閆順林， 韓 韋， 王皓軒， 張永昇， 劉 洋

(華北電力大學(xué) 能源動力與機(jī)械工程學(xué)院， 河北保定 071003)

我國大型火電機(jī)組參與系統(tǒng)調(diào)峰的主要方式是低負(fù)荷運(yùn)行方式[1]，但這種調(diào)峰方式的可調(diào)出力受到鍋爐最低穩(wěn)燃負(fù)荷的制約，因?yàn)殄仩t負(fù)荷過低時(shí)煤粉的著火穩(wěn)定性變差。鍋爐負(fù)荷低至一定程度時(shí)需要投入易燃的燃料(如投油)來提高煤粉著火燃燒的穩(wěn)定性，否則容易引起鍋爐滅火，嚴(yán)重影響機(jī)組運(yùn)行的安全性。由于常規(guī)的油槍點(diǎn)火穩(wěn)燃方式需要消耗大量的燃油，成本較高，為此需要從降低著火熱和強(qiáng)化著火供熱2個(gè)方面[2]著手尋找新的低成本的穩(wěn)燃方式。鍋爐低負(fù)荷運(yùn)行時(shí)煤粉濃度降低，著火困難，提高一次風(fēng)氣流中的煤粉濃度，運(yùn)行時(shí)保持一次風(fēng)煤粉濃度在有利于穩(wěn)定著火的最佳煤粉濃度[3]，可以在低負(fù)荷時(shí)提高著火穩(wěn)定性[4-5]，但是該技術(shù)的具體實(shí)施存在很大的困難，因?yàn)楫?dāng)鍋爐低負(fù)荷運(yùn)行時(shí)，鍋爐燃燒所需的燃煤量隨機(jī)組負(fù)荷的降低而減少，但是由于鍋爐的送粉管道通流面積無法調(diào)節(jié)，為了防止由于送粉氣流流速過低而導(dǎo)致煤粉沉積，需要較高的一次風(fēng)量來維持送粉氣流的流速在規(guī)定的范圍內(nèi)，這就導(dǎo)致送粉氣流的煤粉濃度偏低，不利于煤粉的穩(wěn)定著火燃燒。低負(fù)荷運(yùn)行時(shí)，保持最佳煤粉濃度與防止煤粉沉積存在矛盾，目前的選擇都是舍棄最佳煤粉濃度而保證煤粉輸送的安全，這勢必會給煤粉穩(wěn)燃帶來不利影響。目前，國內(nèi)外還沒有關(guān)于解決這一矛盾的研究。筆者提出組合式一次風(fēng)管的方法來解決上述矛盾，并對某660 MW鍋爐進(jìn)行改造模擬，分析組合式一次風(fēng)管對鍋爐運(yùn)行的影響。

1 組合式一次風(fēng)管設(shè)計(jì)

1.1 設(shè)計(jì)思路

為了解決一次風(fēng)管通流面積無法調(diào)節(jié)的問題，提出組合式一次風(fēng)管的設(shè)計(jì)思路，即對應(yīng)的單個(gè)燃燒器采用多管組合式送粉管道，并將對應(yīng)的燃燒器改造為與管徑相匹配的多噴口燃燒器。通過控制組合式送粉管道上的閥門，開關(guān)不同的送粉管來調(diào)節(jié)總的通流面積。這一方法可以使送粉管道的通流面積隨負(fù)荷變化而變化，維持煤粉濃度在最佳煤粉濃度附近時(shí)，管道內(nèi)的風(fēng)速也能保證在合理的范圍內(nèi)，確保煤粉氣流不發(fā)生沉積和鍋爐燃燒穩(wěn)定。

國內(nèi)多數(shù)大容量鍋爐機(jī)組采用直吹式系統(tǒng)，筆者主要介紹采用組合式一次風(fēng)管的半直吹式系統(tǒng)設(shè)計(jì)。

