曹乘雀， 丁士發(fā)， 施鴻飛

(上海發(fā)電設(shè)備成套設(shè)計(jì)研究院，上海 200240)

燃盡風(fēng)配風(fēng)率對(duì)爐膛出口煙氣溫度的影響

曹乘雀， 丁士發(fā)， 施鴻飛

(上海發(fā)電設(shè)備成套設(shè)計(jì)研究院，上海 200240)

以某1 000 MW超超臨界雙切圓燃煤鍋爐為模型，利用Fluent軟件對(duì)煙煤分級(jí)燃燒后爐膛出口煙氣溫度進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算和分析，并將計(jì)算結(jié)果與實(shí)際改造后的數(shù)據(jù)進(jìn)行比較.結(jié)果表明：在一定燃盡風(fēng)配風(fēng)率下，該鍋爐燃燒煙煤時(shí)燃盡風(fēng)配風(fēng)率提高會(huì)導(dǎo)致燃燒中心升高，使分離燃盡風(fēng)(SOFA)層以上的煙氣冷卻段縮短，進(jìn)而導(dǎo)致爐膛出口煙氣溫度升高.通過(guò)對(duì)爐膛出口煙氣溫度公式中的火焰中心系數(shù)M進(jìn)行修正，計(jì)算結(jié)果基本能滿足實(shí)際工程改造的需要，具有一定的工程應(yīng)用價(jià)值.

分級(jí)燃燒；煙氣溫度；煤粉燃燒；燃盡風(fēng)配風(fēng)率；數(shù)值計(jì)算

作為最重要的一次能源，煤炭在工業(yè)動(dòng)力設(shè)備、電站鍋爐等使用中占有很大的比例，約為70%，但煤的燃燒也帶來(lái)不可忽視的環(huán)境問(wèn)題.根據(jù)《火電廠大氣污染物排放標(biāo)準(zhǔn)》[1]和《煤電節(jié)能減排升級(jí)與改造行動(dòng)計(jì)劃(2014—2020年)》的要求，燃煤電廠鍋爐的改造和煤的高效清潔利用已經(jīng)成為當(dāng)下節(jié)能減排的主要方向.燃煤過(guò)程中排放的NOx通常指NO和NO2，按其生成原理可分為熱力型NOx和燃料型NOx兩大類[2].目前，電廠改造使用最普遍的是空氣分級(jí)燃燒法[3]，其原理為：將原理論空氣分兩級(jí)送入，下層為主燃區(qū)，該燃燒區(qū)域內(nèi)過(guò)量空氣系數(shù)控制在0.8左右[4]，煤在缺氧的富燃料情況下燃燒導(dǎo)致燃燒溫度降低，從而可抑制熱力型NOx的生成；上層為燃盡風(fēng)區(qū)，燃燒生成的CO與NO進(jìn)行還原反應(yīng)，從而抑制燃料型NOx的產(chǎn)生.

根據(jù)熱力計(jì)算標(biāo)準(zhǔn)，一般認(rèn)為增設(shè)燃盡風(fēng)區(qū)后，爐膛出口煙氣溫度會(huì)升高，但標(biāo)準(zhǔn)中很難看出因燃盡風(fēng)配風(fēng)率的不同導(dǎo)致爐內(nèi)溫度分布的變化，對(duì)實(shí)際工程的改造分析還不夠全面.爐膛出口煙氣溫度對(duì)鍋爐運(yùn)行的安全性、經(jīng)濟(jì)性有重要影響，煙氣溫度過(guò)高會(huì)導(dǎo)致受熱面管子熱偏差增大[5]，過(guò)低會(huì)造成再熱器欠溫等問(wèn)題.筆者利用計(jì)算流體力學(xué)(CFD)軟件對(duì)在不同燃盡風(fēng)配風(fēng)率下煙煤的燃燒情況進(jìn)行數(shù)值計(jì)算和分析，探討不同燃盡風(fēng)配風(fēng)率對(duì)爐膛出口煙氣溫度的影響并分析原因，對(duì)火焰中心系數(shù)M進(jìn)行修正，以期能對(duì)分級(jí)燃燒鍋爐的設(shè)計(jì)和改造提供有益的參考.

