“刚性”，因而火焰可视作一束平行来流以一定的冲刷角冲击“平板型”的水冷壁面的流动。
火焰刷墙时的对流传热，理应包括烟气的对流传热和烟气中颗粒对壁面的接触导热两部分。在计算时作为近似处理可忽略两者的相互影响，先分别计算，然后简单迭加，即Α=Αg+Αs。
烟气对水冷壁的对流换热可视作楔型绕流换热。主流为均匀来流，其速度为u g，温度为t∞，简化后的烟气换热流动模型如图3所示。
煤粉颗粒对水冷壁的粒子对流换热可视作颗粒在折转流动中分离碰撞壁面的碰撞导热模型。此时为简化流动关系，假定u g在OA截面后大小不变方向突变，平行于板面，颗粒在OA
截面各粒
图3 烟气对流换热流动模型
径组分均匀分布，速度大小u s=u g，方向仍同来流方向。简化后的用于计算颗粒换热的气固两相流模型如图4所示
。
图4 颗粒对流换热流动模型
2 火焰刷墙时烟气对壁面的对流换热系数Αg
在楔型体上建立图示坐标系，控制方程如下:
5u x
5x+
5u y
5y=0
u x
5u x
5x+u y
5u y
5y=-
1
Θ
5P
5x+Μ
52u x
5y2
u x
5t
5x+u y
5t
5y=
Μ
P r
52t
5y2
y=0,u x=u y=0,t=t w
y=∆,u x=u g,t=t g
根据Falner2Skan变换[2]，引入无量纲流函数和无量纲温度:
f(x,Γ)=
4
u gΜx
,g=
t w-t
t w-t g
,
・
2
7
3
・ 动 力 工 程第19卷
Γ=
y u g Μx
则上述对流换热方程组可简化为:
f +m +1
2
主题词f f ″+m [1-(f ′
)2]=0g ″P r +m +12
f g ′+n (1-g )f ′=0 其中m =Β
2-Β
，定壁温时n =0。
边界条件为:
Γ=0,f =0,f ′=0,g =0Γ=Γe ,f ′=1,g =1 上述方程只有当符合m =0,m =1,P r µ1,
P r ν1时的其中之一的情况下才能得到分析解。在m ,P r 等于其它值时，上述方程可以进行数值求解。
根据数值求解然后拟合得到烟气流动的对流换热系数公式为:
N u L =2[0.332(1-m )P r 0.33r +0.577m P r 0.40
r ]
R 0.5
e L
即
ΑgL =2Κg (2-Β)L
[0.664(1-Β) P r 0.33
r
+0.57P r 0.40r ]R 0.5
e L
(1)
式中R e L 数的特征速度为u g ，特征尺寸为冲刷壁面长度L 。
3 火焰刷墙时颗粒流对壁面的对流
换热系数
忽略颗粒在碰撞过程中燃烧对传热的影响,
颗粒对壁面的换热为非稳态导热。因此，单位壁面上颗粒流动的对流换热为单颗粒的导热量乘上单位时间内碰到壁面的颗粒数，前者可由非稳态导热模型求得，后者可由气2固两相流动模型求得。参考文献[1]通过推导得到了均一粒径为d s 的煤粉颗粒以冲刷角Β
Π
2
，来流速度为u g ，冲刷L 长膜式壁的颗粒对壁面的对流换热系数为:
Α′SL =1L u 2g Σrk f v Θs C p sin (Β
Π2)
×(1-e -L
(Σrk u g ))(1-e -
(3Κs A Σ) (4ΠR 2
Θs C p
))
式中A ——单个圆球颗粒与壁面的接触面积,m 2
f v ——单位气体体积中颗粒的体积数,m 3
m
3
rk rk s 2
s
(18Λ)Σ——颗粒与壁面碰撞接触时间,s
Θs 、Κs 、C p ——颗粒密度，导热系数，比热当考虑实际煤粉为多分散系颗粒，粒径为x 的颗粒的质量份额为m x 时，则在上式的基础上可进一步导得多分散系煤粉颗粒冲刷壁面的对流换热系数ΑSL :
ΑSL =Α∑m x
=u 2
g L Θs f v C p sin (Π2
Β)
∑
∞
i =1
m
i Σrk 1-e
-L
(Σrk u g )1-e -
(12Κs A Σ) (Πx 4Θs C p
(2)
上式中,Σrk =
Θs x
2
18Λ
m x =
d R x
d x
d x =∃R x x →x +∃x
(3)
R x 为在筛孔尺寸为x (Λm )筛子上的全筛余量，其
分布由煤粉筛分试验确定。(3)式代入(2)式得:
ΑSL =u 2
g L Θs f v C p sin (
Π2
Β)
∫
1Σrk
×
1-e -
L
(Σrk u g )1-e -
(12Κs A Σ) (Πx 4Θs C p
d R x (4)
又Θs ・f v =Θg ・f s ，其中Θg 为烟气密度,
f s 为每千克空气携带的煤粉量(一般f s =0.5～0.65k
g kg )
4 火焰刷墙时总对流换热系数
将(1)式与(4)式相加即得总对流换流系数:ΑL =2Κg
(2-Β)L [0.664(1-Β)P r 0.33+0.57P r
0.40
] R 0.5
e L
+u 2
g L Θs f v C p sin (ΒΠ2
)
∫
01
Σrk 1-e -
L
(Σrk u g )1-e -(12Κs A Σ) (Πx 4Θs C p
×d R x
(5)
在已知煤粉筛分曲线和给定两相流动条件及
有关物性参数值时，上式可由数值积分方法求解。
5 实例计算、对比与分析
假定燃烧器区域煤粉气流(燃烧时即成火焰状)刷墙时的条件范围为:u g =5～30(m s ),Β
Π2=10°～45°。考虑到随着气流速度的提高，颗粒与
壁面作用的时间缩短，所以计算中又设u g ≤10m s 时,Σ=0.1s ;u g >10m s 时,Σ=(1 u g )s 。其它参数则按以下表1燃烧器区域的参数取值。 因图1、图2试验未附相应的煤粉筛分特性分布R x ，故取如下图5典型R x 曲线[4]进行拟测。
・
373・ 第5期动 力 工 程
表1 参数具体取值
L
Κg
Μ
×106P r Θg
Θs
C p f
s
Κs ×102
A
4Π(1
2
x )2m W m 2・°C m 2 s kg m 3
kg m 3J kg ・°C kg kg W m ・°C
1.0
12.62
221.0
0.560.240
1000
1340
0.6
0.2
0.1
图5 煤粉颗粒组成特性
根据以上具体参数，计算出燃烧器区域烟气对流换热系数和粒子对流换热系数随火焰刷墙角，冲刷速度的变化值，如表2所示。
由上表可见，当火焰刷墙角为45°，烟气冲刷速度u g 分别为11.5m s 和14.7m s 时，局部总对流换热系数分别为119.94W (m 2・°C )和
167.76W (m 2・°C )，此与图1、
图2的试验测定值吻合良好。由此表明本文模型较真实地反映了火焰刷墙时的物理机制，当然有关参数取值的合理性会引起一定程度的误差。
6 结论
(1)电站锅炉炉膛内火焰刷墙时局部对流换
热是烟气和颗粒对流的综合效果。
(2)火焰刷墙时随冲刷速度的提高，冲刷角度的增大，颗粒对流可成为局部的主要换热方式，其值甚至有可能超过辐射换热强度；烟气对流尽管也有所提高，但仍居次要方面。
