600 MW旋流對沖鍋爐燃燒器燃盡特性及其優(yōu)化數(shù)值模擬

毛 睿,李 源,任利明,張平安,馬 侖,陳鑫科,張耿范,方慶艷，張 成

(1.潤電能源科學技術(shù)有限公司，河南 鄭州 450052;2.華中科技大學 煤燃燒國家重點實驗室，湖北 武漢 430074)

0 引 言

相對切圓燃燒方式，旋流對沖燃燒方式在風粉混合、熱負荷分布均勻性、低NOx排放等方面表現(xiàn)優(yōu)異，已逐漸成為超臨界和超超臨界機組首選的燃燒方式，在我國燃煤電廠得到廣泛應用[1]。為滿足超低排放要求，通常增設(shè)燃盡風噴口實現(xiàn)深度空氣分級，達到低氮燃燒目的[2- 3]。但采用低氮燃燒技術(shù)會導致主燃區(qū)煤粉欠氧燃燒，可能降低煤粉的燃盡特性，增加飛灰含碳量[4-7]。許多學者對旋流對沖鍋爐低氮燃燒條件下煤粉燃盡特性及NOx排放優(yōu)化開展了相關(guān)研究，胡慶偉等[8]研究表明通過設(shè)置2層燃盡風實現(xiàn)分級燃燒，既降低爐膛中心溫度，減少主燃區(qū)NOx生成量，又能保證未燃盡碳在燃盡區(qū)繼續(xù)燃燒。李德波等[9]研究表明燃盡風風量比例應控制在23%～30%，能同時滿足燃燒效率和低NOx排放量要求。胡志宏等[10]、方慶艷等[11]研究認為盡量關(guān)停最上層燃燒器有利于降低飛灰含碳量和NOx排放量。對于旋流對沖鍋爐，深度空氣分級會導致未燃盡碳增加，實際運行中大風箱分配到同層各燃燒器的流量不均勻，這同樣影響燃盡特性和NOx排放特性。范慶偉等[12]以600 MW旋流對沖鍋爐二次風箱為研究對象，發(fā)現(xiàn)分配到各燃燒器的流量存在明顯偏差，中間燃燒器的流量高于兩側(cè)燃燒器。馬啟磊等[13]對一臺600 MW超臨界前后墻旋流對沖鍋爐進行數(shù)值模擬，研究發(fā)現(xiàn)燃燒器流量分配呈中間大、兩邊小的不均勻特性，且靠近兩側(cè)墻的燃燒器噴出的煤粉是鍋爐未燃盡碳的主要來源。呂洪坤等[14]對一臺1 000 MW機組旋流燃燒器進行數(shù)值模擬，研究其內(nèi)部的阻力特性和二次風流量分配；結(jié)果表明實際風量下燃燒器的阻力系數(shù)為定值，且僅與葉片開度有關(guān)；同一風箱內(nèi)，葉片開度相同的情況下，中間燃燒器的流量略高于兩側(cè)燃燒器的流量，偏差約5%。胡志宏等[15]研究發(fā)現(xiàn)煤粉燃燒器外二次風手動擋板采用兩端和中間開度大的“W”型配風方式,可明顯改善由各燃燒器流量偏差導致的爐內(nèi)氧氣濃度分布不均勻。

目前，旋流對沖鍋爐燃燒特性及優(yōu)化研究主要在全爐膛的燃盡率，而對鍋爐單個燃燒器燃盡特性研究較少?；诖?，以某600 MW前后墻旋流對沖燃燒鍋爐為研究對象，分析燃燒器的燃盡特性，研究燃燒器流量分配、旋流強度及燃燒器出力對單個燃燒器燃盡特性的影響規(guī)律(需要說明的是單個燃燒器燃盡特性是單個燃燒器噴出的煤粉顆粒在鍋爐出口處的燃盡情況，而鍋爐燃盡特性是爐內(nèi)所有煤粉顆粒在鍋爐出口處的燃盡情況)。研究結(jié)果可為同類鍋爐燃燒優(yōu)化調(diào)整提供借鑒。