1 數(shù)值計(jì)算方法

1.1 數(shù)值計(jì)算對(duì)象

數(shù)值計(jì)算對(duì)象為1 000 MW等級(jí)超超臨界、變壓運(yùn)行、單爐膛雙切圓、平衡通風(fēng)、一次中間再熱、固態(tài)排渣、全懸吊鋼構(gòu)結(jié)構(gòu)、半露天Π型布置、螺旋管圈直流鍋爐.爐膛寬度為34 290 mm，爐膛深度為15 544 mm，水冷壁下集箱標(biāo)高為7 500 mm，爐頂管中心標(biāo)高為74 860 mm，大板梁底標(biāo)高為83 560 mm，爐底冷灰斗角度為55°.鍋爐制粉系統(tǒng)為中速磨煤機(jī)、冷一次風(fēng)直吹式系統(tǒng).燃燒方式采用單爐膛雙切圓布置擺動(dòng)式直流燃燒器技術(shù)，48只直流式燃燒器分為6層8組，布置在爐膛下部，煤粉和空氣從四角送入.三次風(fēng)(即燃盡風(fēng))包括緊湊燃盡風(fēng)(CCOFA)和可分離燃盡風(fēng)(SOFA).主燃區(qū)包括一次風(fēng)、直吹二次風(fēng)、預(yù)置水平偏角輔助風(fēng)(CFS)和緊湊燃盡風(fēng).可分離燃盡風(fēng)層在主燃區(qū)之上5 m，包括5層風(fēng)口，采用風(fēng)口可水平擺動(dòng)設(shè)計(jì).鍋爐整體分布如圖1所示.

一次風(fēng)、二次風(fēng)和燃盡風(fēng)噴口布置如圖2所示.

原設(shè)計(jì)煤種為煙煤，表1給出了設(shè)計(jì)煤種的元素分析和工業(yè)分析結(jié)果.表2為設(shè)計(jì)煤種不同配風(fēng)比參數(shù).固定一次風(fēng)率不變，設(shè)計(jì)工況下一次風(fēng)率為19.9%，燃盡風(fēng)配風(fēng)率分別取14.4%、19.9%、25.3%，記作工況1、工況2和工況3.

1.2 網(wǎng)格劃分模型

采用Gambit軟件對(duì)爐膛進(jìn)行1∶1建模，選取冷灰斗底部到屏式過(guò)熱器頂部為計(jì)算域，且不考慮屏式過(guò)熱器的影響.為使計(jì)算更好地收斂，在折焰角和冷灰斗下側(cè)采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，其余部分采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，在燃燒器和燃盡風(fēng)區(qū)域?qū)W(wǎng)格進(jìn)行局部加密(見圖3)，最終網(wǎng)格個(gè)數(shù)為1 394 320.

圖1 鍋爐整體分布圖

圖2 各風(fēng)口平面布置

參數(shù)數(shù)值全水分質(zhì)量分?jǐn)?shù)w(Mt)/%9.61干燥基水分質(zhì)量分?jǐn)?shù)w(Ma)/%2.85收到基灰分質(zhì)量分?jǐn)?shù)w(Aar)/%19.77干燥無(wú)灰基揮發(fā)分質(zhì)量分?jǐn)?shù)w(Vdaf)/%32.31收到基低位發(fā)熱量Qnet,ar/(kJ·kg-1)22441收到基碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)w(Car)/%58.56收到基氫質(zhì)量分?jǐn)?shù)w(Har)/%3.36收到基氧質(zhì)量分?jǐn)?shù)w(Oar)/%7.28收到基氮質(zhì)量分?jǐn)?shù)w(Nar)/%0.79收到基硫質(zhì)量分?jǐn)?shù)w(Sar)/%0.63可磨性指數(shù)HGI57.64

表2 不同配風(fēng)比參數(shù)