1.2 設(shè)備說明

對設(shè)計(jì)中使用的主要設(shè)備進(jìn)行如下說明：

(1) 本設(shè)計(jì)增加了如下設(shè)備：主煤粉分配器，用于將煤粉分配至各個(gè)燃燒器；副煤粉分配器，用于將分配至同一燃燒器的煤粉分配到不同的送粉管道；主乏氣分配器，用于將乏氣分配至各個(gè)燃燒器；副乏氣分配器，用于將分配至同一燃燒器的乏氣分配到不同的乏氣管道；一次風(fēng)分配器，用于將熱一次風(fēng)分配至各個(gè)熱風(fēng)管道；風(fēng)粉混合器，用于將煤粉與乏氣或熱風(fēng)混合并送入爐膛燃燒；多噴口燃燒器，其與各個(gè)送粉管道相連接；各個(gè)管道上的控制閥門。

(2) 每個(gè)煤粉分配器出料管均配置有可獨(dú)立開啟的控制閥，可根據(jù)運(yùn)行狀況開啟或關(guān)閉閥門；乏氣管道和熱風(fēng)管道均配置有可獨(dú)立開啟的控制閥，可根據(jù)運(yùn)行狀況開啟或關(guān)閉閥門。風(fēng)粉混合器、煤粉分配器出料管、乏氣管道(熱風(fēng)送粉系統(tǒng)為熱風(fēng)管道)與送粉管道一一對應(yīng)，構(gòu)成相互獨(dú)立的分支送粉系統(tǒng)，可通過各個(gè)管道上的閥門獨(dú)立控制開啟或關(guān)閉，從而實(shí)現(xiàn)調(diào)節(jié)送粉管道總通流面積的目的。

1.3 新型的半直吹式系統(tǒng)

圖1(a)和圖1(b)分別為新型的半直吹式乏氣送粉系統(tǒng)和新型的半直吹式熱風(fēng)送粉系統(tǒng)。2種系統(tǒng)的工作流程都是原煤倉中的原煤經(jīng)過給煤機(jī)進(jìn)入磨煤機(jī)與熱風(fēng)相遇，熱風(fēng)對煤進(jìn)行干燥并將一部分煤粉吹出送入粗粉分離器，不合格的煤粉被分離出來送入磨煤機(jī)進(jìn)一步磨制，合格的煤粉氣流進(jìn)入細(xì)粉分離器。細(xì)粉分離器將煤粉與乏氣分離開，煤粉經(jīng)主煤粉分配器后進(jìn)入對應(yīng)各個(gè)燃燒器的副煤粉分配器，再經(jīng)副煤粉分配器分配分別進(jìn)入1號～3號煤粉分配器出料管。圖1(a)中，乏氣經(jīng)主乏氣分配器后進(jìn)入對應(yīng)各個(gè)燃燒器的副乏氣分配器，再經(jīng)副乏氣分配器分配進(jìn)入1號～3號乏氣管道；1號煤粉分配器出料管的煤粉與1號乏氣管道的乏氣在1號風(fēng)粉混合器處相遇并混合，然后通過1號送粉管道經(jīng)相應(yīng)的煤粉噴嘴送入爐膛燃燒，2號、3號同理。圖1(b)中，乏氣通過排粉風(fēng)機(jī)進(jìn)入乏氣風(fēng)箱，一路作為三次風(fēng)由乏氣噴嘴噴入爐膛燃燒，一路作為再循環(huán)風(fēng)進(jìn)入磨煤機(jī)，一方面可以調(diào)節(jié)磨煤機(jī)入口風(fēng)溫，另一方面可以協(xié)調(diào)三次風(fēng)量。從空氣預(yù)熱器過來的熱一次風(fēng)的溫度控制在規(guī)定范圍內(nèi)后經(jīng)過一次風(fēng)分配器分別進(jìn)入1號～3號熱風(fēng)管道；1號煤粉分配器出料管的煤粉與1號熱風(fēng)管道的熱風(fēng)在1號風(fēng)粉混合器處相遇并混合，然后通過1號送粉管道經(jīng)相應(yīng)的煤粉噴嘴送入爐膛燃燒，2號、3號同理。