1 鍋爐概況

研究對象為一臺600 MW超超臨界前后墻旋流對沖鍋爐(哈爾濱鍋爐廠有限責任公司引進英國三井巴布科克能源公司的鍋爐技術(shù)設(shè)計和制造)。鍋爐采用前后墻對沖燃燒方式，在鍋爐前后墻分別布置3層、每層各5支燃燒器；相鄰燃燒器旋向相反，可增大燃燒器的旋流強度以優(yōu)化爐內(nèi)的燃燒狀況；燃盡區(qū)布置2層燃盡風。燃燒器二次風風量由二次風箱統(tǒng)一調(diào)度，燃燒器最外層的二次風擋板可調(diào)節(jié)進入燃燒器的總二次風風量，通過改變內(nèi)、中二次風的風門擋板開度實現(xiàn)內(nèi)、中二次風風量調(diào)節(jié)，通過改變最外層總二次風擋板開度以及二、三次風風門擋板開度實現(xiàn)外二次風風量的調(diào)節(jié)。鍋爐尺寸及燃燒器布置方式如圖1所示，燃用煤質(zhì)特性參數(shù)見表1。

表1 煤質(zhì)分析Table 1 Proximate and ultimate analysis of the coal

圖1 鍋爐及燃燒器布置示意Fig.1 Schematic of boiler and burner layout

2 計算方法與工況設(shè)置

2.1 數(shù)值模擬方法

煤粉燃燒過程包含一系列物理、化學過程。研究采用Fluent 16.0軟件對前后墻旋流對沖鍋爐的燃燒過程開展模擬研究。模擬中采用旋流修正的Realizablek-ε雙方程湍流模型模擬氣相湍流流動；采用渦耗散模型模擬氣相燃燒反應；采用顆粒隨機軌道模型模擬煤粉顆粒的運動；采用單方程反應模型模擬煤粉的熱解；采用動力/擴散控制反應速率模型模擬焦炭燃燒；采用P-1法模擬輻射傳熱。模型的詳細描述見文獻[15-17]。

采用分區(qū)策略將鍋爐模型分為冷灰斗區(qū)域、主燃區(qū)域、燃盡區(qū)域、水平煙道區(qū)域等，主燃區(qū)域包括前后墻水冷壁上布置的燃燒器，劃分網(wǎng)格時盡量減少煙氣速度矢量與網(wǎng)格表面的法相夾角。采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分燃盡區(qū)域、水平煙道區(qū)域和冷灰斗區(qū)域，主燃區(qū)域大部分網(wǎng)格采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，燃燒器附近區(qū)域使用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分。為驗證網(wǎng)格無關(guān)性，研究中采用4種數(shù)量網(wǎng)格(186萬、278萬、331萬、433萬個)進行模擬計算，飛灰含碳量的計算結(jié)果分別為3.15%、2.95%、2.92%、2.96%。根據(jù)計算結(jié)果，最終確定網(wǎng)格數(shù)為278萬個。鍋爐三維建模及網(wǎng)格劃分如圖2所示。

圖2 鍋爐建模及網(wǎng)格劃分示意Fig.2 Schematic of boiler structure and grid

2.2 計算條件

計算工況為滿負荷工況，結(jié)合實際運行條件，基本工況(工況1)運行參數(shù)見表2。將燃燒器所有風口(中心風、一次風、內(nèi)二次風、中二次風、外二次風和燃盡風)設(shè)置為質(zhì)量入口邊界，壁面設(shè)置為無滑移的溫度邊界，根據(jù)鍋爐實際運行情況，爐膛不同區(qū)域設(shè)置不同的壁面溫度和輻射率，爐膛出口設(shè)置為-80 Pa的壓力出口邊界。燃燒器中、外二次風及燃盡風的旋流強度通過改變旋流角度調(diào)節(jié)，基準工況的旋流角度均設(shè)置為35°，煤粉顆粒直徑按Rosin-Rammler方法分布，平均煤粉粒徑為64 μm，分布指數(shù)為1.5，計算壓力場和速度場耦合采用SIMPLE算法，壓力采用Standard格式，其他項采用一階迎風差分格式。

表2 基準工況主要運行參數(shù)Table 2 Operation parameters under the based case

3 結(jié)果驗證與分析

3.1 模擬結(jié)果驗證

表3為鍋爐滿負荷運行時模擬計算結(jié)果與現(xiàn)場測量數(shù)據(jù)的對比。由表3可知，出口參數(shù)誤差均小于10%，在可接受范圍。表明建立的網(wǎng)格與模型較為合理，可用于開展爐內(nèi)煤粉燃燒特性的相關(guān)研究。

