曹小玲，李帆，劉永文，蘇明

(1.長(zhǎng)沙理工大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，長(zhǎng)沙市 410076;2.上海交通大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院，上海市 200030)

0 引言

我國(guó)燃用低揮發(fā)分無(wú)煙煤的電廠主要采用“W”型火焰鍋爐，超臨界“W”型火焰鍋爐節(jié)能效益顯著，是未來(lái)發(fā)展的方向。目前，我國(guó)已投運(yùn)的超臨界“W”型火焰鍋爐普遍存在受熱面爆管頻繁、局部溫度過(guò)高、火焰偏燒和NO排放過(guò)高等問(wèn)題［1-3］，不但影響電廠的經(jīng)濟(jì)性和鍋爐的使用壽命，嚴(yán)重時(shí)，還會(huì)影響鍋爐的安全運(yùn)行。計(jì)算機(jī)技術(shù)的飛速發(fā)展為數(shù)值模擬計(jì)算應(yīng)用于爐內(nèi)燃燒過(guò)程研究提供了可能，數(shù)值模擬可以詳細(xì)反映爐內(nèi)燃燒過(guò)程［4-10］，且模擬結(jié)果具有相當(dāng)?shù)臏?zhǔn)確性［11-14］，還能得到許多運(yùn)行現(xiàn)場(chǎng)不能得到的數(shù)據(jù)。湖南某電廠的600MW超臨界“W”型火焰鍋爐在運(yùn)行中出現(xiàn)受熱面頻繁爆管現(xiàn)象，本文以此鍋爐出現(xiàn)的問(wèn)題為背景，利用Fluent軟件對(duì)鍋爐爐內(nèi)燃燒過(guò)程進(jìn)行模擬，研究鍋爐不同配風(fēng)方式對(duì)溫度場(chǎng)的影響規(guī)律，以期獲得鍋爐爆管原因，為減少鍋爐運(yùn)行中受熱面爆管提供理論依據(jù)。

1 模擬對(duì)象

某電廠600MW超臨界鍋爐為垂直爐膛、一次中間再熱、平衡通風(fēng)、固態(tài)排渣、全鋼構(gòu)架、露天布置的Ⅱ型鍋爐，配有帶循環(huán)泵的內(nèi)置式啟動(dòng)系統(tǒng)。制粉系統(tǒng)為雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)正壓直吹系統(tǒng)，鍋爐采用“W”型火焰燃燒方式，鍋爐配有6臺(tái)磨煤機(jī)，并配置濃縮型EI-XCL低NOx雙調(diào)風(fēng)旋流燃燒器，燃燒器布置在爐膛的前、后拱上，并垂直于前、后拱，前、后拱與水平面成15°，每排各有12只燃燒器，分別與6臺(tái)磨煤機(jī)相連，燃用煤質(zhì)見(jiàn)表1。

本鍋爐采用開(kāi)式大風(fēng)箱，在鍋爐的前、后拱上、下部各有1個(gè)開(kāi)式大風(fēng)箱，二次風(fēng)進(jìn)入上部風(fēng)箱，分級(jí)風(fēng)進(jìn)入下部風(fēng)箱，內(nèi)、外二次風(fēng)分別經(jīng)燃燒器的內(nèi)、外二次風(fēng)調(diào)風(fēng)套筒調(diào)風(fēng)后噴入爐內(nèi)。每臺(tái)鍋爐共24個(gè)乏氣噴口，前、后墻各12個(gè)，布置在燃燒器的下部，與燃燒器一一對(duì)應(yīng)，并與水平方向成35°。在乏氣管路上設(shè)有電動(dòng)快關(guān)插板門(mén)，當(dāng)某個(gè)燃燒器需要停運(yùn)時(shí)，需將該燃燒器對(duì)應(yīng)的乏氣管道上電動(dòng)快關(guān)門(mén)關(guān)閉。每個(gè)燃燒器下部均設(shè)有分級(jí)風(fēng)管，風(fēng)管上裝有電動(dòng)風(fēng)門(mén)，每個(gè)分級(jí)風(fēng)管分成2個(gè)支管，每臺(tái)鍋爐共有48個(gè)分級(jí)風(fēng)噴口，前、后墻各24個(gè)。分級(jí)風(fēng)從風(fēng)箱底部引出，分級(jí)風(fēng)噴口與水平方向成25°傾角引入爐膛。燃燒風(fēng)箱布置如圖1［15］所示。