半直吹式乏氣送粉系統(tǒng)在鍋爐負(fù)荷變化時(shí)可以調(diào)整0號乏氣管道閥門來調(diào)整乏氣流量，按照滿足最佳煤粉濃度的乏氣量輸送煤粉，多余的乏氣經(jīng)0號乏氣管道送入爐膛。當(dāng)負(fù)荷降低時(shí)，鍋爐燃燒所需的煤粉量逐漸減少，滿足最佳煤粉濃度的乏氣量也隨煤粉量的減少而減少，當(dāng)按照滿足最佳煤粉濃度的乏氣量輸送煤粉而送粉管道內(nèi)的風(fēng)速無法保證煤粉氣流不發(fā)生沉積時(shí)，關(guān)閉1號煤粉分配器出料管閥門和1號乏氣管道閥門以減小送粉管道的通流面積，提高送粉氣流流速。若負(fù)荷繼續(xù)降低，當(dāng)關(guān)閉1號煤粉分配器出料管閥門和1號乏氣管道閥門無法滿足煤粉氣流不發(fā)生沉積這一條件時(shí)，關(guān)閉2號煤粉分配器出料管閥門和2號乏氣管道閥門，進(jìn)一步減小送粉管道通流面積，保證送粉氣流流速在合理的范圍內(nèi)。

(a) 新型的半直吹式乏氣送粉系統(tǒng)

(b) 新型的半直吹式熱風(fēng)送粉系統(tǒng)

1-熱風(fēng)； 2-冷風(fēng)； 3a-副乏氣分配器； 3b-一次風(fēng)分配器； 4-副煤粉分配器； 5-主煤粉分配器； 6-細(xì)粉分離器； 7a-1號乏氣管道； 7b-1號熱風(fēng)管道； 8a-2號乏氣管道； 8b-2號熱風(fēng)管道； 9a-3號乏氣管道； 9b-3號熱風(fēng)管道； 10-1號煤粉分配器出料管； 11-2號煤粉分配器出料管； 12-3號煤粉分配器出料管； 13-1號送粉管道； 14-2號送粉管道； 15-3號送粉管道； 16a-1號乏氣管道閥門； 16b-1號熱風(fēng)管道閥門； 17a-2號乏氣管道閥門； 17b-2號熱風(fēng)管道閥門； 18a-3號乏氣管道閥門； 18b-3號熱風(fēng)管道閥門； 19-1號風(fēng)粉混合器； 20-2號風(fēng)粉混合器； 21-3號風(fēng)粉混合器； 22-1號煤粉分配器出料管閥門； 23-2號煤粉分配器出料管閥門； 24-3號煤粉分配器出料管閥門； 25-燃燒器； 26-乏氣噴嘴； 27-鎖氣器； 28-原煤倉； 29-給煤機(jī)； 30-磨煤機(jī)； 31-粗粉分離器； 32a-主乏氣分配器； 32b-乏氣風(fēng)箱； 33-0號乏氣管道； 34-0號乏氣管道閥門； 35-主乏氣管道閥門； 36-排粉風(fēng)機(jī)； 37-乏氣風(fēng)箱

圖1 新型的半直吹式系統(tǒng)

Fig.1 Schematic diagram of the new type semi-direct system

對于半直吹式乏氣送粉系統(tǒng)，在鍋爐負(fù)荷變化時(shí)調(diào)整一次風(fēng)量，按照滿足最佳煤粉濃度的一次風(fēng)量輸送煤粉。當(dāng)負(fù)荷降低時(shí)，鍋爐燃燒所需的煤粉量逐漸減少，滿足最佳煤粉濃度的一次風(fēng)量也隨煤粉量的減少而減少，按照滿足最佳煤粉濃度的一次風(fēng)量輸送煤粉，且送粉管道內(nèi)的風(fēng)速無法保證煤粉氣流不發(fā)生沉積時(shí)，關(guān)閉1號煤粉分配器出料管閥門和1號熱風(fēng)管道閥門以減小送粉管道的通流面積，提高送粉氣流流速。若負(fù)荷繼續(xù)降低，當(dāng)關(guān)閉1號煤粉分配器出料管閥門和1號熱風(fēng)管道閥門無法滿足煤粉氣流不發(fā)生沉積這一條件時(shí)，關(guān)閉2號煤粉分配器出料管閥門和2號熱風(fēng)管道閥門，進(jìn)一步減小送粉管道通流面積，保證送粉氣流流速在合理的范圍內(nèi)。

