尚福棟，馬素霞，馬紅和，李建榮

(1.太原理工大學(xué) 電氣與動(dòng)力工程學(xué)院，太原 030024；2.國(guó)電電力大同發(fā)電有限公司，山西 大同 037043)

煤粉在爐內(nèi)的燃燒包括揮發(fā)分析出、燃燒、傳熱傳質(zhì)等過程[1]，各個(gè)過程涉及復(fù)雜的化學(xué)反應(yīng)。影響爐內(nèi)燃燒的因素也有很多，包括煤粉細(xì)度、煤質(zhì)、過量空氣系數(shù)等；在各種因素的共同作用下，爐內(nèi)燃燒更加地復(fù)雜。隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的發(fā)展，結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)研究，數(shù)值模擬方法成為爐內(nèi)燃燒優(yōu)化的重要手段，已經(jīng)廣泛用于電站鍋爐的研究[2-5]中，包括燃油、生物質(zhì)鍋爐[6-8]等。在實(shí)際運(yùn)行中，當(dāng)負(fù)荷變化時(shí)，首先調(diào)節(jié)的是爐內(nèi)各風(fēng)量分配。爐內(nèi)配風(fēng)方式的不同，影響著機(jī)組運(yùn)行的經(jīng)濟(jì)以及安全性，因此，對(duì)于爐內(nèi)配風(fēng)的研究十分必要。當(dāng)前，前后墻對(duì)沖燃燒鍋爐中大多布置單層燃盡風(fēng)。本文研究對(duì)象有兩層燃盡風(fēng)，在變工況調(diào)節(jié)時(shí)，具有更大的靈活性。目前對(duì)于雙層燃盡風(fēng)的模擬研究較少。因此本文基于燃燒調(diào)整試驗(yàn)，數(shù)值模擬分析燃盡風(fēng)率不同以及上、下層燃盡風(fēng)比例不同時(shí)，對(duì)于爐內(nèi)煤粉燃燒以及NOx生成的影響，希望給實(shí)際運(yùn)行提供合理參考。

1 數(shù)值建模

1.1 研究對(duì)象

該鍋爐為亞臨界參數(shù)、自然循環(huán)、前后墻對(duì)沖燃燒方式、一次中間再熱的Π型汽包爐。采用6臺(tái)中速輥式磨煤機(jī)。爐膛簡(jiǎn)圖如圖1所示，爐寬20.7 m、深16.744 m、高61.2 m，冷灰斗傾斜角度為55°.共30只旋流燃燒器，分三層布置在鍋爐前后墻，每層各有5只，相鄰燃燒器間距3.68 m，層間距3.8 m.

前墻為C，D，E層，后墻為A，B，F(xiàn)層。經(jīng)過改造后，燃燒器上部布置兩層燃盡風(fēng)，分別距最上層燃燒器3.8 m，7.5 m.

圖1 鍋爐簡(jiǎn)圖Fig.1 Schematic diagram of the boiler furnace

該機(jī)組采用分磨混煤的配煤方式。配煤方案為：高熱值低硫煤送至A，C，F(xiàn)燃燒器，低熱值高硫煤送至B，D燃燒器，低熱值低硫煤送到E燃燒器。煤質(zhì)分析見表1.各燃燒器的燃用煤質(zhì)不同，采用特定的煤質(zhì)輸入方法是本數(shù)值模擬研究的特點(diǎn)之一。

表1 煤質(zhì)分析Table 1 Quality analysis of the burning coal

1.2 幾何建模及網(wǎng)格劃分

利用前處理軟件Gambit，根據(jù)鍋爐實(shí)際高、寬、深尺寸，對(duì)鍋爐建立三維幾何模型，并對(duì)燃燒器各結(jié)構(gòu)進(jìn)行合理簡(jiǎn)化。在建立模型時(shí)，屏式過熱器以及高溫過熱器忽略其厚度，對(duì)于燃燒器以及燃盡風(fēng)燃燒器，將其各環(huán)形通道畫出。

將整體幾何模型分成四大區(qū)域：冷灰斗區(qū)、主燃區(qū)、燃盡區(qū)、爐膛上部受熱面所在區(qū)域。在對(duì)各燃燒器劃分時(shí)，采取分塊思想，將燃燒器入口附近分成若干不同的較規(guī)則立方體，各部均采用六面體網(wǎng)格cooper劃分。對(duì)各噴口附近區(qū)域以及近壁面進(jìn)行加密處理，在遠(yuǎn)離壁面劃分網(wǎng)格應(yīng)采取按比例過渡，防止相鄰網(wǎng)格尺寸差距過大。在各噴口附近劃分網(wǎng)格時(shí)，使網(wǎng)格走向與噴口角度相一致，以減少偽擴(kuò)散[9]的影響。綜合考慮計(jì)算量及計(jì)算精度，最終整個(gè)模型網(wǎng)格數(shù)為200萬左右。鍋爐幾何模型及網(wǎng)格劃分如圖2所示。