圖3 爐膛網(wǎng)格和燃燒區(qū)域網(wǎng)格劃分

1.3 計(jì)算模型設(shè)置

數(shù)值計(jì)算采用三維穩(wěn)態(tài)模型，考慮到爐內(nèi)有大量的旋轉(zhuǎn)、擴(kuò)散流動(dòng)，故采用Realizablek-ε湍流模型[6]，即帶旋流修正的湍流模型.輻射計(jì)算采用P1模型，對(duì)于爐內(nèi)的擴(kuò)散燃燒，散射效應(yīng)有很好的適用性.燃燒計(jì)算采用渦耗散燃燒模型.煤粉不同于空氣，不是連續(xù)介質(zhì)，因此在計(jì)算中需要設(shè)置離散項(xiàng).由于離散項(xiàng)計(jì)算是在拉格朗日觀點(diǎn)下進(jìn)行的，即以單個(gè)粒子為對(duì)象進(jìn)行計(jì)算，所以實(shí)際計(jì)算量很大，故設(shè)置每計(jì)算50步連續(xù)相后計(jì)算一次離散項(xiàng).設(shè)置煤粉參數(shù)時(shí)將煤粉的氣化溫度先降低200 K，待反應(yīng)開始進(jìn)行時(shí)再調(diào)回初值.

1.4 邊界條件設(shè)置

仿真初值采用原設(shè)計(jì)參數(shù)，邊界條件包括進(jìn)口速度邊界條件：一次風(fēng)、直吹二次風(fēng)、CFS風(fēng)、端部風(fēng)、CCOFA風(fēng)以及SOFA風(fēng).不同風(fēng)層的直吹二次風(fēng)、CFS風(fēng)、端部風(fēng)、CCOFA風(fēng)和SOFA風(fēng)質(zhì)量流量均為統(tǒng)一值，同一類別進(jìn)風(fēng)速度可統(tǒng)一設(shè)置，不同磨煤機(jī)出口的一次風(fēng)質(zhì)量流量不同，因此不同風(fēng)口的風(fēng)速需要單獨(dú)設(shè)置.一次風(fēng)溫度設(shè)置為70 ℃，二次風(fēng)、燃盡風(fēng)溫度為334 ℃.鍋爐最大出力工況(BMCR)下鍋爐燃燒總風(fēng)質(zhì)量流量為913.3 kg/s.固壁為水冷壁，考慮到水冷壁不同高度的溫度不同，將整體壁面劃分為底部冷灰斗區(qū)、下層主燃區(qū)、中層區(qū)、上層燃盡風(fēng)區(qū)和爐頂區(qū).區(qū)域內(nèi)溫度采用平均值，由于爐內(nèi)燃燒區(qū)溫度極高，因此主燃區(qū)水冷壁溫度設(shè)置值應(yīng)比實(shí)際值偏高.出口條件為壓力出口.攝入粒子采用surface type，即每個(gè)攝入口采用對(duì)應(yīng)的一次風(fēng)口，攝入速度與一次風(fēng)口風(fēng)速相對(duì)應(yīng).每個(gè)噴口燃料質(zhì)量流量由總?cè)剂腺|(zhì)量流量平均分配，BMCR設(shè)計(jì)工況下總?cè)剂腺|(zhì)量流量為98.6 kg/s.

1.5 計(jì)算過(guò)程

首先進(jìn)行冷態(tài)計(jì)算，即關(guān)閉能量方程、反應(yīng)方程、輻射方程和顆粒離散項(xiàng)(DPM)進(jìn)行計(jì)算，固壁設(shè)置為絕熱邊界條件，discretization選項(xiàng)設(shè)置為一階迎風(fēng)格式.待計(jì)算收斂后得到冷態(tài)流場(chǎng)，再打開能量方程、反應(yīng)方程和離散項(xiàng)，進(jìn)行600步迭代計(jì)算.打開輻射方程，將煤粉氣化溫度調(diào)回設(shè)定值，進(jìn)行600步迭代計(jì)算.設(shè)置水冷壁溫度，進(jìn)行600步迭代計(jì)算.discretization選項(xiàng)設(shè)置為二階迎風(fēng)格式，直至迭代收斂，得到各層流場(chǎng)分布、溫度分布和壓力云圖.

2 計(jì)算結(jié)果與分析

2.1 設(shè)計(jì)工況下主燃區(qū)和SOFA層冷態(tài)流場(chǎng)分布

以BMCR設(shè)計(jì)工況冷態(tài)流場(chǎng)為例，分析爐內(nèi)主燃區(qū)和SOFA層流場(chǎng)分布.圖4為設(shè)計(jì)工況下爐內(nèi)一次風(fēng)、SOFA風(fēng)下側(cè)和上側(cè)速度場(chǎng)分布.

