金能毅+袁益超+王波+張宏偉

摘 要：利用Fluent軟件對(duì)1臺(tái)900 MW四角切圓燃燒鍋爐在不同負(fù)荷下?tīng)t內(nèi)燃燒過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值模擬，分析了負(fù)荷變化對(duì)爐內(nèi)流動(dòng)和傳熱的影響規(guī)律.結(jié)果表明：在高負(fù)荷工況下運(yùn)行時(shí)，爐內(nèi)燃燒充分且穩(wěn)定，但是爐內(nèi)火焰更容易沖刷水冷壁，可能發(fā)生局部結(jié)渣現(xiàn)象；在低負(fù)荷工況下運(yùn)行時(shí)，爐內(nèi)火焰充滿度較差，切圓燃燒的穩(wěn)定性顯著下降，爐膛水冷壁灰污表面溫度也相應(yīng)降低，水冷壁表面結(jié)渣的傾向弱化，沿高度方向水冷壁吸熱不均勻性增大.由于該鍋爐的低NOx燃燒器采用了分離燃盡風(fēng)，使得高溫區(qū)擴(kuò)展，火焰中心高度比采用有關(guān)標(biāo)準(zhǔn)推薦的方法計(jì)算所得結(jié)果高4～5 m.

關(guān)鍵詞：超臨界鍋爐； 燃燒； 數(shù)值模擬； 鍋爐負(fù)荷

中圖分類號(hào)： TK 224.1 文獻(xiàn)標(biāo)志碼： A

煤炭在我國(guó)能源結(jié)構(gòu)中一直占據(jù)舉足輕重的地位.2007—2012年火電的裝機(jī)容量比重和發(fā)電量比重分別處于70%和80%左右.但是，目前許多大容量機(jī)組難以長(zhǎng)期在額定負(fù)荷下運(yùn)行.為最大限度地保證鍋爐燃燒的穩(wěn)定性、經(jīng)濟(jì)性、安全性，以及滿足環(huán)保要求，研究不同負(fù)荷下的鍋爐燃燒特性是必要的.

數(shù)值模擬已成為研究鍋爐燃燒過(guò)程的一個(gè)重要手段.爐內(nèi)燃燒過(guò)程可由湍流模型、固體顆粒離散項(xiàng)模型、輻射模型、煤粉揮發(fā)分析出模型、焦炭燃燒模型、氣相燃燒模型等描述[1].相比于實(shí)爐熱態(tài)試驗(yàn)，數(shù)值模擬方法周期短，費(fèi)用低，結(jié)果清晰直觀.為此，前人對(duì)鍋爐的NOx排放、不同煤種燃燒特性、配風(fēng)方法等做了大量的研究.劉霞[2]通過(guò)CFD軟件模擬了四角切圓燃燒煤粉爐燃燒情況，提出了控制NOx排放的措施.李磊[3]對(duì)200 MW燃用無(wú)煙煤鍋爐進(jìn)行了燃燒器改造，并利用Fluent軟件進(jìn)行了NO排放模擬，檢驗(yàn)了改造效果.王建強(qiáng)[4]利用CFX-TASCFLOW數(shù)值計(jì)算軟件對(duì)富氧燃燒進(jìn)行了數(shù)值模擬.閻維平等[5]利用COALFIRE軟件對(duì)1臺(tái)300 MW四角切圓燃燒煤粉鍋爐爐內(nèi)流動(dòng)、傳熱、燃燒及污染物排放規(guī)律進(jìn)行了數(shù)值模擬并分析了爐內(nèi)燃燒規(guī)律.Hashimoto等[6]利用Fluent軟件研究了1臺(tái)裝有3臺(tái)旋流燃燒器的鍋爐爐內(nèi)的燃燒情況，分析了不同粒徑對(duì)其飛灰含碳量的影響，以及不同煤種對(duì)其回流區(qū)的影響.Eastwick等[7]研究比較了Fluent和CFX 兩種商業(yè)流體計(jì)算軟件在計(jì)算1臺(tái)2.5 MW燃燒器燃燒特性時(shí)所體現(xiàn)出的區(qū)別，結(jié)果表明兩種軟件都能體現(xiàn)出正確趨勢(shì).