1.4 對設(shè)計(jì)方案的說明

對設(shè)計(jì)方案進(jìn)行如下說明：

(1) 原則上組成一次風(fēng)管的送粉管道越多越好，因?yàn)楣艿栏鶖?shù)越多一次風(fēng)管總通流面積隨負(fù)荷的變化越靈活，但是管道根數(shù)越多系統(tǒng)越復(fù)雜，運(yùn)行調(diào)整更繁瑣，而且一次風(fēng)管阻力增大，需要加大一次風(fēng)機(jī)出力。因此，本文中取3根管道只是為了說明方案，具體到不同的系統(tǒng)需要具體分析、考慮各方面因素來確定送粉管道根數(shù)。

(2) 不需要對鍋爐每層煤粉噴口都使用組合式一次風(fēng)管，因?yàn)殄仩t負(fù)荷降低時(shí)可以先通過減少投用的煤粉層數(shù)來改善燃燒狀況，當(dāng)此方法也不可行時(shí)才用組合式一次風(fēng)管的方法。因此，只需要選定其中幾層煤粉噴口，對其使用組合式一次風(fēng)管，一般選定下面幾層噴口，這樣可以降低系統(tǒng)的復(fù)雜性。

2 組合式一次風(fēng)管在鍋爐上的應(yīng)用模擬

2.1 模擬對象

以某660 MW鍋爐為模擬對象，該鍋爐是由上海鍋爐廠有限公司自行設(shè)計(jì)生產(chǎn)的型號為SG-2024/26.15 M6002的超超臨界參數(shù)變壓運(yùn)行螺旋管圈直流爐，燃燒方式采用低NOx二級分離燃盡風(fēng)同軸燃燒系統(tǒng)。鍋爐采用單爐膛、一次中間再熱、平衡通風(fēng)、∏型半露天布置、全鋼架懸吊結(jié)構(gòu)，爐膛寬度為18.816 m，深度為18.144 m。設(shè)計(jì)煤種為淮南煤，煤質(zhì)分析見表1。采用中速磨煤機(jī)、冷一次風(fēng)機(jī)、正壓直吹式制粉系統(tǒng)設(shè)計(jì)，煤粉燃燒器為四角布置、切向燃燒的擺動燃燒器，采用預(yù)置水平偏角的輔助風(fēng)噴嘴設(shè)計(jì)，一、二次風(fēng)不等切圓布置，均為順時(shí)針方向旋轉(zhuǎn)，如圖2所示。

表1 煤質(zhì)分析

圖2 同心切圓燃燒方式示意圖

燃燒器共設(shè)置有6層煤粉噴嘴，鍋爐配置6臺中速磨煤機(jī)，每臺磨煤機(jī)的出口由4根煤粉管接至爐膛四角的同一層煤粉噴嘴，鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量(MCR)和額定工況蒸發(fā)量(ECR)負(fù)荷時(shí)均投用5層，另外一層備用。每一角燃燒器分主燃燒器和分離燃盡風(fēng)燃燒器，具體布置如圖3(a)和圖3(c)所示，其中CCOFA為緊湊燃盡風(fēng)。主風(fēng)箱設(shè)有6層強(qiáng)化著火煤粉噴嘴，在煤粉噴嘴四周布置有燃料風(fēng)(周界風(fēng))，在每相鄰2層煤粉噴嘴之間布置1層輔助風(fēng)噴嘴，其中包括上下2只預(yù)置水平偏角的輔助風(fēng)噴嘴和1只直吹風(fēng)噴嘴。在主風(fēng)箱上部設(shè)有1層上端部風(fēng)(FⅡ二次風(fēng))噴嘴，在主風(fēng)箱下部設(shè)有1層下端部風(fēng)(AA二次風(fēng))噴嘴。在主風(fēng)箱上部布置有兩級分離燃盡風(fēng)燃燒器，包括6層可水平擺動的分離燃盡風(fēng)噴嘴。