圖2 鍋爐幾何模型及網(wǎng)格劃分Fig.2 Geometric model of the furnace and mesh generation

1.3 數(shù)值計(jì)算方法

1.3.1 燃燒過程計(jì)算模型

本計(jì)算采用ANSYS15.0軟件，選用Realizablek-ε湍流模型[10]。爐內(nèi)輻射換熱為P1模型，揮發(fā)分采用單步析出模型，氣相燃燒采用組分輸運(yùn)模型，焦炭燃燒采用動(dòng)力-擴(kuò)散模型。煤粉粒徑服從Rosin-Rammler分布，離散相采用拉格朗日方法和隨機(jī)軌道模型來模擬顆粒流動(dòng)。采用SIMPLE算法實(shí)現(xiàn)壓力與速度的耦合[11]。

1.3.2 NOx生成模型

NOx生成僅考慮熱力型和燃料型。熱力型NOx主要來自于空氣中N2的氧化，其生成原理可采用擴(kuò)展的Zeldovich連鎖反應(yīng)機(jī)制[12]描述。燃料型NOx是由燃料中的氮在燃燒過程中氧化生成，燃料型NOx采用De Soete模型[13]描述。

1.4 邊界條件設(shè)置

1.4.1 入口邊界條件

將中心風(fēng)、一次風(fēng)設(shè)為速度進(jìn)口，內(nèi)、外二次風(fēng)及燃盡風(fēng)設(shè)為質(zhì)量進(jìn)口。其中，中心風(fēng)、一次風(fēng)無旋流，設(shè)置垂直邊界進(jìn)入(Normal to Boundary).針對(duì)二次風(fēng)的旋流，采用在局部柱坐標(biāo)系(Local Cylindrical)設(shè)置不同的軸向、切向分量，來實(shí)現(xiàn)旋流強(qiáng)度的不同。連續(xù)相設(shè)為不可壓縮理想氣體，一次風(fēng)溫設(shè)為353 K，二次風(fēng)溫設(shè)為603 K.

1.4.2 離散相入口設(shè)置

煤粉顆粒以離散相的形式噴入爐膛內(nèi)，在各燃燒器一次風(fēng)進(jìn)口處設(shè)置injection，共30個(gè)。顆粒類型選擇combusting，按照Surface類型噴入爐膛，即煤粉顆粒分成多股煤粉流從某一入口面噴入。本文追蹤顆粒數(shù)為14 400個(gè)。在模擬計(jì)算后，可根據(jù)顆粒報(bào)告分析煤粉的燃燒狀況。

1.4.3 出口邊界條件

因爐膛出口位于折焰角回流區(qū)，對(duì)計(jì)算結(jié)果誤差影響較大，因此將出口水平延伸5.3 m，并設(shè)其為壓力出口。對(duì)于煤粉顆粒處理，出口截面設(shè)置為escape，即顆粒到達(dá)出口界面后，終止顆粒跟蹤。

1.4.4 壁面邊界條件

本文固體壁面采用無速度滑移和無質(zhì)量滲透條

件，即假定相對(duì)于固體壁面的氣流切向分速和法向分速為零。對(duì)于煤粉顆粒處理，壁面設(shè)置為reflect，即顆粒到達(dá)壁面會(huì)被反彈。將周圍水冷壁以及屏式過熱器設(shè)為定壁溫邊界條件。

1.5 模擬工況

本文主要研究燃盡風(fēng)風(fēng)率及上下兩層燃盡風(fēng)比例對(duì)爐內(nèi)燃燒的影響。在600 MW負(fù)荷下，各工況設(shè)置見表2.

