某600 MW超超臨界對(duì)沖鍋爐二次風(fēng)配風(fēng)方式對(duì)燃燒及排放特性影響的數(shù)值模擬

李懷強(qiáng)，袁宏偉，馬 侖，劉 森，張 成，譚 鵬，方慶艷，夏 季

（1.廣東紅海灣發(fā)電有限公司，廣東 汕尾516623；2.華中科技大學(xué)煤燃燒國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢430074；3.武漢華中思能科技有限公司，湖北 武漢430074）

0 引言

與四角切圓燃燒鍋爐相比，旋流對(duì)沖燃燒鍋爐具有風(fēng)粉混合強(qiáng)烈、熱負(fù)荷分布均勻、NOx排放低等一系列優(yōu)點(diǎn)，是電站煤粉鍋爐常見的燃燒方式之一［1］。為達(dá)到鍋爐高效低氮燃燒的目的，國內(nèi)外許多學(xué)者在對(duì)沖燃燒鍋爐上開展了大量的試驗(yàn)與模擬研究［2-4］。李超亮等［5］人對(duì)一臺(tái)超超臨界前后墻對(duì)沖燃燒鍋爐燃燒器外二次風(fēng)旋流葉片開度對(duì)燃燒及排放特性影響開展了模擬研究，結(jié)果表明，減小外二次風(fēng)旋流葉片開度有利于增大燃燒器出口附近區(qū)域旋流強(qiáng)度，提高卷吸高溫?zé)煔獾哪芰?，這有利于煤粉著火和燃盡，同時(shí)也有利于減小NOx排放量。方慶艷等人［6］對(duì)一臺(tái)1 000 MW超超臨界前后墻旋流對(duì)沖鍋爐不同磨煤機(jī)組合方式下的燃燒及排放特性進(jìn)行了研究，結(jié)果表明，與6臺(tái)磨煤機(jī)全部運(yùn)行相比，運(yùn)行5臺(tái)磨煤機(jī)且停運(yùn)上層燃燒器有利于降低飛灰含碳，提高煤粉燃盡程度；同時(shí)會(huì)強(qiáng)化燃燒器區(qū)域空氣分級(jí)效果，抑制NOx的生成；折焰角區(qū)域溫度降低有利于降低大屏過熱器掛渣的傾向。茅建波等［7］人通過現(xiàn)場試驗(yàn)對(duì)對(duì)沖鍋爐排放特性進(jìn)行了系統(tǒng)研究，發(fā)現(xiàn)燃用煤種、燃燒器投運(yùn)方式、氧量對(duì)NOx排放特性影響較大；燃燒器負(fù)荷分配方式、內(nèi)二次風(fēng)擋板開度以及燃盡風(fēng)開度、機(jī)組負(fù)荷對(duì)NOx排放特性影響較小；燃燒器和燃盡風(fēng)噴口外二次風(fēng)葉片開度、燃燒器中心風(fēng)開度對(duì)NOx排放特性影響微弱。為了研究二次風(fēng)配風(fēng)方式對(duì)爐內(nèi)燃燒及排放特性，本文利用FLUENT 16.0軟件，在4 種二次風(fēng)配風(fēng)方式下（正寶塔、倒寶塔、均等、縮腰），對(duì)爐內(nèi)流動(dòng)、燃燒及排放特性進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，以期為同類鍋爐運(yùn)行提供相關(guān)參考。

1 鍋爐概況

某電廠600 MW超超臨界鍋爐為單爐膛、π型布置、全鋼架、懸吊結(jié)構(gòu)鍋爐，鍋爐爐膛寬21 020 mm、深15 640 mm、高58 500 mm，三層新型低NOx旋流煤粉燃燒器對(duì)沖布置于前后墻。制粉系統(tǒng)為中速磨煤機(jī)直吹式正壓冷一次風(fēng)制粉系統(tǒng)，每爐配6臺(tái)磨煤機(jī)，額定負(fù)荷下5臺(tái)磨運(yùn)行，1臺(tái)備用；在BMCR 工況下，燃用設(shè)計(jì)煤種時(shí)，5 臺(tái)運(yùn)行，1臺(tái)備用，鍋爐燃用煤質(zhì)分析如表1所示。