表1 煤的工業(yè)分析與元素分析Tab.1 Coal industrial and elemental analysis

圖1 燃燒風(fēng)箱Fig.1 Combustion wind-box

2 數(shù)學(xué)模型及工況條件

2.1 數(shù)學(xué)模型

煤粉燃燒過(guò)程是一種具有化學(xué)反應(yīng)的湍流反應(yīng)流動(dòng)過(guò)程，涵蓋了流體的流動(dòng)、傳熱與傳質(zhì)、組分間的化學(xué)反應(yīng)以及其間的相互耦合作用。煤粉燃燒過(guò)程包括揮發(fā)分的析出與反應(yīng)、焦炭的異相氣化反應(yīng)、輻射傳熱、顆粒運(yùn)動(dòng)和湍流流動(dòng)等過(guò)程［15］。本文所研究鍋爐模型及網(wǎng)格劃分如圖2所示。運(yùn)用Gambit軟件對(duì)鍋爐模型劃分六面體網(wǎng)格和適應(yīng)性四面體網(wǎng)格的混合型網(wǎng)格，并對(duì)流動(dòng)復(fù)雜區(qū)域進(jìn)行加密，最終生成的網(wǎng)格總數(shù)為94萬(wàn)個(gè)。使用Realizable k-ε模型模擬湍流氣相流動(dòng);采用標(biāo)量守恒的混合分?jǐn)?shù)－概率密度函數(shù)模擬揮發(fā)份燃燒，PDF模型的簡(jiǎn)化形式采用β函數(shù)分布;采用P1輻射模型計(jì)算爐內(nèi)輻射換熱;采用單步競(jìng)爭(zhēng)反應(yīng)速率模型模擬煤粉揮發(fā)分的析出，采用動(dòng)力/擴(kuò)散控制反應(yīng)速率模型模擬焦炭顆粒表面燃燒;采用Rosin-rammler分布來(lái)描述固相顆粒分布特征，采用拉格朗日離散相模型考慮顆粒相和氣相間的相互作用，并采用隨機(jī)軌道模型來(lái)追蹤顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡并同時(shí)考慮湍流脈動(dòng)對(duì)焦炭運(yùn)動(dòng)的影響［15］。

圖2 鍋爐模型及網(wǎng)格劃分Fig.2 Boiler model and meshing

2.2 計(jì)算工況

以現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際運(yùn)行的額定負(fù)荷為基礎(chǔ)進(jìn)行模擬，分析了影響“W”型火焰鍋爐燃燒特性的因素，并利用現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)驗(yàn)證其計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性。各工況下過(guò)量空氣系數(shù)為1.2，本文主要考慮前、后拱上一次風(fēng)量，內(nèi)二次風(fēng)量，外二次風(fēng)量及前、后墻上分級(jí)風(fēng)量對(duì)燃燒過(guò)程的影響，表2為總模擬工況。

表2 計(jì)算工況Tab.2 Calculation conditions

3 模擬結(jié)果及分析

3.1 模型的準(zhǔn)確性驗(yàn)證

為了驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性，使用熱電偶對(duì)4點(diǎn)煙氣溫度進(jìn)行測(cè)量，測(cè)量利用層高 7.54、9.1、13.3、17.8 m處窺視孔進(jìn)行。用爐膛內(nèi)實(shí)際測(cè)點(diǎn)處煙氣溫度與數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如表3所示。

由表3可知，4個(gè)測(cè)點(diǎn)處溫度的實(shí)際測(cè)量值和模擬計(jì)算值相對(duì)誤差都在7.5%以內(nèi)，模擬計(jì)算值比實(shí)際測(cè)量值結(jié)果要稍大，但二者還是處于同一數(shù)量級(jí)上?？偟膩?lái)說(shuō)，模擬計(jì)算結(jié)果是比較準(zhǔn)確的。