(a)主燃區(qū)上側(cè)一次風(fēng)截面速度矢量圖(b)主燃區(qū)下側(cè)一次風(fēng)截面速度矢量圖(c)SOFA風(fēng)下側(cè)截面速度矢量圖(d)SOFA風(fēng)上側(cè)截面速度矢量圖

圖4 主燃區(qū)和燃盡風(fēng)區(qū)截面速度矢量圖

Fig.4 velocity vector in main combustion zone and OFA area

設(shè)計(jì)工況下燃盡風(fēng)的配風(fēng)率為19.9%，由圖4可知，實(shí)際切圓直徑大約是假想切圓直徑的7倍，主燃區(qū)速度場(chǎng)相對(duì)穩(wěn)定，由于SOFA風(fēng)風(fēng)速比一次風(fēng)、二次風(fēng)風(fēng)速大很多，導(dǎo)致SOFA層上下差異較大，速度場(chǎng)在上層發(fā)生了明顯的形變，呈拉伸橢圓狀.

2.2 不同燃盡風(fēng)配風(fēng)率下煙煤溫度隨爐膛高度的變化

分別選取煙煤燃燒燃盡風(fēng)配風(fēng)率為14.4%、19.9%和25.3%，圖5給出了爐內(nèi)溫度隨標(biāo)高高度變化的折線圖.

由圖5可知，整個(gè)爐膛溫度分布呈現(xiàn)先升高后降低的趨勢(shì).在爐膛15～30 m區(qū)域內(nèi)，爐內(nèi)溫度處于上升階段，該區(qū)域?yàn)橹魅紖^(qū)；30～40 m區(qū)域溫度開始發(fā)生偏折，該區(qū)域?yàn)镾OFA層.燃盡風(fēng)配風(fēng)率較低時(shí)爐膛下層溫度高于燃盡風(fēng)配風(fēng)率較高時(shí)爐膛下層溫度，當(dāng)高度達(dá)到30 m時(shí)，燃盡風(fēng)配風(fēng)率越高，爐內(nèi)溫度越高.從峰值位置和數(shù)值來(lái)看，燃盡風(fēng)配風(fēng)率提高，爐內(nèi)最高溫度處會(huì)上移.在燃盡風(fēng)區(qū)域內(nèi)燃料再燃放熱，燃盡風(fēng)配風(fēng)率的提高使該區(qū)域溫度升高，爐膛出口處溫度也有所升高.

圖5 爐內(nèi)溫度隨標(biāo)高高度的變化

2.3 不同燃盡風(fēng)配風(fēng)率下的溫度分布

圖6給出了爐膛縱向溫度分布.由圖6可以看出，當(dāng)燃盡風(fēng)配風(fēng)率較低時(shí)，爐膛下側(cè)主燃區(qū)溫度較高，燃盡風(fēng)區(qū)溫度較低.隨著燃盡風(fēng)配風(fēng)率的提高，主燃區(qū)下側(cè)溫度降低，溫度云圖中高溫區(qū)面積較大且分布集中，該區(qū)域即為爐內(nèi)溫度峰值所在區(qū)域.隨著燃盡風(fēng)配風(fēng)率的提高，燃燒中心會(huì)升高，直至燃盡風(fēng)下層噴口附近溫度達(dá)到最高值，燃盡風(fēng)區(qū)溫度也隨之升高.由于煙氣離開SOFA層后基本處于冷卻狀態(tài)，當(dāng)燃燒中心上移時(shí)，此冷卻段會(huì)縮短.從縱截面圖可明顯看出，燃盡風(fēng)配風(fēng)率越高，爐膛出口處溫度越高.

