300 MW四角切圓鍋爐燃燒器優(yōu)化改造數(shù)值模擬

高建強， 敬 賽， 莊緒增

(華北電力大學 能源動力與機械工程學院，河北 保定 071003)

0 引言

四角切圓燃燒方式具有燃燒特性好、經(jīng)濟性能高等優(yōu)點，是燃煤鍋爐中廣泛應用的燃燒技術[1]。但在機組運行中，鍋爐水冷壁的結渣和高溫腐蝕問題一直是威脅電廠安全運行的重要因素。由于四角切圓鍋爐爐內溫度水平和熱負荷較高，處于熔融狀態(tài)下的灰分較多，爐內易形成結渣，若射流形成的切圓直徑過大，旋流燃燒時煤粉氣流向爐墻水冷壁擴散，會增加灰渣與水冷壁面的接觸而加速結渣[2]。燃料含硫、爐內流場組織不良使煤粉顆粒沖刷墻壁，在水冷壁面附近燃燒，造成高溫腐蝕過程，當腐蝕情況嚴重時甚至對生產安全構成威脅。此外，當爐膛內溫度水平較高，O2濃度較大時，NOx產生量會激增，使污染物排放不達標。當前，如何合理地改善和組織鍋爐的流場和組分場，在減少水冷壁結渣和高溫腐蝕的同時能夠控制氮氧化物的生成和排放，已經(jīng)成為當前研究的熱點和難點。

爐內燃燒是一個包含氣相湍流、煤粉燃燒以及各種換熱的過程，想要精確求解很困難。隨著計算機技術的發(fā)展，采用數(shù)值模擬方法建立爐膛模型，計算燃燒流動過程，并得出較為精確的數(shù)值解，已經(jīng)成為鍋爐設計改造工作的重要方法。在對鍋爐爐膛的數(shù)值模擬工作中，呂太[3]通過在主燃燒器上部增加分離燃燼風，改變二次風配風，在改善高溫腐蝕的同時減少了NOx排放。白濤[4]將爐膛部分三次風上移，通過調整爐內空氣分布，減少了NOx的生成。李德波等[5]利用低氮改造技術對四角切圓鍋爐進行改造，模擬結果顯示改造后切圓形成良好，未出現(xiàn)火焰貼壁。當前，對于四角切圓鍋爐爐內燃燒的數(shù)值模擬研究工作雖然較多，但是對燃用貧煤鍋爐的改造相對較少，對于不同的機組改造效果也不一定相同，因此文獻[3～5]的研究并不全面。

為此，本文以某電廠300 MW亞臨界四角切圓鍋爐為研究對象，針對其運行中高溫腐蝕較重、NOx排量較高等問題，對機組進行了優(yōu)化改造，數(shù)值計算并比較了改造前后的效果，研究結果對同類型機組的運行和改造有一定的參考價值。

1 機組概況

某電廠300 MW亞臨界四角切圓鍋爐是SG-1025/17.5-M4006型、固態(tài)排渣，采用一次中間再熱的燃煤汽包爐。爐膛前后墻距離11.89 m，左右墻距離12.8 m，爐膛高59.8 m。整組燃燒器設置A、B、C、D、E，5層一次風噴口，共有12層二次風噴口，一二次風間隔布置，具體形式如圖1所示，煤質分析見表1。

圖1 主燃燒器噴口布置

項目數(shù)值Car/%54.24Har/%3.89Oar/%3.01Nar/%0.83Sar/%1.68Aar/%29.35Mt/%7.00Vdaf17.99Qnet.ar20.72

該機組在實際運行中，燃燒器區(qū)域水冷壁附近出現(xiàn)高溫腐蝕現(xiàn)象，管子氧化膜遭破壞，腐蝕區(qū)形成較多灰焦，部分區(qū)域粘結有黑色煤粉顆粒，對鍋爐安全運行構成危害。此外，該機組在運行中還出現(xiàn)了NOx排放濃度較高的問題，爐膛出口處氮氧化物含量偏離設計值，污染物排放較高，因此決定對其進行優(yōu)化改造，同時對配風方式進行更加合理的布置。

