對(duì)沖燃燒鍋爐旋流燃燒器風(fēng)量分布優(yōu)化的數(shù)值模擬

李 劍，齊曉娟，童家麟，楊振華，呂洪坤，葉學(xué)民

（1.國(guó)網(wǎng)浙江省電力有限公司電力科學(xué)研究院，杭州 310014；2.杭州意能電力技術(shù)有限公司，杭州 310012；3.華北電力大學(xué) 動(dòng)力工程系，河北 保定 071003）

0 引言

對(duì)沖燃燒是國(guó)內(nèi)目前常用的一種燃燒方式，其具有煤種適應(yīng)性廣、爐膛熱負(fù)荷易控制均勻等特點(diǎn)，在電站鍋爐中得到了廣泛的應(yīng)用。目前，對(duì)沖燃燒鍋爐的二次風(fēng)箱通常采用大風(fēng)箱結(jié)構(gòu)，即若干個(gè)燃燒器共同使用一個(gè)二次風(fēng)箱。受二次風(fēng)箱結(jié)構(gòu)和二次風(fēng)箱進(jìn)風(fēng)方式的制約，二次風(fēng)箱沿寬度方向通常壓力分布不均，一般中間燃燒器的全壓高于兩側(cè)燃燒器的全壓，這就使得同層燃燒器在二次風(fēng)葉片角度或二次風(fēng)道通流面積相同的工況下運(yùn)行時(shí)，中間燃燒器的二次風(fēng)量略高于兩側(cè)燃燒器的二次風(fēng)量，這亦是引起對(duì)沖燃燒鍋爐側(cè)墻水冷壁高溫腐蝕的重要原因之一[1-7]。

范慶偉等[8]通過對(duì)600 MW 旋流燃燒器鍋爐二次風(fēng)箱進(jìn)行數(shù)值模擬，指出了在同一風(fēng)箱內(nèi)通常情況下兩側(cè)燃燒器的流量往往低于中間燃燒器的流量，并通過關(guān)小中部燃燒器二次風(fēng)門開度和增大兩側(cè)燃燒器開度的方法使其達(dá)到中間燃燒器風(fēng)量減小、兩側(cè)燃燒器風(fēng)量增大的效果。呂洪坤等[9]針對(duì)1 000 MW 機(jī)組鍋爐二次風(fēng)箱旋流燃燒器的風(fēng)量分布進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，指出對(duì)于確定的風(fēng)量，阻力系數(shù)為定值，且僅與葉片開度有關(guān)，并通過對(duì)葉片角度進(jìn)行調(diào)整，可以達(dá)到提高兩側(cè)燃燒器風(fēng)量的目的。章洪濤等[10]運(yùn)用數(shù)值模擬方法，通過貼壁風(fēng)改造、常用負(fù)荷下增加4%風(fēng)箱進(jìn)風(fēng)量使得改造后二次風(fēng)箱內(nèi)兩側(cè)燃燒器的流量高于中間燃燒器的流量。盡管通過調(diào)整燃燒器二次風(fēng)葉片角度的方法可以增大兩側(cè)燃燒器的二次風(fēng)量，但調(diào)整二次風(fēng)葉片角度可能帶來(lái)了兩側(cè)燃燒器出口二次風(fēng)旋流強(qiáng)度達(dá)不到預(yù)期旋流強(qiáng)度進(jìn)而產(chǎn)生燃燒不穩(wěn)定、煤粉燃盡率下降等問題。而調(diào)整燃燒器二次風(fēng)道通流面積的方法則需同時(shí)調(diào)整投運(yùn)燃燒器層所有燃燒器的二次風(fēng)道通流面積，以達(dá)到滿足目標(biāo)燃燒器二次風(fēng)量的要求，亦有調(diào)整范圍有限或者調(diào)整線性不佳的問題。