表3 模擬結(jié)果與實測結(jié)果對比Table 3 Comparison of the simulated and measured results

3.2 基本工況下爐燃燒及燃盡特性分析

圖3為基本工況下燃燒器中心截面速度、溫度及氧量分布。可知下層燃燒器對沖效果較差；燃盡風的射流剛性較強，煤粉粒子在燃盡區(qū)域受湍流影響，停留時間較長，有利于強化傳熱傳質(zhì)，提高燃燒效率。冷灰斗區(qū)域溫度較低，主燃區(qū)域溫度較高，且中、上層燃燒器區(qū)域溫度達到極值，煤粉在此區(qū)域燃燒劇烈。主燃區(qū)域煤粉燃燒消耗大量氧氣導致該區(qū)域氧濃度較低；隨爐膛高度增加，溫度逐漸升高，在上層燃燒器和燃盡風之間達最高；由于空氣分級作用，主燃區(qū)域煤粉不完全燃燒，生成大量未燃盡碳和CO。待燃盡區(qū)域燃盡風補入后，未完全燃燒產(chǎn)物與燃盡風混合，繼續(xù)燃燒至接近燃盡。由于燃盡區(qū)域噴入大量冷空氣，因此燃盡區(qū)域的平均溫度略低于主燃區(qū)域。

圖3 基本工況下爐內(nèi)燃燒特性Fig.3 Combustion characteristic under the based case

圖4為現(xiàn)場測量的空預器進口參數(shù)，空預器進口中間區(qū)域飛灰含碳量較低，表明中間區(qū)域燃燒較完全，煤粉燃燒效率較高，出口兩側(cè)飛灰含碳量較高，表明兩側(cè)區(qū)域煤粉燃燒效率較低；氧量分布規(guī)律相反，空預器進口中間區(qū)域氧量較高，兩側(cè)區(qū)域氧量較低，表明中間燃燒器噴出的煤粉燃燒時氧量較充足，而兩側(cè)燃燒器燃燒時氧量較低，中間燃燒器和兩側(cè)燃燒器燃燒環(huán)境差異較大，煤粉燃燒效率存在明顯差異。

圖4 鍋爐空預器入口測點位置及對應氧量和飛灰含碳量現(xiàn)場測試結(jié)果Fig.4 Measured results of O2 and carbon in the fly ash at the air pre-heater inlet

不同燃燒器的飛灰含碳量模擬結(jié)果如圖5所示，可知對于不同層燃燒器，下層燃燒器飛灰含碳量高于中、上層燃燒器，而對于同層燃燒器，中間燃燒器飛灰含碳量低于兩側(cè)燃燒器。前墻上層燃燒器飛灰含碳量較低，煤粉基本燃盡，前后墻中、下層燃燒器煤粉燃盡率變化較大，前后墻每層燃燒器飛灰含碳量均呈中間低、兩側(cè)高的特點。同時，將沿爐膛深度方向飛灰含碳量的現(xiàn)場試驗值和模擬值進行對比，鍋爐左側(cè)區(qū)域飛灰含碳量試驗值在0.1%～4.0%，模擬平均值在0.2%～3.2%；鍋爐右側(cè)區(qū)域飛灰含碳量試驗值在0.1%～2.0%，模擬平均值在0.1%～2.9%。由上述分析可知，現(xiàn)場測量和模擬計算得到的分布趨勢較一致且數(shù)值總體差異相對較小。從圖5可以看出靠近側(cè)墻的燃燒器1號和5號的飛灰含碳量明顯高于中間燃燒器3號，是爐膛出口飛灰含碳的主要來源。基于此，有必要進一步優(yōu)化以提高側(cè)墻燃燒器1號、5號的燃盡特性。

圖5 不同燃燒器的飛灰含碳量模擬結(jié)果Fig.5 Simulated carbon in the fly ash of different burners