14.4% 19.9% 25.3%

圖7給出了爐膛15 m和25 m高度水平截面的溫度分布.從水平截面上看，爐內(nèi)各層溫度高溫帶沿空氣速度矢量較大區(qū)域呈環(huán)形分布，即溫度帶與速度帶協(xié)同性較高.15 m高度(即主燃區(qū)下層)燃盡風(fēng)配風(fēng)率越高，該區(qū)域一次風(fēng)、二次風(fēng)質(zhì)量流量越小，高溫帶越薄.25 m高度(即主燃區(qū)上層)燃盡風(fēng)配風(fēng)率越高，溫度帶越厚，與主燃區(qū)下層呈相反分布趨勢(shì)，說(shuō)明燃燒中心位置發(fā)生偏移.隨著燃盡風(fēng)配風(fēng)率的提高，燃燒中心上移，導(dǎo)致主燃區(qū)上層溫度隨燃盡風(fēng)配風(fēng)率的提高而升高.

(a) 15 m高度

(b) 25 m高度

圖8給出了38 m高度水平截面溫度分布.38 m高度為SOFA風(fēng)中上層，由于該區(qū)域空氣量充足，當(dāng)燃盡風(fēng)配風(fēng)率提高時(shí)，溫度有所升高，此區(qū)域部分煤粉仍處于反應(yīng)放熱階段，高溫帶不再沿速度矢量較大的區(qū)域分布，開始向其他地方擴(kuò)散，溫度帶與速度帶協(xié)同性較低.

圖8 38 m高度水平截面溫度分布

綜上分析，當(dāng)煤粉進(jìn)入爐膛時(shí)，由于增設(shè)三次風(fēng)(即燃盡風(fēng))，一次風(fēng)和二次風(fēng)質(zhì)量流量減小，主燃區(qū)下層煤粉處于缺氧燃燒狀態(tài)，大部分焦炭粒子處于緩慢燃燒階段；隨著爐內(nèi)空氣受熱向上移動(dòng)至燃盡風(fēng)區(qū)，未完成反應(yīng)的焦炭粒子處于富氧燃燒階段，在上層繼續(xù)發(fā)生反應(yīng)，爐內(nèi)燃燒中心上移，煙氣離開SOFA層后基本不再發(fā)生反應(yīng)，直至爐膛出口達(dá)到冷卻狀態(tài).因此爐內(nèi)燃燒中心越高，煙氣與水冷壁換熱過(guò)程越短，爐膛出口的煙氣溫度越高.

3 爐膛出口煙氣溫度計(jì)算

3.1 出口煙氣溫度計(jì)算方法

根據(jù)鍋爐熱力計(jì)算標(biāo)準(zhǔn)，爐膛出口煙氣溫度計(jì)算公式[7]為：

(1)

式中：Ta為燃料絕熱燃燒溫度；Bp為燃料消耗量；Fct為爐墻面積；Ψcp為水冷壁有效系數(shù)；φ為保熱系數(shù)；(Vc)cp為煙氣平均比熱容；Bu為布格爾系數(shù)；M為火焰中心高度系數(shù).

(2)

式中：xr為燃燒器布置相對(duì)標(biāo)高；rv為爐內(nèi)煙氣惰性成分比.

當(dāng)燃料和爐膛固有參數(shù)一定時(shí)，燃料絕熱燃燒溫度Ta、燃料消耗量Bp、爐墻面積Fct、水冷壁有效系數(shù)Ψcp、保熱系數(shù)φ和布格爾系數(shù)Bu均保持不變.由于燃盡風(fēng)配風(fēng)率的變化會(huì)導(dǎo)致燃燒中心變化，進(jìn)而使得M值發(fā)生變化，影響爐膛出口煙氣溫度.

計(jì)算分析表明，影響爐膛出口煙氣溫度的主要因素為火焰中心M值，因此有必要對(duì)其計(jì)算方法進(jìn)行修正，以滿足實(shí)際設(shè)計(jì)或改造的需要，確保鍋爐熱力性能符合預(yù)期.

3.2M值修正

爐膛出口煙氣溫度計(jì)算結(jié)果見表3.由表3可知，BMCR工況下爐膛出口煙氣溫度為1 311 K，實(shí)際運(yùn)行中爐膛出口煙氣溫度為1 294 K.由于爐內(nèi)實(shí)際燃燒情況復(fù)雜且模型中未考慮屏式過(guò)熱器的影響，因此計(jì)算溫度偏高.根據(jù)熱力計(jì)算標(biāo)準(zhǔn)，M值的計(jì)算結(jié)果為0.434，代入煙氣溫度計(jì)算公式得到的爐膛出口煙氣溫度為1 260 K，低于實(shí)際爐膛出口煙氣溫度.故在考慮燃盡風(fēng)配風(fēng)率變化的情況下，擬合3組計(jì)算結(jié)果得到修正后的M值為：

(3)

式中：M0以熱力計(jì)算標(biāo)準(zhǔn)取值為準(zhǔn)；Ftr為三次風(fēng)份額.