表2 各工況參數(shù)Table 2 Various operation parameters

2 計(jì)算結(jié)果及討論

2.1 模型驗(yàn)證

本文基于試驗(yàn)結(jié)果對(duì)模型進(jìn)行驗(yàn)證。在550 MW試驗(yàn)工況下，在各燃燒器一次風(fēng)管取樣口取煤粉，分析煤粉細(xì)度；在省煤器出口、空預(yù)器入口，按等截面多點(diǎn)網(wǎng)格法布置煙氣多點(diǎn)取樣，利用Testo 350M-I型煙氣分析儀測(cè)量煙氣成分；在0 m爐渣出口采集大渣樣，并利用安裝在空氣預(yù)熱器出口水平煙道上的飛灰取樣器采集灰樣；實(shí)測(cè)爐膛出口煙溫和鍋爐排煙溫度。

圖3為550 MW運(yùn)行工況的數(shù)值模擬結(jié)果，主要有燃燒器中心截面的速度場(chǎng)、溫度場(chǎng)、O2體積分?jǐn)?shù)和NOx質(zhì)量分?jǐn)?shù)的分布。

圖3 中心截面上的模擬云圖Fig.3 Simulation contour of central cross-section

由圖3(a)可知，速度場(chǎng)分布顯示燃燒器噴口附近形成內(nèi)、外回流區(qū)，高速的燃盡風(fēng)能夠到達(dá)爐膛中心，對(duì)上升煙氣有下壓作用。由圖3(b)的溫度場(chǎng)顯示在爐膛中心形成高溫區(qū)(約1 940 K)，燃盡風(fēng)能夠使未燃碳繼續(xù)燃燒，爐膛上部也存在高溫區(qū)，之后因?yàn)閭鳠?，煙溫迅速下降。圖3(c)的O2分布顯示，主燃區(qū)呈欠氧區(qū)，燃盡風(fēng)區(qū)域?yàn)楦谎鯀^(qū)。圖3(d)NOx質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布顯示，在主燃區(qū)生成大量NOx，由于還原性氣氛增強(qiáng)，NOx濃度會(huì)有所下降；在燃盡風(fēng)區(qū)域，NOx濃度又有明顯升高。

通過與實(shí)際測(cè)量數(shù)據(jù)對(duì)比，爐膛出口煙溫、爐膛出口含氧量、NOx排放質(zhì)量濃度的相對(duì)誤差分別為2.94%，6.57%，5.51%，因此，數(shù)值模擬結(jié)果具有一定可靠性。

2.2 燃盡風(fēng)率對(duì)燃燒的影響

2.2.1 沿爐膛高度分布的參數(shù)

在燃燒過程中，重點(diǎn)關(guān)注爐內(nèi)溫度分布以及氧濃度分布。圖4、圖5分別為3種工況(case1，case3，case5)下，爐內(nèi)煙氣溫度與氧濃度隨爐膛高度的變化。由圖4可以看出，主燃區(qū)溫度較高，在燃盡風(fēng)噴入后，溫度下降；隨后由于未燃碳的燃燒，在燃盡風(fēng)區(qū)，溫度會(huì)形成高溫區(qū)。燃盡風(fēng)率越大，主燃區(qū)的溫度越低，這是因?yàn)殡S著燃盡風(fēng)率的增大，燃燒區(qū)欠氧環(huán)境加劇，煤粉顆粒不能充分燃燒，同時(shí)內(nèi)、外二次風(fēng)量減少導(dǎo)致內(nèi)外回流區(qū)減小，也不利于燃燒。

圖4 水平截面平均溫度隨爐膛高度的變化Fig.4 Distribution of average flue gas temperature along furnace height

圖5 O2體積分?jǐn)?shù)隨爐膛高度的變化Fig.5 Distribution of O2 concentration along furnace height

圖5顯示，主燃區(qū)沿高度方向，O2體積分?jǐn)?shù)在總體上保持下降的趨勢(shì)；這是因?yàn)槊悍廴紵拇罅縊2，燃盡風(fēng)補(bǔ)入以后，氧體積分?jǐn)?shù)急劇增加，隨后由于煤粉顆粒在燃盡區(qū)的燃盡，會(huì)逐漸降低。當(dāng)燃盡風(fēng)率升高時(shí)，主燃區(qū)的氧體積分?jǐn)?shù)會(huì)有所下降，而在燃盡風(fēng)區(qū)域，氧含量較高。

2.2.2 爐膛出口參數(shù)

圖6為不同燃盡風(fēng)率下，出口煙氣NOx排放量與顆粒燃盡率，其中NOx換算到6%氧量下濃度。

圖6 不同燃盡風(fēng)率下的爐膛出口參數(shù)Fig.6 Furnace outlet parameters at various ratios of the upper OFA to the lower