3.3 燃燒器不同配風方式下燃盡特性

配風方式直接影響煤粉燃燒特性。基于此，在基準工況(工況1)的基礎(chǔ)上，保持爐膛總進風量及同層燃燒器總風量不變，改變?nèi)紵鞫物L門擋板開度，改變同層不同燃燒器的二次風量，即等比例改變二、三、四次風量，增加兩側(cè)燃燒器風量，減小中間燃燒器風量，研究同層燃燒器不同配風方式對煤粉燃盡特性的影響。具體工況設(shè)置見表4，假定基準工況(工況1)下每只燃燒器二次風量為100%，即總二次風風量為500%。

表4 不同配風方式下參數(shù)設(shè)置Table 4 Parameter setting under different air distribution methods

不同配風方式下不同燃燒器飛灰含碳量如圖6所示，工況2相比工況1，2號和4號燃燒器風量保持不變，減少中間3號燃燒器風量且增加側(cè)墻1號和5號燃燒器風量。工況2中側(cè)墻1號和5號燃燒器對應的飛灰含碳量明顯降低，中間3號燃燒器飛灰含碳量增幅不明顯。進一步減少中間3號燃燒器風量、增加側(cè)墻1號和5號燃燒器風量(工況3)，雖然1號、5號燃燒器對應的飛灰含碳量明顯降低，但3號燃燒器對應的飛灰含碳量顯著增加，這主要是由于3號燃燒器的風量大幅減少導致氧量不足、煤粉燃盡特性較差。工況4相比工況1，將3號燃燒器減少的風量均勻添加到1、2、3、5號燃燒器。工況4中1、2、3、5號燃燒器飛灰含碳量輕微降低。工況5相比工況1，減少2、3、4號燃燒器風量，并將減少的風量添加到1號和5號燃燒器。工況5中雖然1號、5號燃燒器飛灰含碳量有所降低，但2、3、4號燃燒器對應的飛灰含碳量又有所增加。

圖6 不同配風方式下不同燃燒器飛灰含碳量Fig.6 Carbon in the fly ash under different air distribution methods

圖7為不同配風方式下爐膛出口參數(shù)。工況1、2、3、4、5中，飛灰含碳量分別為3.50%、2.04%、3.52%、2.52%、2.74%。工況2下，燃燒器風量分配較好，煤粉燃盡率較高；工況3下由于中間燃燒器風量過低，燃燒特性較差。綜合來看，工況2具有較高的燃盡效率，可提高機組經(jīng)濟效益。

圖7 不同配風方式下爐膛出口參數(shù)Fig.7 Parameter of furnace outlet under different air distribution methods

3.4 燃燒器不同旋流強度下燃盡特性

對于旋流燃燒器而言，旋流強度會顯著影響煤粉燃盡特性：旋流強度增大，燃燒器出口的回流區(qū)對煤粉的卷吸作用越強，越有利于煤粉燃盡?；诖耍静糠痔骄績蓚?cè)燃燒器旋流強度變化對煤粉燃燒的影響。在基準工況(工況1)的基礎(chǔ)上，通過改變兩側(cè)1號和5號燃燒器旋流燃燒器旋流葉片角度，即改變不同燃燒器的旋流強度，研究同層燃燒器不同旋流強度工況下對燃盡特性的影響。具體工況設(shè)置見表5。葉片角度減小對應燃燒器旋流強度減小，葉片角度增大對應燃燒器旋流強度增大。

表5 變旋流強度參數(shù)設(shè)置Table 5 Parameter setting under different swirl intensities

圖8為側(cè)墻燃燒器不同旋流強度下飛灰含碳量。對比工況1、6、7、8可以看出，隨著側(cè)墻燃燒器1號和5號旋流葉片角度的減小，1號和5號燃燒器組的飛灰含碳量逐漸增加，這主要是由于減小旋流葉片角度減弱了燃燒器出口回流區(qū)對煤粉的卷吸作用以及煤粉與二次風的混合強度，不利于煤粉燃盡；但也可以看出，2號和4號燃燒器組的飛灰含碳量輕微降低，這主要是由于側(cè)墻燃燒器1號和5號旋流葉片角度的減小導致其軸向氣流速度剛性增加，部分二次風氣流補充到相鄰的2號和4號燃燒器組，促進了2號和4號燃燒器組的煤粉燃盡。對比工況1、9、10可知，增加側(cè)墻燃燒器1號和5號旋流葉片角度，可明顯減低1號和5號燃燒器飛灰含碳量，但旋流強度過大(工況10)會增加飛灰含碳量，這主要是由于過大旋流強度會減弱二次風氣流對煤粉包裹性能以及二者混合的強度。