雖然前人對(duì)鍋爐燃燒特性已進(jìn)行了許多實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬研究，但是關(guān)于負(fù)荷變化對(duì)鍋爐燃燒特性影響的研究卻較少.故本文利用Fluent軟件對(duì)某900 MW超臨界鍋爐變負(fù)荷工況下?tīng)t內(nèi)燃燒的過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬，分析了負(fù)荷變化對(duì)爐膛內(nèi)部流場(chǎng)和溫度分布的影響.

1 數(shù)學(xué)模型

爐膛內(nèi)部煤粉燃燒是一個(gè)極其復(fù)雜的過(guò)程，包含了氣體的運(yùn)動(dòng)、煤粉氣固兩相的運(yùn)動(dòng)、爐內(nèi)傳熱過(guò)程以及煤粉燃燒的化學(xué)反應(yīng).其中煙氣的湍流運(yùn)動(dòng)利用k-ε模型描述，即在關(guān)于湍動(dòng)能k方程上再加上一個(gè)關(guān)于湍動(dòng)耗散率ε的方程.其方程式可表示為[8]

煤粉達(dá)到一定溫度后揮發(fā)分析出并與氧氣發(fā)生反應(yīng)，揮發(fā)分的燃燒屬于非預(yù)混燃燒，故選擇采用概率密度函數(shù)（PDF）分布的PDF模型模擬非預(yù)混燃燒.該模型的適用條件為：假設(shè)燃燒過(guò)程中的化學(xué)反應(yīng)極快，體系中的組分立刻達(dá)到平衡狀態(tài)，此時(shí)燃燒被簡(jiǎn)化成一個(gè)混合問(wèn)題.PDF模型的優(yōu)點(diǎn)是可以預(yù)測(cè)中間組分的濃度，可考慮流動(dòng)中的耗散現(xiàn)象，可考慮化學(xué)反應(yīng)與湍流之間的相互作用.該模型不需要求解大量的組分和能量的輸運(yùn)方程，因而縮短了計(jì)算時(shí)間.

2 計(jì)算模型

2.1 鍋爐及其燃燒系統(tǒng)特點(diǎn)

本文研究對(duì)象為某電廠900 MW超臨界塔式鍋爐.爐膛結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示.爐膛橫截面寬21.48 m、深21.48 m.燃燒器采用四角布置、切圓燃燒方式，每個(gè)角均設(shè)有12只煤粉噴口和6只燃油噴口，整臺(tái)鍋爐共有48只煤粉噴口和24只燃油噴口.每?jī)蓪用悍蹏娍谧鳛橐粋€(gè)燃燒器組，共6組，燃燒器總高度為23.7 m.A、B、C、D、E、F層燃燒器結(jié)構(gòu)示意圖如圖2所示，從下到上依次為底部輔助風(fēng)、燃料風(fēng)、中間輔助風(fēng)、燃料風(fēng)、偏轉(zhuǎn)輔助風(fēng).F層燃燒器上方設(shè)有燃盡風(fēng)噴口，以降低NOx的生成量及機(jī)械未完全燃燒損失.

2.2 網(wǎng)格劃分

爐膛出口邊界取一級(jí)過(guò)熱器下方螺旋段水冷

壁出口平面.在劃分爐膛網(wǎng)格時(shí)，以爐膛寬度、深度、高度方向分別用x、y、z表示，并設(shè)定爐膛寬度、深度中點(diǎn)處分別為x=0 m、y=0 m，鍋爐0 m層為z=0 m.由于爐膛整體尺寸較大，燃燒器噴口尺寸較小，故將爐膛主體和燃燒器附近區(qū)域分兩個(gè)部分分別進(jìn)行網(wǎng)格劃分.爐膛中心部分以及冷灰斗區(qū)

域是規(guī)則的幾何體，以Cooper格式生成尺寸為200 mm的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格；對(duì)爐膛四角從燃燒器噴口到爐膛主體部分的過(guò)渡區(qū)域，先進(jìn)行面網(wǎng)格劃分，再以Tgrid格式生成尺寸為150 mm的非結(jié)構(gòu)化四面體網(wǎng)格.整個(gè)爐膛模型的網(wǎng)格數(shù)為133萬(wàn).