表3 溫度的實(shí)測(cè)值與模擬計(jì)算值的比較Tab.3 Comparison between measured temperature and simulated temperature

3.2 實(shí)際工況下溫度場(chǎng)分布

爐內(nèi)溫度場(chǎng)的分布特性是反應(yīng)爐內(nèi)燃燒工況優(yōu)越性的關(guān)鍵因素。圖3為實(shí)際工況(工況1)下?tīng)t膛中心截面溫度場(chǎng)分布，數(shù)據(jù)單位為K。

圖3 實(shí)際工況下?tīng)t膛中心截面溫度場(chǎng)分布Fig.3 Temperature fields distribution in the furnace center under actual operation condition

由圖3可看出:爐膛中心截面溫度場(chǎng)整體上呈“W”型分布，溫度場(chǎng)比較對(duì)稱;下?tīng)t膛中心區(qū)域溫度僅為1900 K左右，而下?tīng)t膛中心兩側(cè)區(qū)域火焰溫度達(dá)到2200 K，下?tīng)t膛溫度呈兩側(cè)高中間低的分布特點(diǎn)，這是由噴入煤粉濃度和氧量決定的，在“W”型火焰鍋爐中，這對(duì)無(wú)煙煤的著火及穩(wěn)定燃燒十分有利;在上爐膛，左、右兩側(cè)水冷壁的吸熱溫度呈中間高兩側(cè)低的分布趨勢(shì)，沿爐高方向溫度先升高，溫度在主燃燒區(qū)域達(dá)到最高，進(jìn)入上爐膛后，由于水冷壁吸熱，溫度逐漸降低。

另外，一次風(fēng)粉、二次風(fēng)由拱部噴入爐膛較長(zhǎng)一段距離后才著火燃燒，而且相對(duì)于其他類型的“W”型鍋爐，煤粉著火距離要長(zhǎng)得多。這是因?yàn)橐淮物L(fēng)，內(nèi)、外二次風(fēng)都從拱部噴入，總風(fēng)率約占80%，速度大，這使得煤粉下沖速度增加，著火距離增加，這對(duì)防止燃燒器燒壞及附近的水冷壁結(jié)渣十分有利。靠近翼墻附近的2個(gè)燃燒器，由于其主氣流射程較短，高溫?zé)煔鉀_刷較嚴(yán)重，容易導(dǎo)致燃燒器燒壞及附近受熱面結(jié)渣及爆管。

3.3 配風(fēng)方式對(duì)爐內(nèi)溫度場(chǎng)的影響

圖4為工況7—14在爐膛中心截面溫度場(chǎng)分布圖，數(shù)據(jù)單位為K。從圖4可以看出:

圖4 不同配風(fēng)方式下?tīng)t膛中心截面處溫度場(chǎng)分布Fig.4 Temperature fields distribution in the furnace center in different air distribution

(1)當(dāng)前、后拱上一次風(fēng)量比為5/6和6/5，內(nèi)二次風(fēng)量比為5/6和6/5時(shí)，爐內(nèi)溫度場(chǎng)變化不敏感，爐內(nèi)沒(méi)有出現(xiàn)高溫火焰沖刷受熱面，溫度場(chǎng)偏斜程度較小，一次風(fēng)量、內(nèi)二次風(fēng)量較大的一側(cè)高溫火焰較另一側(cè)粗而長(zhǎng)。

(2)當(dāng)前、后拱上外二次風(fēng)量比為5/6時(shí)(圖4(e))，爐內(nèi)高溫火焰沖刷后墻冷灰斗水冷壁;當(dāng)前、后拱上外二次風(fēng)量比為6/5時(shí)(圖4(f))，爐內(nèi)高溫火焰沖刷前墻冷灰斗水冷壁，這是由于外二次風(fēng)量較大側(cè)剛性墻的下沖距離較另一側(cè)深，對(duì)拱上風(fēng)較小側(cè)拱上氣流產(chǎn)生擠壓，使其短路上飄，溫度場(chǎng)產(chǎn)生偏斜。