2 改造方案

運行實踐表明，由于四角切圓鍋爐內旋流氣流的存在，使得燃燒器射流偏離氣流設計方向，造成氣流切圓直徑變大，沖刷水冷壁，在壁面附近產生局部高溫，生成大量還原性氣體，加劇了高溫腐蝕過程?？梢酝ㄟ^一次風反切技術，使一次風包裹煤粉顆粒，減少一次風粉對壁面的沖刷，同時，調整煤粉射流形成的切圓直徑和剛度，進而減少火焰貼壁的產生。

此外，由于流場和組分場的不合理組織，在爐內溫度較高、氧氣濃度較大的區(qū)域氮氧化物生成量激增，造成污染物排放超標。由NOx產生機理可知，爐膛內空氣與燃料的比值對NOx生成影響較大，因此可以采用空氣分級技術，此方法是在主燃區(qū)噴入少量空氣，形成缺氧燃燒的狀態(tài)，能夠降低NOx的生成，在主燃區(qū)上部噴入剩余的二次風進行助燃，使煤粉完全燃燒，減少熱損失。

因為鍋爐設計燃用貧煤，爐膛燃燒溫度高，為減小改造難度，在滿足燃用貧煤條件下進一步降低鍋爐爐膛出口NOx濃度，燃燒器改造方向主要以增加燃燼風噴口，同時優(yōu)化燃燒器噴口角度為主。

具體改造方案如下：

(1)為更好地實現(xiàn)“風包粉”式的燃燒形式，一次風噴嘴出口氣流采取反切4°的布置形式進行布置和重新設計。

(2)二次風噴口重新進行設計，面積有所改變，二次風燃燒器假想切圓直徑不變。

(3)對空氣進行深度分級，增加燃燼風風量，在原有SOFA燃燒器基礎上增加一層4只墻式切圓燃燒器，關閉下部兩層二次風噴口，將這兩層二次風量上移至墻式燃燒器。新增的墻式燃燒器布置方式見圖2。

圖2 墻式燃燒器布置圖

(4)重新設計燃燒器的配風，配風方式相關參數(shù)見表2。

表2 配風方式主要參數(shù)

3 網(wǎng)格劃分與數(shù)學模型

3.1 網(wǎng)格劃分及無關性檢查

本文使用Gambit軟件完成爐膛網(wǎng)格的劃分。為減少偽擴散，提高求解的精度，將整個計算區(qū)域分為3部分：冷灰斗區(qū)域、燃燒器區(qū)域和燃燒器上部區(qū)域[6]。在燃燒器區(qū)域，由于流場變化較大，故采用六面體網(wǎng)格對其進行局部加密[7]。劃分結束后，整個模型網(wǎng)格數(shù)量約為100萬。網(wǎng)格劃分方式如圖3所示。

圖3 爐膛網(wǎng)格劃分示意圖

為了檢驗數(shù)值計算的網(wǎng)格是否滿足精度要求，進行了網(wǎng)格無關性檢查。采用3種網(wǎng)格密度，在相同工況條件下比較計算結果，表3為檢驗結果。

表3 網(wǎng)格無關性檢查

由表3可知，當網(wǎng)格數(shù)量為105萬與138萬時，計算結果較為接近。而網(wǎng)格數(shù)量70萬與105萬相比，爐膛出口溫度相差19 K，精度較差。因此采用105萬網(wǎng)格數(shù)量滿足計算精度要求。

3.2 數(shù)學模型

本文數(shù)值模擬采取三維穩(wěn)態(tài)計算，使用k-ε模型模擬湍流氣相流動[8]，使用標準壁面函數(shù)處理近壁面的流動問題，輻射換熱采用p-1模型，采用非預混燃燒模型模擬燃燒過程，對顆粒的追蹤采用隨機軌道模型，煤粉揮發(fā)分的熱解采用雙競爭反應模型，焦炭燃燒采用動力—擴散模型，對NOx生成量的模擬采用后處理的方法[9]。