當(dāng)燃盡風(fēng)率由20%增加到25%時(shí)，煤粉燃盡率降低了1.24%；當(dāng)燃盡風(fēng)率由25%增加至30%時(shí)，煤粉燃盡率降低1.66%.燃盡風(fēng)率越大，主燃區(qū)的欠氧程度越大，未燃碳越多。但其對(duì)NOx的降低是有利的：當(dāng)燃盡風(fēng)率從20%增加至30%時(shí)，NOx濃度降低71 mg/m3，且當(dāng)燃盡風(fēng)率大于25%時(shí)，NOx濃度降幅較少。

2.3 上、下層燃盡風(fēng)比例對(duì)燃燒的影響

2.3.1 沿爐膛高度分布的參數(shù)

圖7、圖8分別給出了不同上、下燃盡風(fēng)比例下，爐膛的溫度分布與O2體積分?jǐn)?shù)分布。

圖7 水平截面平均溫度隨爐膛高度的變化Fig.7 Distribution of average flue gas temperature along furnace height

圖8 O2體積分?jǐn)?shù)隨爐膛高度的變化Fig.8 Distribution of O2 concentration along furnace height

由圖7可知，上下燃盡風(fēng)比例的變化對(duì)主燃區(qū)溫度場(chǎng)的影響不大，主要區(qū)別在于燃盡區(qū)。當(dāng)上、下燃盡風(fēng)比例為1∶1(case6)時(shí)，燃盡區(qū)的溫度最高；上、下燃盡風(fēng)比例為3∶1(case8)時(shí)，燃盡區(qū)的溫度最低。因?yàn)閏ase6中，雖然燃盡風(fēng)混入時(shí)間與case8一致，但接近主燃區(qū)的燃盡風(fēng)量大，使未燃碳可以盡早獲得氧氣而燃燒。

圖8顯示，主燃區(qū)的O2分布差異很小。在26 m處附近，第一層燃盡風(fēng)的噴入使得O2體積分?jǐn)?shù)有了明顯差異。case6下層燃盡風(fēng)量大，O2體積分?jǐn)?shù)比其余工況高，隨后由于燃燒又呈下降趨勢(shì)。在30 m處由于上層燃盡風(fēng)的噴入，使得O2體積分?jǐn)?shù)再一次升高。case8的下層燃盡風(fēng)量小，不利于對(duì)煤粉顆粒的及時(shí)燃燒，因此O2體積分?jǐn)?shù)比其余高。

2.3.2 爐膛出口參數(shù)

圖9為不同上、下層燃盡風(fēng)比例下，出口煙氣NOx排放濃度與煤粉燃盡率。根據(jù)圖9可知，接近主燃區(qū)的下層燃盡風(fēng)量的減少，不利于顆粒在燃盡區(qū)的燃燒。同時(shí)，會(huì)造成空氣分級(jí)作用加強(qiáng)，抑制NOx生成。上下燃盡風(fēng)比例由1∶1增加到3∶1時(shí)，NOx質(zhì)量濃度降低36 mg/m3，燃盡率降低了1.12%.

圖9 不同上、下層燃盡風(fēng)比例下的爐膛出口參數(shù)Fig.9 Furnace outlet parameters at various ratios of the upper OFA to the lower

3 結(jié)論

1) 布置兩層燃盡風(fēng)，對(duì)于調(diào)節(jié)爐內(nèi)燃燒空氣分級(jí)作用有更大的靈活性，不僅可以調(diào)節(jié)燃盡風(fēng)率大小，同時(shí)可以針對(duì)燃盡風(fēng)進(jìn)行二次分配。

2) 在“分磨摻燒”鍋爐中，配風(fēng)方式對(duì)燃燒特性影響較大。隨著燃盡風(fēng)率的增加，主燃區(qū)欠氧加劇，煤粉顆粒不完全燃燒增加，燃盡率降低。同時(shí)，燃盡風(fēng)率的增加使得空氣分級(jí)作用增加，抑制NOx的生成。在燃盡風(fēng)率20%～25%變化范圍內(nèi)，可保證較高煤粉燃盡率的同時(shí)，比較高效地減少NOx生成量。

3) 上、下層燃盡風(fēng)比例變化時(shí)，主燃區(qū)的溫度場(chǎng)和各氣體組分場(chǎng)變化不大。隨著上、下層燃盡風(fēng)比例增大，下層燃盡風(fēng)量減少，補(bǔ)燃推遲，不利于未燃碳在燃盡區(qū)內(nèi)的燃盡。同時(shí)，下層燃盡風(fēng)量減少，使還原區(qū)增大，促進(jìn)NOx的還原。當(dāng)該比例在3∶2左右時(shí)，綜合效率最高。