(3)當(dāng)前、后墻上分級(jí)風(fēng)量比為5/6時(shí)(圖4(g))，爐內(nèi)高溫火焰沖刷后墻冷灰斗水冷壁;當(dāng)前、后墻上分級(jí)風(fēng)量比為6/5時(shí)(圖4(h))，爐內(nèi)高溫火焰沖刷前墻冷灰斗水冷壁，這是因?yàn)榉旨?jí)風(fēng)總量較大，占總風(fēng)量的22.53%;當(dāng)前、后墻分級(jí)量比變化時(shí)，前、后墻上風(fēng)量動(dòng)量比在水平方向嚴(yán)重不平衡，風(fēng)較大一側(cè)對(duì)與之對(duì)應(yīng)一側(cè)的拱上氣流產(chǎn)生沖擊，使溫度場(chǎng)產(chǎn)生偏斜。

3.4 配風(fēng)方式對(duì)爐內(nèi)水平截面平均溫度的影響

圖5為不同配風(fēng)方式下沿爐高方向水平截面的平均溫度分布。從圖5可看出:各工況與實(shí)際工況下水平截面平均溫度分布趨勢(shì)基本相同，總體上都呈先升高、再降低、再升高、再降低的分布趨勢(shì)。對(duì)比實(shí)際工況與其他配風(fēng)方式下的工況可發(fā)現(xiàn):在上爐膛，實(shí)際工況總體溫度明顯高于其他工況，而且前、后拱或前、后墻上風(fēng)量偏差越大，溫度就越低。這是由于前、后墻兩側(cè)風(fēng)量不對(duì)稱，造成風(fēng)量較大一側(cè)的風(fēng)粉混合物下沖距離深，煤粉在冷灰斗處燃燒量增加，使得冷灰斗處溫度顯著增加;而風(fēng)量較小一側(cè)的拱上氣流由于在另一側(cè)風(fēng)量的沖擊下上飄，煤粉沒(méi)有下沖到理想的距離就折轉(zhuǎn)向上，使得上漂的煤粉在爐內(nèi)停留時(shí)間變短;煤粉沒(méi)有充分燃燒就隨煙氣飛出爐膛，致使上爐膛溫度下降。所以，當(dāng)前、后拱與前、后墻風(fēng)量不同時(shí)，會(huì)使冷灰斗處溫度升高，火焰沖刷冷灰斗，造成冷灰斗受熱的爆管和結(jié)渣，也會(huì)使上漂的煤粉在爐內(nèi)的停留時(shí)間減少，造成飛灰含碳量升高，上爐膛溫度下降，鍋爐運(yùn)行經(jīng)濟(jì)性下降。在鍋爐實(shí)際運(yùn)行中，由于一次風(fēng)機(jī)、二次風(fēng)機(jī)運(yùn)行中可能出現(xiàn)不穩(wěn)等情況，導(dǎo)致配風(fēng)方式也出現(xiàn)不穩(wěn)，致使?fàn)t內(nèi)溫度場(chǎng)出現(xiàn)脈動(dòng)，使得受熱面局部溫度過(guò)高或者溫度梯度增大，嚴(yán)重時(shí)可能引起受熱面的爆管。

圖5 沿爐高方向不同配風(fēng)時(shí)水平截面平均溫度分布Fig.5 Average temperature distribution of horizontal section with different air distribution along furnace height

4 結(jié)論

(1)實(shí)際工況下，爐膛中心截面溫度場(chǎng)整體上呈“W”型分布，溫度場(chǎng)比較對(duì)稱。

(2)當(dāng)前、后拱上一次風(fēng)量與內(nèi)二次風(fēng)量比為5/6和6/5，爐內(nèi)溫度場(chǎng)變化不敏感，爐內(nèi)沒(méi)有出現(xiàn)高溫火焰沖刷受熱面，溫度場(chǎng)偏斜程度較小。

(3)當(dāng)前、后拱上外二次風(fēng)量比和前、后墻上分級(jí)風(fēng)為5/6和6/5時(shí)，爐內(nèi)溫度場(chǎng)出現(xiàn)偏斜，爐內(nèi)高溫火焰沖刷冷灰斗嚴(yán)重，這可能會(huì)導(dǎo)致冷灰斗受熱面爆管。