2.3 邊界條件

各個(gè)噴口均設(shè)置為速度入口邊界條件，一級(jí)過(guò)熱器以下的橫截面作為爐膛出口邊界.自冷灰斗至爐膛出口，壁面溫度按308℃至419℃線性變化設(shè)置，內(nèi)壁面灰污層熱阻設(shè)定為2.5 m2·℃·kW-1，壁面黑度為0.75，爐膛出口黑度為0.45.該鍋爐設(shè)計(jì)煤種為神木煤，其煤質(zhì)的收到基成分（碳Car、氫Har、氧Oar、氮Nar、硫Sar、水分Mar）以及低位發(fā)熱量Qnet，ar如表1所示.煤粉細(xì)度R90為15.76%，煤粉均勻指數(shù)為1.1.

2.4 模擬工況

本文對(duì)該鍋爐在BMCR、TMCR、75%TMCR和35%TMCR等4個(gè)不同負(fù)荷下設(shè)計(jì)煤種的燃燒過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值模擬，分析負(fù)荷變化對(duì)爐內(nèi)速度、溫度以及爐壁灰污層表面溫度分布的影響規(guī)律.不同負(fù)荷工況鍋爐運(yùn)行參數(shù)如表2所示，其中：BMCR、TMCR和75%TMCR工況下，鍋爐A層燃燒器停運(yùn)，B、C、D、E、F層投運(yùn)；35%TMCR工況下，鍋爐A、E、F層燃燒器停運(yùn)，B、C、D層投運(yùn).

3 結(jié)果與分析

3.1 不同負(fù)荷下?tīng)t內(nèi)速度分布

不同負(fù)荷下?tīng)t內(nèi)速度分布如圖3～5所示.從圖中可看出：爐內(nèi)靠近壁面處由于燃燒器噴口的影響形成了局部高速流動(dòng)區(qū)域；在靠近爐膛中心區(qū)域，煙氣流速減小.燃燒器噴口附近速度較大，擾動(dòng)強(qiáng)烈，使得煤粉與空氣混合，有利于煤粉的著火和燃盡；在燃盡風(fēng)噴口附近，煙氣流動(dòng)受到燃盡風(fēng)的作用，速度偏差減小，流場(chǎng)趨向均勻.

從各橫截面的速度分布可看出：在不同負(fù)荷下，雖然風(fēng)速及耗煤量等參數(shù)各不相同，但是爐內(nèi)流場(chǎng)均顯示出了切圓流動(dòng)的形式以及每股氣流對(duì)下游鄰角氣流根部的影響；隨著負(fù)荷的降低，爐內(nèi)氣流速度逐漸減小，燃燒的劇烈程度隨之降低.

從縱截面的速度分布可看出：BMCR、TMCR、

75%TMCR三個(gè)工況下速度分布的總體趨勢(shì)并未因負(fù)荷的不同而發(fā)生較大的變化；而35%TMCR工況下，主燃區(qū)燃燒的劇烈程度相對(duì)較弱，特別是爐膛中心區(qū)域受到燃燒器噴口射流的擾動(dòng)較小，煙氣速度接近于0 m·s-1，燃燒區(qū)域的傳熱傳質(zhì)對(duì)中心區(qū)域的影響不明顯，爐膛內(nèi)火焰充滿度較差，容易產(chǎn)生飛灰未燃盡問(wèn)題.

3.2 不同負(fù)荷下?tīng)t內(nèi)溫度分布

不同負(fù)荷下?tīng)t內(nèi)溫度分布如圖6～8所示.從圖中可看出：隨著高度的上升，在燃燒器區(qū)域的各橫截面的溫度也逐漸上升；一次風(fēng)噴口所在橫截面的溫度分布反映了燃燒器噴口附近燃燒劇烈，而在較高的橫截面處，燃燒反應(yīng)產(chǎn)生的熱量不斷向中心擴(kuò)散，使得整個(gè)橫截面的溫度分布更加均勻，高溫?zé)煔獬錆M了整個(gè)橫截面，火焰充滿度較好；在F層燃燒器上方，爐膛內(nèi)溫度降低；在分離燃盡風(fēng)噴口所在橫截面由于燃盡風(fēng)的注入，噴口附近溫度明顯低于主燃燒區(qū)溫度，爐膛中心的溫度則略有降低；至爐膛出口附近，整個(gè)橫截面的溫度偏差逐漸減小.