(3)火焰刷墙时，烟气对流、颗粒对流及总对流换热系数的计算可按公式(1)、公式(4)和公式(5)进行。
表2 火焰刷墙时烟气对流换热系数ΑL 和颗粒对流换热系数ΑSL [W m 2
・°C ]
Β
Π
2
u g (m ・s -1)
5.011.514.7202530
ΑgL
Αs L
ΑgL
Αs L
ΑgL
Αs L
ΑgL
Αs L
ΑgL
Αs L
ΑgL
Αs L
1010.784.6815.8927.5618.6735.8221.5650.5324.1168.7626.4186.582011.239.2116.4245.6319.4570.5522.4699.5225.13135.4327.51170.533011.7313.4717.3187.5820.33103.1423.48145.5026.25197.9928.75249.3045
12.64
19.05
18.75
101.19
21.90
145.86
25.28
205.77
28.27
280.00
30.97
352.56
参考文献:
[1]缪正清.煤粉炉炉膛内颗粒对流换热模型及其应用.上海交
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Ca lcula ti ng M ethod of Convection Hea t Tran sfer under the I m pact of Flam e on the W a ll i n Pulver ized -Fuel Bo iler Furnace
M IA O Z heng 2qing 1
, W U Guo 2j iang 1
, X U T ong 2m u
2
(1.D ep t .of Energy and Engrg .,Shanghai J iao tong U n iv .,Shanghai 200240,Ch ina ;2.Schoo l of
Energy and Pow er Engrg .,X ian J iao tong U n iv .,X ian 710049,Ch ina )
Abstract :T h is p ap er analyzes the convecti on heat tran sfer under the i m p act of flam e on the w all in
(下转第383页)
・473・ 动 力 工 程第19卷
heat transfer at the w all of a circulating fluidized bed .In :
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Ca lcula tion of the L oca l T i m e Averaged Coeff ic ien t
of Hea t Tran sfer between a C ircula ti ng Flu id ized Bed ’s
Charge and its W a lls
DA I T ian 2hong , Q IA N R en 2z hang , A I Y uan 2f ang
(Co llege of Energy Sciences and Engrg ,H uazhong U n iv .of Science
and T echno logy ,W uhan 430074,Ch ina )
Abstract :B ased on the circu lati on flu idized bed’s p article clu ster renascence theo ry of heat tran s m issi on ,a m athem atical m odel has been w o rked ou t fo r the calcu lati on of the local ti m e averaged heat tran sfer coefficien t betw een the bed’s charge and the w alls
.T he fo rm ati on and m o ti on of p article clu sters at the w all su rfaces has been conceived by deviding the circu lating flu idized bed’s charge in to a num ber of secti on s along its heigh t w h ile the influence of ax ial distribu ti on of the charge’s den sity on the local ti m e averaged heat tran sfer coefficien t has been con sidered as w ell .Com p arison of calcu lati on resu lts w ith relevan t test data show that the m odel is essen tially effective .figs 3and refs 13.The m e words :circu lating flu idized bed bo iler ;heat tran s m issi on ;m athem atical m odel (上接第374页)
p u lverized 2fuel bo iler fu rnace ,p ropo ses its m odel that convecti on heat tran sfer is com po sed of gas convecti on heat tran sfer and p article convecti on heat tran sfer .A cco rding to the m odel ,the calcu lati on are carried ou t ,and the calcu lating resu lts acco rd w ith the exp eri m en tal data basically .F igs 5,tab les 2and refs 4.
The m e words :stati on bo iler ;fu rnace ;i m p act of flam e on the w all ;convecti on heat tran sfer ;g
as 2so lid tw o p hase flu id
・
383・ 第5期动 力 工 程
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