由于改造組合式一次風(fēng)管是為了應(yīng)對超低負(fù)荷情況，而一般鍋爐負(fù)荷在50%THA(THA為熱耗驗(yàn)收工況)以下時(shí)都會減少燃燒器噴口層數(shù)，所以本文中該鍋爐的ABCD 4層煤粉噴口對應(yīng)的送粉管道采用2根并列的風(fēng)管，一次風(fēng)噴口改造成上下兩半，分別對應(yīng)2根并列的風(fēng)管，下面的風(fēng)管命名為1號，上面的風(fēng)管命名為2號，EF 2層噴口不做變動，改造后的主燃燒器噴嘴布置如圖3(b)所示，分離燃盡風(fēng)燃燒器布置情況不變。

(a) 改造前(b) 改造后(c) 燃盡風(fēng)布置

圖3 煤粉燃燒器立面布置簡圖

Fig.3 Vertical arrangement of burners

2.2 網(wǎng)格劃分和數(shù)學(xué)模型建立

利用前處理軟件ICEM建立鍋爐爐膛的幾何模型，將冷灰斗區(qū)域與燃燒器區(qū)域的交接面設(shè)為interface，燃燒器區(qū)域與上爐膛區(qū)域的交接面設(shè)為interface，對冷灰斗區(qū)域、燃燒器區(qū)域和上爐膛區(qū)域分別劃分網(wǎng)格，這樣處理可以根據(jù)需要在不同的區(qū)域建立不同的塊，生成不同的網(wǎng)格分布，還可以根據(jù)需要布置疏密不同的網(wǎng)格，各個(gè)區(qū)域不受相鄰區(qū)域網(wǎng)格疏密的影響，既可以滿足計(jì)算精度的要求又可以大大減少網(wǎng)格總數(shù)目，加快計(jì)算速度，節(jié)約時(shí)間。

冷灰斗區(qū)域和上爐膛區(qū)域?qū)τ?jì)算結(jié)果的影響較小，網(wǎng)格較為稀疏。但是燃燒器區(qū)域噴口較多，煤粉燃燒劇烈，必須對此區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密。爐膛橫截面網(wǎng)格如圖4所示，其中X為爐膛長度，Y為爐膛寬度。由圖4可以看出，網(wǎng)格成輻射狀，射流方向與網(wǎng)格線近似重合，幾乎不存在偽擴(kuò)散[6]。另外，一、二次風(fēng)和燃盡風(fēng)入口附近等速度梯度較大，在入口邊界處適當(dāng)加密網(wǎng)格。

采用非預(yù)混燃燒模型；用Realizablek-ε模型模

圖4 爐膛橫截面網(wǎng)格

擬氣相湍流流動，近壁面流體流動采用壁面函數(shù)法；用P1輻射模型模擬輻射傳熱；揮發(fā)分析出采用雙步競爭反應(yīng)模型；選用動力/擴(kuò)散模型來模擬焦炭燃燒；煤粉顆粒的跟蹤采用隨機(jī)軌道模型[7-10]；NOx生成模型選擇燃料型和熱力型NOx生成模型[11-12]；采用SIMPLE算法求解，采用一階迎風(fēng)離散格式。入口采用速度入口邊界條件，出口采用壓力出口邊界條件，壁面采用壁面邊界。

2.3 計(jì)算工況

選取負(fù)荷很低的40%THA和30%THA工況進(jìn)行模擬，詳細(xì)的工況說明見表2。

3 數(shù)值模擬結(jié)果及分析

3.1 工況1a、工況1b和工況1c分析對比

工況1a和工況1c都是投用ABCD 4層煤粉噴口，工況1a的一次風(fēng)速為25 m/s，風(fēng)煤比為3.95，工況1c關(guān)閉2號送粉管道閥門后，一次風(fēng)噴口面積變?yōu)楣r1a的一半，一次風(fēng)速同為25 m/s，風(fēng)煤比降為1.98。工況1b投用ABC 3層煤粉噴口，一次風(fēng)速為25 m/s，風(fēng)煤比為2.9。