基于此，本文提出一種可優(yōu)化燃燒器二次風(fēng)量的二次風(fēng)箱結(jié)構(gòu)，在不改變旋流燃燒器出口二次風(fēng)旋流強(qiáng)度及二次風(fēng)通流面積的前提下，通過在二次風(fēng)箱內(nèi)增設(shè)擋板以調(diào)節(jié)投運(yùn)燃燒器層各旋流燃燒器入口壓力，進(jìn)而達(dá)到了兩側(cè)燃燒器風(fēng)量略高于中間燃燒器風(fēng)量的目的，并可調(diào)節(jié)擋板長(zhǎng)度以實(shí)時(shí)調(diào)整燃燒器所需二次風(fēng)量。

1 研究對(duì)象概況

某發(fā)電廠1 000 MW 機(jī)組鍋爐采用前后墻對(duì)沖燃燒方式，共設(shè)有48 只HT-NR3 型低NOX旋流燃燒器，分三層以對(duì)沖的方式布置在爐膛的前后墻，每層8 臺(tái)燃燒器，共同使用一個(gè)二次風(fēng)箱，由于二次風(fēng)箱內(nèi)燃燒器呈對(duì)稱分布，由文獻(xiàn)[9]的結(jié)果可知，燃燒器對(duì)稱分布的二次風(fēng)箱內(nèi)全壓分布也呈對(duì)稱分布，而燃燒器的二次風(fēng)量與其全壓差密切相關(guān)，取一半二次風(fēng)箱作為計(jì)算域進(jìn)行研究，可在保證精度的前提下，有效減少計(jì)算量，因此本文對(duì)該計(jì)算域進(jìn)行研究，即可得到各燃燒器的二次風(fēng)量分布特性。因外二次風(fēng)量占二次風(fēng)總量的70%以上，且對(duì)中心回流區(qū)和爐內(nèi)穩(wěn)定燃燒影響較大[11-12]，因此本文將外二次風(fēng)量分布特性作為研究重點(diǎn)。

以往國(guó)內(nèi)學(xué)者對(duì)二次風(fēng)箱旋流燃燒器風(fēng)量分布的研究結(jié)果表明，在機(jī)組實(shí)際運(yùn)行中，燃燒器外二次風(fēng)葉片開度相同的情況下，實(shí)測(cè)二次風(fēng)箱中間燃燒器二次風(fēng)量高于兩側(cè)燃燒器二次風(fēng)量可達(dá)6%～10%，往往會(huì)使得對(duì)沖燃燒鍋爐側(cè)墻水冷壁處于極度缺氧狀態(tài)，一定程度上加劇了側(cè)墻水冷壁高溫腐蝕程度?；诖耍疚奶岢隽艘环N新型二次風(fēng)箱結(jié)構(gòu)，即在各個(gè)燃燒器之間設(shè)置調(diào)節(jié)擋板，若二次風(fēng)箱內(nèi)有N 個(gè)燃燒器，則有N-1 個(gè)風(fēng)箱壓力調(diào)節(jié)擋板?？筛鶕?jù)燃燒器二次風(fēng)葉片角度，通過改變二次風(fēng)箱內(nèi)擋板長(zhǎng)度，實(shí)時(shí)調(diào)節(jié)各燃燒器二次風(fēng)入口壓力，進(jìn)而達(dá)到兩側(cè)燃燒器二次風(fēng)量高于中間燃燒器二次風(fēng)量的目的。優(yōu)化的二次風(fēng)箱結(jié)構(gòu)如圖1 所示，靠近側(cè)墻的燃燒器編號(hào)為1，依次向中間遞進(jìn)，中間燃燒器編號(hào)為4。

圖1 優(yōu)化的二次風(fēng)箱結(jié)構(gòu)