(4)在鍋爐實(shí)際運(yùn)行中，由于一次風(fēng)機(jī)、二次風(fēng)機(jī)運(yùn)行中可能出現(xiàn)不穩(wěn)，導(dǎo)致配風(fēng)方式也出現(xiàn)不穩(wěn)，致使?fàn)t內(nèi)溫度場(chǎng)出現(xiàn)脈動(dòng)，使得受熱面局部溫度過(guò)高或者溫度梯度增大，嚴(yán)重時(shí)可能引起受熱面的爆管。

［1］王為術(shù)，畢勤成，朱曉靜.直流鍋爐水冷壁熱敏感性的研究［J］.動(dòng)力工程，2009，29(6):522-527.

［2］付文華.“W”型火焰鍋爐屏過(guò)爆管原因分析及對(duì)策［J］.電力學(xué)報(bào)，2010，25(6):504-506.

［3］王為術(shù)，朱曉靜，畢勤成，等.超臨界W型火焰鍋爐垂直水冷壁低質(zhì)量流速條件下熱敏感性研究［J］.中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2010，30(20):15-21.

［4］申春梅，孫銳，吳少華.1 GW單爐膛雙切圓爐內(nèi)煤粉燃燒過(guò)程的數(shù)值模擬［J］.中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2006，26(15):51-57.

［5］潘維，池作和，斯東波，等.200MW四角切圓燃燒鍋爐改造工況數(shù)值模擬［J］.中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2005，25(8):110-115.

［6］劉泰生，周武，葉恩清.燃盡風(fēng)對(duì)爐內(nèi)流動(dòng)和燃燒過(guò)程影響的數(shù)值模擬［J］.動(dòng)力工程，2006，26(1):116-120.

［7］方慶艷，周懷春，汪華劍，等.3種型號(hào)W火焰鍋爐結(jié)渣特性的數(shù)值模擬［J］.動(dòng)力工程，2008，28(5):657-663.

［8］Luis I D，Cristobal C，Antonio C.Modeling of pulverized coal boilers:Review and validation of on-line simulation techniques［J］.Progress in Energy and Combustion Science，2005，25(10):1516-1533.

［9］李芳芹，魏敦崧，馬京程，等.燃煤鍋爐空氣分級(jí)燃燒降低NO排放的數(shù)值模擬［J］.燃料化學(xué)學(xué)報(bào)，2004，32(5):537-541.

［10］周武，莊正寧，劉泰生，等.切向燃燒鍋爐爐膛結(jié)渣問(wèn)題的研究［J］.中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2005，25(4):131-135.

［11］龐力平，孫保民，Salcudean M E.電站鍋爐受熱面高溫積灰的數(shù)值模擬［J］.中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2004，24(10):219-223.

［12］Yin C G，Caillat S，Harison J L，et al.Investigation of the flow，combustion，heattransferand emissions from 609 MW utility tangentially fired pulverized coal boiler［J］.Fuel，2002，81(8):997-1006.

［13］Arauzo P J，Williams A.Integration of CFD codes and advanced combustion models for quantitative burnout determination［J］.Fuel，2007，86(15):2283-2290.

［14］湛志鋼，方慶艷.W火焰鍋爐結(jié)渣特性的數(shù)值模擬研究［J］.電站系統(tǒng)工程，2006，22(1):30-32.

［15］曹小玲，皮正仁，彭好義，等.600MW“W”型火焰鍋爐爐內(nèi)燃燒過(guò)程的數(shù)值模擬［J］.中南大學(xué)學(xué)報(bào):自然科學(xué)版，2012，43(3):1185-1191.

［16］陳玉忠，石踐，羅小鵬，等.新型縫隙式直流燃燒器的研究與應(yīng)用［J］.中國(guó)電力，2012，45(4):51-53.

［17］黃偉，尋新，劉復(fù)平，等.600MW超臨界“W”型鍋爐機(jī)組主蒸汽溫度低的分析及處理［J］.中國(guó)電力，2010，43(10):31-34.