表3 爐膛出口煙氣溫度計(jì)算結(jié)果

以BMCR工況為例，代入煙氣溫度計(jì)算得到新的M值為0.402，出口煙氣溫度為1 308 K，基本與數(shù)值計(jì)算結(jié)果吻合，修正后的M值隨燃盡風(fēng)配風(fēng)率的提高而減小，爐膛出口煙氣溫度隨M值的減小而升高.將修正后M值分別代入BMCR、75%BMCR和50%BMCR工況進(jìn)行計(jì)算，在定燃盡風(fēng)配風(fēng)率的情況下計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)如表4所示.計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果誤差均小于8%.

表4 各負(fù)荷下爐膛出口煙氣溫度計(jì)算值與實(shí)測(cè)值

Tab.4 Comparison of outlet gas temperature between calculated and actual data at different loads

負(fù)荷BMCR75%BMCR50%BMCR煙氣溫度計(jì)算值/K968749570煙氣溫度實(shí)測(cè)值/K936713539

3.3 與其他實(shí)際工程對(duì)比

以國(guó)內(nèi)某電廠600 MW超臨界W型鍋爐[8]為對(duì)比對(duì)象，代入M*值進(jìn)行計(jì)算，結(jié)果見表5.

表5 各燃盡風(fēng)配風(fēng)率下爐膛出口煙氣溫度

Tab.5 Comparison of outlet gas temperature between calculated and actual data at different OFA ratios

燃盡風(fēng)配風(fēng)率/%12.630.821.4煙氣溫度計(jì)算值/K1746.91765.81788.6煙氣溫度實(shí)際值/K1689.41698.61715.2

由于M值與爐型、煤種均有關(guān)，不同的鍋爐參數(shù)對(duì)計(jì)算結(jié)果有較大的影響，M*值能反映出爐膛出口煙氣溫度隨燃盡風(fēng)配風(fēng)率提高而升高的特點(diǎn)，但要使M*計(jì)算結(jié)果誤差更小、普適性更強(qiáng)，還應(yīng)做更深、更廣的研究.

4 結(jié) 論

(1)燃盡風(fēng)配風(fēng)率的提高會(huì)導(dǎo)致爐膛火焰中心位置上移，使SOFA層以上水冷壁與煙氣的換熱量減小，火焰中心M值減小導(dǎo)致爐膛出口煙氣溫度升高.

(2)鍋爐爐內(nèi)實(shí)際燃燒情況極為復(fù)雜，不同的爐型和燃料特性對(duì)M值的計(jì)算有較大的影響，實(shí)際工程中還需要做更加深入的研究.

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Effect of OFA Ratio on Outlet Gas Temperature of a Boiler

CAOChengque,DINGShifa,SHIHongfei

(Shanghai Power Equipment Research Institute, Shanghai 200240, China)

Taking the 1 000 MW ultra supercritical double-tangential firing boiler as an object of study, numerical calculation and analysis were conducted using Fluent software on the temperature of outlet gas from bituminous coal-fired furnace after air-staged combustion retrofit, and subsequently the calculation results were compared with actual operation data after retrofit. Results show that the flame center of boiler would move upward with the rise of OFA ratio, while the distance from SOFA to boiler outlet is shortened, resulting in increased temperature of outlet gas. By correcting the flame center coefficientMin the gas temperature calculation formula, the calculation results can then satisfy the requirements of actual engineering retrofit, which may serve as a reference for design and retrofit of air-staged combustion boilers.

air-staged combustion; gas temperature; pulverized coal combustion; OFA ratio; numerical calculation

1674-7607(2017)08-0603-05

TK222

A

470.30

2016-08-11

2016-10-13

曹乘雀(1992-)，男，江蘇常州人，碩士研究生，主要從事電站鍋爐燃煤優(yōu)化方面的研究.電話(Tel.)：18221165707； E-mail:caochengque@speri.com.cn.