為了研究不同外二次風(fēng)葉片角度θ 和入口二次風(fēng)流量m 下優(yōu)化二次風(fēng)箱內(nèi)旋流燃燒器的風(fēng)量分布，本文選取了外二次風(fēng)葉片角度15°，30°，45°，60°，75°和單側(cè)入口二次風(fēng)流量80 t/h，120 t/h，160 t/h 和200 t/h 共20 種工況進(jìn)行了正交數(shù)值模擬。通過不斷改變擋板的位置、長(zhǎng)度，最終發(fā)現(xiàn)對(duì)于該二次風(fēng)箱，當(dāng)外二次風(fēng)葉片角度θ 不同時(shí)，如圖2—4 位置及長(zhǎng)度的壓力調(diào)節(jié)擋板可滿足兩側(cè)燃燒器二次風(fēng)量高于中間燃燒器二次風(fēng)量的目的。其中，外二次風(fēng)葉片角度θ 為30°～60°是燃燒器二次風(fēng)葉片運(yùn)行的常用角度，因此，圖3 是最適合該機(jī)組的優(yōu)化二次風(fēng)箱結(jié)構(gòu)。從圖3可知，擋板緊靠風(fēng)箱頂部安裝，位于2 臺(tái)燃燒器的中間位置。對(duì)稱面擋板四長(zhǎng)度為2 760 mm，正好是風(fēng)箱高度的一半，擋板一、擋板二和擋板三長(zhǎng)度的比例依次為對(duì)稱面擋板四長(zhǎng)度的1/4，2/4和3/4，擋板的寬度為20 mm，擋板的高度與風(fēng)箱深度相同。圖2 在圖3 的基礎(chǔ)上，去掉擋板一。圖4 在圖3 的基礎(chǔ)上，去掉擋板一，擋板二和擋板三的比例變?yōu)閷?duì)稱面擋板四長(zhǎng)度的1/4 和2/4，其它都不變。

圖2 θ 為15°時(shí)，擋板的安裝位置及尺寸

圖3 θ 為30°，45°和60°時(shí)，擋板的安裝位置及尺寸

圖4 θ 為75°時(shí)，擋板的安裝位置及尺寸

2 網(wǎng)格劃分和邊界設(shè)置

二次風(fēng)箱和爐膛整體網(wǎng)格采用結(jié)構(gòu)化/非結(jié)構(gòu)化混合網(wǎng)格技術(shù)，燃燒器內(nèi)部區(qū)域由于葉片尺寸較小，為提高計(jì)算準(zhǔn)確性，網(wǎng)格進(jìn)行了加密[13-14]，葉片附近網(wǎng)格加密如圖5 所示。隨著葉片角度的不同，網(wǎng)格進(jìn)行了不同的加密處理，總網(wǎng)格數(shù)控制在240～400 萬(wàn)，經(jīng)過網(wǎng)格無(wú)關(guān)性測(cè)試后，該范圍內(nèi)的網(wǎng)格密度均符合要求，優(yōu)化的二次風(fēng)箱整體網(wǎng)格劃分如圖6 所示。

圖5 葉片附近網(wǎng)格加密

圖6 優(yōu)化的二次風(fēng)箱整體網(wǎng)格劃分

當(dāng)入口邊界為流量入口邊界條件時(shí)，假設(shè)來(lái)流速度充分發(fā)展且分布均勻，出口邊界為壓力出口邊界條件。爐膛區(qū)域進(jìn)行了放大，以消除壁面對(duì)出口氣流擴(kuò)散的壓制作用。計(jì)算條件盡可能接近實(shí)際情況：入口二次風(fēng)流量分別為80 t/h，120 t/h，160 t/h 和200 t/h，二次風(fēng)溫為620 K，出口壓力為-50 Pa。以監(jiān)測(cè)各個(gè)燃燒器出口的流量不再變化為收斂標(biāo)準(zhǔn)，計(jì)算區(qū)域所有變量的殘差亦達(dá)到了10-3數(shù)量級(jí)，滿足精度要求。

3 計(jì)算結(jié)果分析

由于該機(jī)組一層二次風(fēng)箱單側(cè)入口二次風(fēng)流量為120 t/h，基本為機(jī)組滿負(fù)荷時(shí)的流量，因此本文主要就該流量下的工況進(jìn)行分析。圖7 為葉片角度30°和二次風(fēng)流量120 t/h 時(shí)，燃燒器入口中心截面的速度矢量分布。圖中顯示二次風(fēng)通過彎頭進(jìn)入風(fēng)箱后，由于遇到擋板流動(dòng)受到阻礙發(fā)生回流，從而可增加位于擋板上游的燃燒器入口進(jìn)風(fēng)流量。