數(shù)值計算中所需求解的基本方程有：連續(xù)性方程、動量方程和能量方程等控制方程，其通用形式如下：

(ρuφ)=div(Γgradφ)+S

(1)

上式各項依次為瞬態(tài)項、對流項、擴散項和源項。φ為廣義變量，可以是速度、溫度或濃度等待求變量。Γ是相應于φ的廣義擴散系數(shù)。S是廣義源項。

4 計算結果及分析

4.1 速度場

爐內速度分布能夠直觀地反應煤粉氣流的流動特性，煤粉氣流流動特性的好壞直接影響煤粉顆粒進入爐膛之后的燃燒情況。圖4為燃燒器改造前后D層一次風噴口截面速度云圖，圖5為燃燒器改造前后D層一次風噴口截面中心線速度分布。燃燒器區(qū)的氣流運動是螺旋上升運動[10]，由圖4可知，一次風射流在爐內形成了良好的切圓效果，在燃燒器4個噴口部分速度變化最為劇烈，在切圓中心和爐壁附近速度梯度較小，這符合四角切圓鍋爐的流動特點。改造后由于主燃區(qū)風率減小，速度整體分布略有降低，由圖4、5可知，一次風燃燒器水平截面在爐內上下氣流和鄰角射流沖刷的共同影響下，在水平截面的切圓中心形成了旋流低速區(qū)，改造后速度分布基本上低于改造前。同時，改造后的速度切圓直徑要小于改造前工況，氣流貼壁現(xiàn)象有所改善，對爐壁的沖刷作用降低，從而減少了爐壁的腐蝕和結渣現(xiàn)象。

圖4 D層一次風噴口截面速度矢量圖

圖5 D層一次風噴口截面中心線速度分布

4.2 溫度場

爐內溫度分布能夠直觀地反應煤粉氣流的燃燒特性，燃燒特性的好壞直接影響著鍋爐的熱損失和效率。圖6為改造前后D層一次風噴口截面溫度云圖，圖7、圖8給出的分別為改造前后左右墻中心截面溫度場等勢圖和爐膛水平截面平均溫度沿爐膛高度變化圖。

圖6 D層一次風噴口截面溫度云圖

圖7 左右墻中心截面溫度場等勢圖

圖8 平均溫度沿爐膛高度變化

由圖6可知，冷煤粉顆粒從一次風噴口噴出，吸熱升溫，揮發(fā)分首先析出，之后焦炭開始燃燒，溫度水平迅速增大，因此一次風噴口附近溫度變化較為劇烈。四股射流在爐膛中心形成了良好的切圓，且燃燒的最高溫度出現(xiàn)在最大切圓處，煤粉顆粒在爐膛的停留時間增長，燃燒更加充分[11]。改造后的溫度切圓直徑相較于改造前有所減小，高溫區(qū)域范圍降低，溫度峰值減小，火焰貼壁情況有所改善，能夠減少高溫腐蝕和結焦。

由圖7、圖8可知，在爐膛整體溫度范圍內，主燃區(qū)溫度梯度變化最大，平均溫度最高，冷灰斗和燃燼風上部范圍溫度水平較低。由于氣流的螺旋上升運動，最高溫出現(xiàn)在主燃區(qū)上部，最高可達 1 400 ℃以上。因為上移了部分二次風，使主燃區(qū)風率減小，不完全燃燒加劇，因此改造后爐膛整體溫度分布較之前有所降低，但溫度曲線的變化特性基本一致。在燃燼風上部因為增加了一層墻式燃燒器，補充了燃燼風量，大量燃燼風的噴入使該區(qū)域的溫度迅速下降，因此改造后的出口煙溫反而有所減小。由圖7可知，改造后鍋爐冷灰斗區(qū)域的平均溫度水平有所提高，該區(qū)域燃燒得到加強，熱損失減少。