表2 模擬工況介紹

3.1.1 速度場分析

工況1c的一次風(fēng)噴口關(guān)閉2號送粉管道閥門，噴口截面變小，在氣流流速相同的情況下，工況1c的一次風(fēng)射流剛性變差，可能出現(xiàn)一次風(fēng)偏斜的情況，所以要對工況1c的速度場進(jìn)行分析。工況1c各層一次風(fēng)截面速度場如圖5所示。由圖5可以看出，工況1c的速度場分布較均勻，ABC 3層的中心切圓形成較好，D層中心切圓形狀稍差，1號角的氣流出現(xiàn)偏斜，但是偏斜并不嚴(yán)重?？傮w而言，噴口截面減小后的爐內(nèi)空氣動力場組織較好。

(a) A層一次風(fēng)

(b) B層一次風(fēng)

(c) C層一次風(fēng)

(d) D層一次風(fēng)

3.1.2 溫度場對比

工況1a、工況1b和工況1c沿爐膛寬度方向中心截面溫度分布等值線圖如圖6所示，其中Z為爐膛高度。由圖6可以明顯地看出，工況1a在標(biāo)高26～32 m處(整個(gè)燃燒器區(qū)域)水冷壁附近出現(xiàn)較大的低溫區(qū)域，特別是BC 2層煤粉噴口所在位置處，燃燒器區(qū)域溫度分布呈現(xiàn)明顯的“束腰”，說明煤粉氣流射入爐膛后很晚才開始著火燃燒。工況1b與工況1a類似，也存在明顯的“束腰”，但是低溫區(qū)域減小，溫度比工況1a的溫度有所提高。采用組合式一次風(fēng)管的工況1c燃燒器區(qū)域溫度分布情況相對于工況1a和工況1b有明顯改善，離開水冷壁一段距離后溫度開始升高，帶狀高溫區(qū)域比工況1a和工況1b寬，說明工況1c煤粉氣流射入爐膛著火燃燒比工況1a和工況1b早。采用組合式一次風(fēng)管，減少一次風(fēng)量后，對爐膛內(nèi)溫度分布影響較大，爐膛整體溫度水平明顯提高，特別是燃燒器區(qū)域，爐內(nèi)著火條件變好，對鍋爐低負(fù)荷穩(wěn)定燃燒有利。

另外，工況1c的高溫區(qū)域面積比工況1a和工況1b大，說明工況1c的煤粉燃燒放熱比后面2工況多，這2工況未燃盡或未燃燒的煤粉顆粒比工況1c多，工況1c的燃盡條件比工況1a和工況1b好。

(a) 工況1a

(b) 工況1b

(c) 工況1c

圖7為工況1a、工況1b和工況1c各層一次風(fēng)截面溫度分布等值線圖對比，圖中環(huán)形高溫區(qū)域?yàn)槊悍廴紵闹饕獏^(qū)域。由圖7(a)可以看出，煤粉氣流射入爐膛后向火側(cè)受到上游高溫火焰的撞擊，所需著火熱大但仍能被及時(shí)點(diǎn)燃，背火側(cè)主要靠卷吸墻附近的熱煙氣來升溫，但這部分卷吸獲得的熱量較少，所需著火熱大卻不能及時(shí)得到充足的著火供熱，背火側(cè)升溫較慢，著火較晚，特別是BC 2層煤粉噴口。因此，工況1a的環(huán)形高溫區(qū)域面積較小。工況1b的環(huán)形高溫區(qū)域比工況1a大，燃燒狀況有所改善，但BC 2層背火側(cè)著火條件仍然較差。由圖7(c)可以看出，煤粉氣流射入爐膛后向火側(cè)和背火側(cè)都能及時(shí)升溫著火，因?yàn)楣r1c在著火供熱條件類似的情況下大大降低了著火熱，使得背火側(cè)著火條件得到很大改善。因此，工況1c的環(huán)形高溫區(qū)域增大，火焰充滿度較好，提高了燃燒器區(qū)域的煙氣溫度水平，煤粉氣流射入爐膛后可以及時(shí)吸熱升溫，穩(wěn)定燃燒條件得到改善。另外，工況1a和工況1b的火焰充滿度較差，可能會導(dǎo)致一些水冷壁管受熱較弱，造成水動力工況的危險(xiǎn)。工況1c的火焰充滿度較好，可以提高水動力工況的安全性。