圖7 θ 為30°和m 為120 t/h 時(shí)，燃燒器入口中心截面速度矢量分布

圖8 為葉片角度30°和二次風(fēng)流量120 t/h時(shí)，燃燒器出口速度分布。從圖中可以看出，盡管二次風(fēng)箱內(nèi)增設(shè)擋板改變了場(chǎng)內(nèi)的流動(dòng)和壓力，但是經(jīng)過相同角度的葉片流出后，3 號(hào)和4號(hào)燃燒器出口速度依然很均勻，1 號(hào)和2 號(hào)燃燒器的上方速度相對(duì)燃燒器下方速度略高，但總體分布也較為均勻，沒有出現(xiàn)局部二次風(fēng)量特別低的情況。

圖8 θ 為30°和m 為120 t/h 時(shí)，燃燒器出口速度分布

圖9 為葉片角度30°和二次風(fēng)流量120 t/h時(shí)，燃燒器入口中心截面全壓分布。圖中顯示優(yōu)化的二次風(fēng)箱沿寬度方向上，各旋流燃燒器入口附近的全壓逐漸降低，兩側(cè)燃燒器的全壓已經(jīng)高于中間燃燒器的全壓，在葉片角度不變的情況下，必然會(huì)提高兩側(cè)燃燒器的二次風(fēng)量。

圖10 為二次風(fēng)箱入口至1 號(hào)燃燒器出口阻力分布。圖中顯示增設(shè)擋板后，隨著葉片角度的減小，二次風(fēng)箱入口至1 號(hào)燃燒器出口阻力逐漸增大，原因是隨著葉片角度的降低，流通面積變小，氣流節(jié)流損失增加[15]。由圖10 可知，在燃燒器二次風(fēng)葉片運(yùn)行的常用角度30°～60°范圍內(nèi)，二次風(fēng)流量為80 t/h，120 t/h，160 t/h 和200 t/h 4 種工況下，二次風(fēng)箱入口至1 號(hào)燃燒器出口阻力在3.0 kPa 以內(nèi)。

圖9 θ 為30°和m 為120 t/h 時(shí)，燃燒器入口中心截面全壓分布

圖11 顯示了二次風(fēng)流量為120 t/h 時(shí)，不同葉片角度下，二次風(fēng)箱入口至2 號(hào)、3 號(hào)、4 號(hào)燃燒器出口的阻力與二次風(fēng)箱入口至1 號(hào)燃燒器出口的阻力差分布。圖中顯示增設(shè)擋板后，在相同葉片角度下，二次風(fēng)箱沿寬度方向上，二次風(fēng)箱入口至燃燒器出口的阻力逐漸增大。隨著葉片角度的降低，二次風(fēng)箱入口至2 號(hào)、3 號(hào)、4 號(hào)燃燒器出口的阻力與二次風(fēng)箱入口至1 號(hào)燃燒器出口的阻力差也呈上升趨勢(shì)。當(dāng)葉片角度大于45°時(shí)，二次風(fēng)箱入口至各個(gè)燃燒器出口阻力差低于50 Pa。當(dāng)葉片角度減小到30°時(shí)，阻力差接近100 Pa。當(dāng)葉片角度減小到15°時(shí)，阻力差接近200 Pa。對(duì)比圖10 和圖11，二次風(fēng)箱增設(shè)擋板后會(huì)帶來(lái)系統(tǒng)阻力增加的問題，但其對(duì)系統(tǒng)阻力的影響小于二次風(fēng)葉片角度對(duì)系統(tǒng)阻力的影響。在滿負(fù)荷，葉片角度15°時(shí)，二次風(fēng)箱入口至1 號(hào)燃燒器出口的阻力約為2.2 kPa，而該機(jī)組送風(fēng)機(jī)全壓在滿負(fù)荷下達(dá)到5.0 kPa，足以克服二次風(fēng)道和各燃燒器阻力，因而合適的風(fēng)箱結(jié)構(gòu)不會(huì)對(duì)機(jī)組穩(wěn)定運(yùn)行產(chǎn)生影響。