4.3 組分場

圖9為改造前后爐膛水平截面O2平均濃度沿爐膛高度方向的變化。由圖9可知，改造前后O2濃度具有一致的變化特性，由于一二次風的交叉布置，氧氣濃度分布呈鋸齒狀[12]，二次風的噴入提高了該區(qū)域氧氣體積分數(shù)。在燃燒初始階段，氧氣含量較為充足，煤粉燃燒相對穩(wěn)定，之后隨著燃燒的進行，溫度急劇升高，氧氣被大量消耗，至濃度最低值之后，大量燃燼風的噴入補充了O2含量，使氧濃度迅速上升。在燃燼風區(qū)域，沒有燃燼的煤粉在補充了二次風情況下消耗氧氣繼續(xù)燃燒，所以氧氣含量亦有所降低。由圖9可知，改造后主燃區(qū)O2濃度低于改造前，還原性氣氛較強[13]，能夠減少NOx產生。由于在SOFA燃燒器上新增了一組墻式燃燒器，補充了燃燼風量，所以該區(qū)域氧濃度要高于改造前，能夠提高煤粉的燃燼率。

圖9 O2平均濃度沿爐膛高度方向的變化

圖10為改造前后爐膛水平截面CO平均濃度沿爐膛高度方向的變化。由圖10可以看出，在主燃區(qū)CO濃度較大，隨著燃燒的進行，煤粉逐漸燃燒完全，CO濃度沿鍋爐高度方向逐漸減小，至爐膛出口CO濃度近乎為零，并且CO濃度與氧濃度變化趨勢相反。由于改造后主燃區(qū)氧濃度降低，不完全燃燒加劇，因此生成的CO含量要比改造前高，能夠起到抑制燃料型NOx生成的作用[14]。

圖10 CO平均濃度沿爐膛高度方向的變化

4.4 NOx濃度場分析

煤粉燃燒過程生成的NOx主要有熱力型、燃料型和快速型3種，由于快速型NOx的比例不足5%[15]，因此本文主要考慮前兩種型式。

圖11為改造前后爐膛水平截面NOx平均濃度沿爐膛高度方向的變化。

圖11 NOx平均濃度沿爐膛高度方向的變化

由圖11可見，NOx產生大部分集中在高溫的主燃區(qū)，由NOx產生的原因可知，其生成量主要與O2濃度和爐膛溫度相關[16]。在主燃區(qū)，O2含量和爐膛溫度處于較高水平，導致大量NOx產生，噴入燃燼風后，NOx濃度出現(xiàn)稀釋性下降，并且補充的二次風風溫較低，抑制了NOx的生成。燃燼風與煙氣完全混合后，未燃燼的焦炭繼續(xù)燃燒，N進一步被氧化成NOx，但該區(qū)域溫度水平比較低，所以NOx生成量略有增大。改造后爐膛整體溫度下降，主燃區(qū)O2濃度減少，所以NOx產生量相應減小。通過模擬結果可以得出，改造后爐膛出口NOx濃度比改造前減少了20%，證明改造措施能夠減少并控制NOx的排放。

表4為數(shù)值計算與試驗值的比較結果。

表4 計算結果與試驗值比較

5 結論

(1)采用低氮改造措施并對空氣進行深度分級后，爐內總體的溫度水平有所降低，氣流燃燒形成的切圓直徑變小，能夠防止火焰貼壁現(xiàn)象的產生，改善了爐內高溫腐蝕和壁面結渣，熱力型NOx生成量減小。

(2)改造后的鍋爐機組，因為主燃區(qū)風量減小，氧氣濃度相應降低，過量空氣系數(shù)變小，爐膛主燃區(qū)形成了較強的還原性氣氛，能夠抑制NOx的產生。

(3)改造后新增一組墻式燃燒器，補充了燃燼風量，可以使未燃燼的煤粉充分燃燒，同時由于爐膛出口處煙溫較低，抑制了熱力型NOx的產生，因此燃燒過程并未增大爐膛出口NOx濃度。