表1 煤質(zhì)分析Table 1 Coal quality analysis

2 數(shù)學(xué)模型及計(jì)算條件

鍋爐爐內(nèi)的煤粉燃燒過程是一個(gè)非常復(fù)雜的過程，涉及到煤粉揮發(fā)份析出熱解、離散相流動(dòng)、焦炭燃燒、氣相湍流流動(dòng)和燃燒、爐內(nèi)輻射傳熱、污染物生成等過程。在本文計(jì)算中，主要模型如下：氣相湍流流動(dòng)采用修正的κ-ε 模，煤粉顆粒相的運(yùn)動(dòng)采用隨機(jī)軌道模型，煤粉揮發(fā)分析出采用雙平行競爭反應(yīng)模型，氣相燃燒采用渦耗散模型，焦炭燃燒采用動(dòng)力/擴(kuò)散控制燃燒模型，輻射模型采用P-1模型［8-12］。熱力型NO通常采用擴(kuò)展的Zeldovich 機(jī)理［13］，燃料型NO 的生成機(jī)理較為復(fù)雜，采用De Soete模型［14-16］。

對(duì)鍋爐進(jìn)行了精細(xì)化的建模，使用六面體網(wǎng)格對(duì)不同區(qū)域進(jìn)行了結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分。網(wǎng)格結(jié)構(gòu)如圖1所示，結(jié)果網(wǎng)格無關(guān)性測試之后采用了315萬網(wǎng)格。一、二次風(fēng)以及燃盡風(fēng)設(shè)置為質(zhì)量入口邊界條件；鍋爐出口設(shè)置為壓力出口邊界條件（-50 Pa）；爐膛壁面溫度設(shè)置為690 K，輻射率為0.6；冷灰斗壁面溫度為473 K，輻射率為1。模擬計(jì)算在鍋爐滿負(fù)荷下開展，過量空氣系數(shù)保持為1.20。煤粉顆粒符合Rosin-Rammler 方法分布，其中最大粒徑300 μm，最小粒徑5 μm，平均粒徑54 μm，分布指數(shù)0.9。

圖1 爐膛網(wǎng)格結(jié)構(gòu)Fig.1 Schematic diagram of meshing

3 模擬結(jié)果分析與討論

3.1 模擬結(jié)果合理性驗(yàn)證

為驗(yàn)證模擬結(jié)果的合理性，現(xiàn)場鍋爐出口試驗(yàn)數(shù)據(jù)與模擬結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比，如表2所示。可以看出，模擬出口氧量與實(shí)際測量數(shù)據(jù)的絕對(duì)誤差為0.13%，NOx的排放模擬計(jì)算結(jié)果與實(shí)際測量數(shù)據(jù)誤差范圍為8.6%，模擬飛灰含碳量與實(shí)際測量數(shù)據(jù)誤差為7.2%。表明本文所建立的模型、網(wǎng)格和數(shù)學(xué)模型能夠合理地模擬爐膛內(nèi)的流動(dòng)、傳熱以及燃燒過程，可以用來研究不同二次風(fēng)配風(fēng)方式對(duì)鍋爐流動(dòng)、燃燒及排放特性的影響。

表2 模擬結(jié)果與實(shí)際測量結(jié)果的對(duì)比Table 2 Comparison of the experimental and numerical results