在不同負(fù)荷下，燃燒的劇烈程度隨著負(fù)荷的降低而減弱.在高負(fù)荷時(shí)，爐內(nèi)煙氣流速較快，火焰的剛性較強(qiáng)，溫度梯度較大；爐內(nèi)火焰更容易沖刷水冷壁，可能發(fā)生局部結(jié)渣的現(xiàn)象.從y-z截面溫度分布可看出：BMCR、TMCR、75%TMCR工況下的溫度分布幾乎相同，劇烈燃燒的區(qū)域在高度方向也較一致；35%TMCR工況下，冷灰斗至A層燃燒器區(qū)域的溫度分布較另外三個(gè)工況差別較大，溫度變化也沒(méi)有那么明顯；由于E、F層燃燒器停運(yùn)導(dǎo)致?tīng)t膛上部沒(méi)有形成一個(gè)溫度較高、熱量較為均勻的區(qū)域，爐膛中部高溫區(qū)域變小，爐內(nèi)溫度變化也更加劇烈，沿高度方向水冷壁吸熱不均勻性增大.可見(jiàn)，在一定的負(fù)荷范圍內(nèi)，燃燒器運(yùn)行時(shí)與停用時(shí)相比，其他參數(shù)更明顯地影響爐內(nèi)燃燒情況.

3.3 爐膛橫截面平均溫度與高度的關(guān)系

在燃燒器區(qū)域，因?yàn)槿剂先紵懦龅臒崃看笥谳椛鋫鳠崃?，因而火焰保持了較高的溫度.在火焰上升過(guò)程中，其中的可燃物逐漸燃盡，使得燃燒放熱量小于輻射傳熱量，因而火焰溫度下降[9].由于放熱量和傳熱量的變化，致使?fàn)t膛各部位的溫度也不相同，火焰中心是爐膛內(nèi)最高溫度點(diǎn).當(dāng)火焰中心位置太低時(shí)，可能引起冷灰斗處結(jié)渣；當(dāng)火焰中心位置太高時(shí)，使?fàn)t膛出口煙溫偏高，導(dǎo)致?tīng)t膛出口對(duì)流受熱面結(jié)渣以及過(guò)熱器壁溫升高；當(dāng)火焰中心偏向某一側(cè)時(shí)，會(huì)引起該側(cè)受熱面結(jié)渣.

文獻(xiàn)[10]認(rèn)為火焰中心高度與燃燒器的布置以及燃煤量有關(guān)，其推薦的火焰中心高度h的計(jì)算式為

h=n1B1h1+n2B2h2+n3B3h3+…

n1B1+n2B2+n3B3+…

（4）

式中：n1、n2、n3分別為第一、二和三組燃燒器的數(shù)量；B1、B2、B3分別為由第一、二、三組燃燒器送入的燃料量；h1、h2、h3分別為第一、二、三組燃燒器軸線離爐底或冷灰斗中分面的高度.

圖9給出了不同負(fù)荷下?tīng)t膛橫截面平均溫度沿爐膛高度的變化規(guī)律.由式（4）計(jì)算可得，BMCR、TMCR、75%TMCR三個(gè)工況的火焰中心位置在標(biāo)高40 m處，35%TMCR工況下火焰中心位置在標(biāo)高36 m處，而模擬結(jié)果表明，前三個(gè)工況的火焰中心位置在標(biāo)高45 m處，35%TMCR工況的火焰中心位置在標(biāo)高40 m處，可見(jiàn)模擬所得火焰中心高度略高于式（4）的計(jì)算值4～5 m.這是由于該鍋爐的低NOx燃燒器采用了分離燃盡風(fēng)，使得主燃區(qū)過(guò)量空氣系數(shù)減小，燃燒速率和放熱量下降，爐內(nèi)火焰最高溫度降低，高溫區(qū)得到擴(kuò)展，溫度變化更平緩.這對(duì)于降低爐內(nèi)NOx生成量是有利的.