表1—5 為不同葉片角度下各燃燒器出口的流量偏差，其中流量偏差的計(jì)算方法為單臺(tái)燃燒器的流量和平均流量之差與平均流量的比率[10]。數(shù)據(jù)結(jié)果顯示，在20 種正交工況下，1 號(hào)燃燒器的流量偏差均為正值且超過了平均流量3%～4%。2 號(hào)、3 號(hào)、4 號(hào)流量偏差均為負(fù)值且逐漸減小，4 號(hào)燃燒器的流量偏差值最低，在-2.2%～-1.8%，說(shuō)明2 號(hào)、3 號(hào)、4 號(hào)燃燒器二次風(fēng)流量呈現(xiàn)了逐漸降低的趨勢(shì)，且都小于平均流量。由表1—5可知，1 號(hào)燃燒器與4 號(hào)燃燒器流量偏差差值均在5%～6%，達(dá)到了兩側(cè)燃燒器風(fēng)量略高于中間燃燒器風(fēng)量的目的。當(dāng)實(shí)際二次風(fēng)量偏差高于所需值時(shí)，可調(diào)節(jié)擋板長(zhǎng)度以實(shí)時(shí)調(diào)整燃燒器所需二次風(fēng)量。

圖10 二次風(fēng)箱入口至1 號(hào)燃燒器出口阻力分布

圖11 m 為120 t/h 時(shí)，二次風(fēng)箱入口至各燃燒器出口阻力差分布

表1 θ 為15°時(shí)，各燃燒器出口流量偏差

表2 θ 為30°時(shí)，各燃燒器出口流量偏差

表3 θ 為45°時(shí)，各燃燒器出口流量偏差

表4 θ 為60°時(shí)，各燃燒器出口流量偏差

表5 θ 為75°時(shí)，各燃燒器出口流量偏差

此外，表1—5 結(jié)果顯示，在相同的二次風(fēng)流量下，隨著葉片角度變化，各燃燒器出口風(fēng)量基本相差不大，互相之間風(fēng)量偏差絕對(duì)值不超過0.2%，偏差值可控制在較低范圍內(nèi)，對(duì)機(jī)組運(yùn)行的影響亦較小。

綜上，本文提出的新型二次風(fēng)箱結(jié)構(gòu)，可在不改變旋流燃燒器出口二次風(fēng)旋流強(qiáng)度及機(jī)組安全運(yùn)行的前提下，實(shí)時(shí)調(diào)節(jié)燃燒器所需目標(biāo)二次風(fēng)量。對(duì)于不同機(jī)組的具體二次風(fēng)箱尺寸和燃燒器結(jié)構(gòu)，一般亦可采用本文的擋板布置方式：在2 臺(tái)燃燒器的中間位置布置調(diào)節(jié)擋板，而擋板長(zhǎng)度則可根據(jù)燃燒器實(shí)際阻力情況合理確定。

4 結(jié)論

（1）通過在二次風(fēng)箱內(nèi)設(shè)置調(diào)節(jié)擋板，可以使得同一二次風(fēng)箱內(nèi)兩側(cè)燃燒器的全壓高于中間燃燒器的全壓，進(jìn)而達(dá)到了兩側(cè)燃燒器風(fēng)量略高于中間燃燒器風(fēng)量的目的，并且燃燒器出口速度也較為均勻，可改善兩側(cè)燃燒器二次風(fēng)量較低的問題。

（2）當(dāng)二次風(fēng)葉片角度較小時(shí)，增設(shè)調(diào)節(jié)擋板后，二次風(fēng)箱入口至兩側(cè)燃燒器出口的阻力增大幅度仍在可控范圍內(nèi)，風(fēng)箱結(jié)構(gòu)的變化不會(huì)對(duì)機(jī)組穩(wěn)定運(yùn)行產(chǎn)生大的影響。

（3）本文提出的新型二次風(fēng)箱結(jié)構(gòu)，需根據(jù)不同機(jī)組的具體二次風(fēng)箱尺寸和燃燒器結(jié)構(gòu)合理布置調(diào)節(jié)擋板插入位置及長(zhǎng)度，進(jìn)而達(dá)到根據(jù)燃燒器二次風(fēng)葉片角度實(shí)時(shí)優(yōu)化燃燒器二次風(fēng)量的目的。