3.2 不同二次風(fēng)配風(fēng)方式下爐內(nèi)流動(dòng)、燃燒及NO 排放特性

圖2為爐膛寬度中心截面速度場分布，可以看出，不同二次風(fēng)配風(fēng)方式下爐內(nèi)氣流流動(dòng)特性較為相似：爐膛中心截面速度分布都較均勻且對(duì)稱；爐膛燃燒器出口附近氣流湍流性較強(qiáng)，有利于強(qiáng)化煤粉的燃燒和提高爐膛內(nèi)火焰充滿程度；前后墻氣流在爐膛中心區(qū)域?qū)_后形成向上流動(dòng)的氣流。爐膛寬度中心截面溫度場分布如圖3所示，可以看出，爐膛中心截面的煙氣溫度分布都較均勻?qū)ΨQ，爐膛火焰充滿度良好；不同二次風(fēng)配風(fēng)方式下溫度分布差異相對(duì)較小。

圖2 爐膛寬度中心截面速度場分布（m/s）Fig.2 Flow field at the center cross section(m/s)

圖3 爐膛寬度中心截面溫度分布（K）Fig.3 Temperature at the center cross section(K)

圖4為爐膛寬度中心截面O2濃度分布，可以看出，由于煤粉在燃燒器附近區(qū)域劇烈燃燒消耗了大量的氧，形成了低氧區(qū)域；在燃盡風(fēng)區(qū)域，燃盡風(fēng)的噴入補(bǔ)充了大量的氧氣，導(dǎo)致該區(qū)域氧量處于較高水平。均等和縮腰配風(fēng)方式下，最下層燃燒器與中層燃燒器之間低氧區(qū)域最大；正寶塔和倒寶塔配風(fēng)方式下，最上層燃燒器與最下層燃盡風(fēng)之間低氧區(qū)域最大；正寶塔和均等配風(fēng)方式下，爐膛出口區(qū)域氧濃度最低。

圖4 爐膛寬度中心截面O2濃度分布（-）Fig.4 O2 distribution at the center cross section(-)

圖5為由爐膛寬度中心截面CO濃度分布，可以看出，不同二次風(fēng)配風(fēng)方式下，主燃燒區(qū)缺氧導(dǎo)致CO 主要集中于在主燃燒區(qū)。均等配風(fēng)方式在燃燒器區(qū)域生成的CO 濃度較高，倒寶塔配風(fēng)方式次之，收腰配風(fēng)再次之，正寶塔配風(fēng)方式在燃燒器區(qū)域生成的CO濃度較低；在燃盡風(fēng)區(qū)域，不同二次風(fēng)配風(fēng)方式下CO 濃度都處于較低水平。

圖5 爐膛寬度中心截面CO濃度分布（-）Fig.5 CO distribution at the center cross section(-)

沿爐膛高度方向各參數(shù)平均值分布如圖6所示，從平均溫度曲線分布圖6（a）可以看出，從冷灰斗區(qū)域開始，爐內(nèi)平均溫度隨著爐膛高度的增加整體呈上升趨勢，在最上層燃燒器與下層燃盡風(fēng)噴口之間區(qū)域達(dá)到最高；在主燃燒區(qū)域，不同二次風(fēng)的送入使得平均溫度曲線出現(xiàn)一定波動(dòng)。在燃盡區(qū)，由于未燃盡煤粉及CO的繼續(xù)燃燒，該區(qū)域平均溫度又有所升高，之后由于水冷壁吸熱，平均溫度又逐漸降低。不同二次風(fēng)配風(fēng)方式下沿爐膛高度各截面溫度分布曲線差異不明顯。

沿爐膛高度平均氧濃度分布曲線圖6（b）可知，冷灰斗區(qū)域隨著爐膛高度增加氧量逐漸增加；在主燃區(qū)由于燃燒器空氣的噴入，氧量出現(xiàn)波動(dòng)；在主燃燒區(qū)和燃盡風(fēng)區(qū)域之間氧量達(dá)到較低水平；燃盡風(fēng)噴入使得氧量迅速增加，之后未燃盡煤粉和CO繼續(xù)燃燒消耗氧量，又使得氧量逐漸降低。對(duì)比不同工況，在冷灰斗區(qū)，正寶塔和倒寶塔配風(fēng)方式下氧量最低；在主燃燒區(qū)，倒寶塔配風(fēng)方式下平均氧量最低，表明在該區(qū)域煤粉的燃盡程度最高；在燃盡區(qū)，不同二次風(fēng)配風(fēng)方式下差異不明顯。