圖8 側(cè)墻燃燒器不同旋流強度下飛灰含碳量Fig.8 Carbon in the fly ash under different swirl intensities

圖9為變旋流強度工況爐膛出口參數(shù)統(tǒng)計結(jié)果。工況1、6、7、8、9、10中，爐膛出口飛灰含碳量分別為3.50%、2.79%、3.72%、4.03%、1.97%、2.49%。在工況9下，煤粉飛灰含碳量較低，工況8下煤粉飛灰含碳量較高。旋流強度的變化可以適度調(diào)節(jié)爐膛燃盡率，適當增大兩側(cè)燃燒器旋流強度可提高全爐膛燃盡率。

圖9 不同旋流強度下爐膛出口參數(shù)Fig.9 Parameter of furnace outlet under different swirl intensities

3.5 燃燒器不同出力下燃盡特性

進一步探究同層燃燒器不同出力對全爐膛燃燒的影響。在基準工況(工況1)的基礎(chǔ)上，保持爐膛總負荷及同層燃燒器總給煤量相同，改變同層燃燒器的出力，具體工況設(shè)置見表6。

表6 變?nèi)紵鞒隽ο聟?shù)設(shè)置Table 6 Parameter setting under different burner outputs

圖10為變?nèi)紵鞒隽ο嘛w灰含碳量，可知減小側(cè)墻1號和5號燃燒器組的出力、提高中間3號燃燒器出力后，由于1號和5號燃燒器風/煤比增加，對應煤粉燃盡特性顯著改善，飛灰含碳量明顯降低；同時，3號燃燒器風/煤比減小，飛灰含碳量增加；受3號燃燒器影響，2號燃燒器飛灰含碳量輕微增加。進一步對比工況11和工況13可知，將2號和4號燃燒器出力略微減小，1、2、4、5號燃燒器煤粉燃盡特性輕微改善，3號燃燒器由于出力增加，其飛灰含碳量有所增加。

圖10 側(cè)墻燃燒器不同出力下飛灰含碳量Fig.10 Carbon in the fly ash under different burner outputs

圖11為不同燃燒器出力工況下爐膛出口參數(shù)統(tǒng)計結(jié)果，工況1、11、12、13的煤粉飛灰含碳量分別為3.50%、3.40%、2.94%、3.59%。工況12優(yōu)化燃盡效果較好，煤粉完全燃燒程度較高，工況13煤粉燃盡率較低，飛灰含碳量較高。相較工況1，變?nèi)紵鞒隽r的燃盡率差異較小，燃燒器出力的變化對全爐膛燃盡率影響較小。綜合來看，鍋爐在工況11的燃燒器出力方式下運行能提高全爐膛的燃盡率，提高機組的經(jīng)濟效益。

圖11 不同燃燒器出力下爐膛出口參數(shù)Fig.11 Parameter of furnace outlet under different burner outputs

4 結(jié) 論

1)下層燃燒器對應的飛灰含碳量高于中、上層燃燒器；中間燃燒器對應的飛灰含碳量(平均值約0.1%)低于兩側(cè)燃燒器(平均值約3%)，這與現(xiàn)場測量的結(jié)果基本一致。側(cè)墻附近燃燒器煤粉的不完全燃燒是鍋爐出口飛灰含碳的主要來源。

2)適當減少中間燃燒器的風量并增加側(cè)墻附近燃燒器的風量，對中間燃燒器煤粉的燃盡特性影響相對較小，但能有效改善靠近側(cè)墻燃燒器煤粉的燃盡特性。特別地，當中間燃燒器20%風量轉(zhuǎn)移到側(cè)墻燃燒器后，其側(cè)墻燃燒器的飛灰含碳量從3.0%降至1.6%以內(nèi)。

3)適當增加側(cè)墻附近燃燒器二次風旋流強度，或提高中間燃燒器出力、降低側(cè)墻附近燃燒器出力，也能有效降低側(cè)墻燃燒器對應的飛灰含碳量(2%以內(nèi))，改善鍋爐煤粉燃盡特性。