工況1a、工況1b和工況1c沿爐膛高度方向截面平均溫度分布的曲線對比如圖8所示。由圖8可以看出，3個(gè)工況的曲線分布規(guī)律相似，平均溫度總體趨勢都是先上升后下降，在燃燒器區(qū)域平均溫度有所下降。由圖8還可以看出，工況1c的平均溫度比工況1a高，特別是燃燒器區(qū)域，溫差最大達(dá)到115 K，穩(wěn)定著火燃燒條件明顯改善。工況1c的燃燒器以上區(qū)域平均溫度亦高于工況1a，說明工況1c的燃盡條件比工況1a要好。工況1b由于投用的噴口層數(shù)少，燃燒放熱集中，所以燃燒器區(qū)域的平均溫度稍高于工況1c，但是燃燒器向上區(qū)域的平均溫度卻比工況1c低得多。工況1b相對于工況1c的燃燒狀況改變不大，但卻很可能會導(dǎo)致過熱蒸汽、再熱蒸汽汽溫低和脫硝系統(tǒng)入口煙氣溫度低，影響脫硝系統(tǒng)的正常運(yùn)行。

3.1.3 NOx摩爾分?jǐn)?shù)對比

40%THA工況時(shí)，燃盡風(fēng)噴口全部關(guān)閉，分級燃燒的低NOx同軸燃燒系統(tǒng)已經(jīng)失去降低NOx排放量的作用。因此，在40%THA的低負(fù)荷工況下NOx排放量必將大大升高，對脫硝系統(tǒng)造成壓力。

工況1a、工況1b和工況1c沿爐膛寬度方向中心截面NOx摩爾分?jǐn)?shù)分布等值線圖如圖9所示，圖中數(shù)值代表NOx摩爾分?jǐn)?shù)的高低。NOx在燃燒器區(qū)域大量生成，沿著爐膛高度方向快速降低，爐膛中心區(qū)域NOx摩爾分?jǐn)?shù)較低，四周NOx摩爾分?jǐn)?shù)較高。

A層一次風(fēng)

B層一次風(fēng)

C層一次風(fēng)

D層一次風(fēng)

A層一次風(fēng)

B層一次風(fēng)

C層一次風(fēng)

A層一次風(fēng)

B層一次風(fēng)

C層一次風(fēng)

D層一次風(fēng)

圖8 工況1a、工況1b和工況1c沿爐膛高度方向截面平均溫度對比

Fig.8 Comparison of average temperature on various sections along furnace height in cases 1a, 1b and 1c

由圖9可以明顯看出，工況1c的NOx摩爾分?jǐn)?shù)比工況1a和工況1b降低較多，這是因?yàn)?種工況的燃煤量是相同的，但是工況1c的風(fēng)量要比工況1a和工況1b少，所以NOx減少。工況1b的NOx摩爾分?jǐn)?shù)比工況1a低，因?yàn)楣r1b的風(fēng)煤比高于工況1a，多余的氧量較少。工況1a的爐膛出口NOx摩爾分?jǐn)?shù)為351×10-6，出口氧體積分?jǐn)?shù)為5%，折算到標(biāo)準(zhǔn)狀況下，氧體積分?jǐn)?shù)為6%的情況時(shí)，爐膛出口NOx質(zhì)量濃度為710 mg/m3。工況1b的爐膛出口NOx摩爾分?jǐn)?shù)為246×10-6，出口氧體積分?jǐn)?shù)為3.6%，折算后爐膛出口NOx質(zhì)量濃度為458 mg/m3。工況1c的爐膛出口NOx摩爾分?jǐn)?shù)為124×10-6，出口氧體積分?jǐn)?shù)為6.3%，折算后爐膛出口NOx質(zhì)量濃度為273 mg/m3。工況1c最多可降低NOx質(zhì)量濃度60%左右，說明采用組合式一次風(fēng)管在鍋爐低負(fù)荷運(yùn)行時(shí)減少一次風(fēng)量可以大大降低NOx排放量，減輕脫硝系統(tǒng)的工作壓力，減少氨水使用量，降低發(fā)電成本。