沿爐膛高度CO 平均濃度分布曲線圖6（c）可以看出，由于主燃燒區(qū)處于缺氧環(huán)境，煤粉燃燒不充分，CO平均濃度處于較高水平；隨著燃盡風(fēng)的噴入，CO 與氧充分反應(yīng)，平均CO 濃度迅速降低。對(duì)比幾種工況下CO 分布可以看出，在燃燒器區(qū)域以及冷灰斗區(qū)，倒寶塔配風(fēng)方式下CO平均濃度處于較高水平，正寶塔和縮腰配風(fēng)方式下CO平均濃度處于較低水平。

圖6（d）為沿爐膛高度NO平均濃度分布曲線?？諝夥旨?jí)使得主燃燒區(qū)處于強(qiáng)還原性氣氛，生成的NO被CO、HCN等中間產(chǎn)物還原為N2，有效抑制了NO的生成，這使得主燃燒區(qū)NO平均濃度處于較低水平；隨著燃盡風(fēng)的注入，燃盡區(qū)的氧氣含量增加，NO 含量會(huì)有所增加。對(duì)比幾種工況下NO分布可以看出，均等配風(fēng)方式下，由于各燃燒器截面氧量都相對(duì)較高，NO平均濃度都處于較高水平；倒寶塔配風(fēng)方式下，爐膛各區(qū)域的NO濃度都較低，這主要是由于倒寶塔配風(fēng)方式下CO濃度處于較高水平，強(qiáng)還原性氣氛抑制了NO的生成。

圖6 沿爐膛高度方向各參數(shù)平均值分布Fig.6 Average value distribution along the furnace height

3.3 不同二次風(fēng)配風(fēng)方式下爐膛出口參數(shù)統(tǒng)計(jì)

爐膛出口參數(shù)統(tǒng)計(jì)如圖7所示，可以看出，收腰配風(fēng)方式下出口氧量最高，正寶塔配風(fēng)方式較高，倒寶塔配風(fēng)方式次之，均等配風(fēng)方式出口氧量最低；不同二次風(fēng)配風(fēng)方式下出口CO雖然存在一定差異，但都處于相對(duì)較低水平；均等配風(fēng)方式下煤粉燃盡率最高，倒寶塔配風(fēng)方式較高，正寶塔配風(fēng)方式次之，收腰配風(fēng)方式煤粉燃盡率最低；均等配風(fēng)方式下NO排放量最高，正寶塔配風(fēng)方式較高，縮腰配風(fēng)方式次之，倒寶塔配風(fēng)方式下最低。

圖7 爐膛出口參數(shù)統(tǒng)計(jì)Fig.7 Parameter at the furnace outlet

4 結(jié)論

本文利用FLUENT 軟件對(duì)某600 MW 對(duì)沖鍋爐二次風(fēng)配風(fēng)方式對(duì)燃燒及排放特性的影響開展了數(shù)值模擬研究。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明：不同工況下爐內(nèi)溫度分布差異性相對(duì)較?。皇昭滹L(fēng)方式下出口氧量最高，正寶塔配風(fēng)方式較高，倒寶塔配風(fēng)方式次之，均等配風(fēng)方式出口氧量最低；不同二次風(fēng)配風(fēng)方式下出口CO雖然存在一定差異，但都處于相對(duì)較低水平；均等配風(fēng)方式下煤粉燃盡率最高，倒寶塔配風(fēng)方式較高，正寶塔配風(fēng)方式次之，收腰配風(fēng)方式煤粉燃盡率最低；均等配風(fēng)方式下NOx排放量最高，正寶塔配風(fēng)方式較高，縮腰配風(fēng)方式次之，倒寶塔配風(fēng)方式最低。

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