3.4 水冷壁灰污表面溫度分布

不同負(fù)荷下水冷壁灰污表面溫度沿爐膛高度的變化規(guī)律如圖10所示.從圖中可看出：不同負(fù)荷下，灰污表面溫度沿爐膛高度方向先上升后降低，其最高溫度與最低溫度相差均為350 K左右，溫度較高的區(qū)域與燃燒器區(qū)域重合，可見(jiàn)，灰污表面溫度較大程度上受爐內(nèi)燃燒區(qū)域的影響；不同負(fù)荷下，灰污表面溫度隨著負(fù)荷降低而下降，水冷壁表面結(jié)渣的傾向弱化.

4 結(jié) 論

本文采用Fluent軟件，對(duì)900 MW四角切圓鍋爐不同負(fù)荷下燃燒過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值模擬，分析了負(fù)荷變化對(duì)爐內(nèi)速度分布、溫度分布、火焰中心位置、水冷壁灰污表面溫度等的影響，結(jié)果表明：

（1） 在BMCR、TMCR、75%TMCR工況下，爐內(nèi)速度分布及溫度分布相似，爐內(nèi)火焰充滿度和四角切圓燃燒的穩(wěn)定性良好；35%TMCR工況下，四角切圓燃燒的穩(wěn)定性和火焰充滿度顯著下降.

（2） 在BMCR、TMCR、75%TMCR工況下，爐膛橫截面平均溫度沿高度的變化規(guī)律相似，火焰中心位置均出現(xiàn)在標(biāo)高約45 m處；35%TMCR工況下，火焰中心位置出現(xiàn)在標(biāo)高40 m處，爐內(nèi)高溫區(qū)縮小，溫度變化也更加劇烈，沿高度方向水冷壁吸熱不均勻性增強(qiáng).

（3） 由于該鍋爐的低NOx燃燒器采用了分離燃盡風(fēng)，使得爐內(nèi)火焰最高溫度降低，高溫區(qū)擴(kuò)展，溫度變化更平緩，火焰中心位置比根據(jù)有關(guān)標(biāo)準(zhǔn)推薦的方法計(jì)算所得結(jié)果高4～5 m.

（4） 水冷壁灰污表面溫度隨著負(fù)荷降低而下降；負(fù)荷較高時(shí)，燃燒器區(qū)域的灰污表面溫度較高，更容易產(chǎn)生結(jié)渣問(wèn)題.

參考文獻(xiàn)：

[1] 趙玉曉，李瑞揚(yáng)，孫斌，等.解決六角切圓鍋爐結(jié)渣問(wèn)題的研究及工程應(yīng)用[J].中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2004，24（7）：231-235.

[2] 劉霞.400 t/h四角切圓煤粉爐分級(jí)燃燒技術(shù)降低NOx排放的研究與數(shù)值模擬[D].南京：東南大學(xué)，2004.

[3] 李磊.200 MW四角燃燒無(wú)煙煤鍋爐燃燒工況的數(shù)值模擬[D].哈爾濱：哈爾濱工業(yè)大學(xué)，2006.

[4] 王建強(qiáng).300 MW電站鍋爐富氧燃燒的數(shù)值模擬與分析[D].保定：華北電力大學(xué)，2007.

[5] 閻維平，劉亞芝，黃景立.300 MW四角切圓煤粉鍋爐燃燒和NOx排放的數(shù)值模擬[J].電站系統(tǒng)工程，2007，23（2）：11-13.

[6] HASHIMOTO N，KUROSE R，TSUJI H，et al.A numerical analysis of pulverized coal combustion in a multiburner furnace[J].Energy & Fuels，2007，21（4）：1950-1958.

[7] EASTWICK C N，PICKERING S J，AROUSSI A.Comparisons of two commercial computational fluid dynamics codes in modelling pulverized coal combustion for a 2.5 MW burner[J].Applied Mathematical Modelling，1999，23（6）：437-446.

[8] 蔡曉輝.600 MW超臨界鍋爐爐內(nèi)燃燒過(guò)程數(shù)值模擬[D].保定：華北電力大學(xué)，2010.

[9] 譚燦燊.700 MW切圓鍋爐混煤燃燒過(guò)程的數(shù)值模擬[D].重慶：重慶大學(xué)，2006.

[10] 全蘇熱工研究所.鍋爐機(jī)組熱力計(jì)算標(biāo)準(zhǔn)方法[M].北京：機(jī)械工業(yè)出版社，1976.