(a) 工況1a(b) 工況1b(b) 工況1c

圖9 工況1a、工況1b和工況1c沿爐膛寬度方向中心截面NOx摩爾分?jǐn)?shù)分布等值線圖對比

Fig.9 Distribution of NOxconcentration on center section along furnace width in cases 1a, 1b and 1c

3.2 工況2a、工況2b和工況2c分析對比

工況2a和工況2c都是投用ABC 3層煤粉噴口，工況2a一次風(fēng)速為25 m/s，風(fēng)煤比為3.84，工況2c關(guān)閉并列的2號送粉管道閥門后，一次風(fēng)通流面積變?yōu)楣r2a的一半，一次風(fēng)速同為25 m/s，風(fēng)煤比降為1.92。工況2b投用2層煤粉噴口，一次風(fēng)速為25 m/s，風(fēng)煤比為2.56。

3.2.1 速度場分析

工況2c各層一次風(fēng)截面速度場如圖10所示。由圖10可以看出，工況2c的速度場分布比較均勻，中心切圓形成較好，爐內(nèi)空氣動力場組織較好。工況2c并沒有因?yàn)闇p小一次風(fēng)通流面積而使空氣動力場變差，由于兩根并列的送粉管道是上下布置的，關(guān)閉其中一根送粉管道閥門后，燃燒器的高寬比降低了。

3.2.2 溫度場對比

工況2a、工況2b和工況2c沿爐膛寬度方向中心截面溫度分布等值線圖如圖11所示。由圖11可以看出，工況2a的總體溫度比工況1a低，但兩者的溫度分布情況十分相似，在標(biāo)高26～30 m處(整個(gè)燃燒器區(qū)域)水冷壁附近出現(xiàn)較大低溫區(qū)域，燃燒器區(qū)域溫度分布呈現(xiàn)明顯的“束腰”。工況2c的總體溫度比工況1c低，但是其溫度分布情況與工況1c十分相似，燃燒器區(qū)域溫度分布明顯改善，離開水冷壁一段距離后溫度開始升高，帶狀高溫區(qū)域比工況2a寬，工況2c的煤粉氣流射入爐膛后著火燃燒比工況2a早。與工況2a相比，工況2b的燃燒狀況得到改善，不存在明顯的低溫區(qū)域，但是燃燒器區(qū)域的高溫區(qū)域小于工況2c，工況2c的燃燒狀況好于工況2b。說明30%THA工況與40%THA工況類似，采用組合式一次風(fēng)管，減小一次風(fēng)量后，對爐膛內(nèi)溫度分布影響較大，爐膛整體溫度水平提高，特別是燃燒器區(qū)域，爐內(nèi)著火條件變好，對鍋爐低負(fù)荷穩(wěn)定著火燃燒有利。

(a) A層一次風(fēng)

(b) B層一次風(fēng)

(c) C層一次風(fēng)

(a) 工況2a

(b) 工況2b

(c) 工況2c

工況2a、工況2b和工況2c各層一次風(fēng)截面溫度分布等值線圖如圖12所示，圖中環(huán)形高溫區(qū)域?yàn)槊悍廴紵闹饕獏^(qū)域，由左下角開始按順時(shí)針方向4個(gè)角依次命名為1號～4號。由圖12可以看出，工況2a AB 2層煤粉噴口的溫度場分布不均勻，環(huán)形高溫區(qū)域沒有形成，A層2號和4號角缺失，B層1號和3號角缺失，四股氣流的“自點(diǎn)燃”作用失效，而四股氣流的“自點(diǎn)燃”作用是煤粉氣流著火的主要條件。AB 2層煤粉著火條件很差，隨時(shí)有熄火的可能，燃燒極不穩(wěn)定，必須投油助燃，穩(wěn)定燃燒。隨著燃燒的進(jìn)行，C層煤粉噴口燃燒情況較AB 2層煤粉噴口有所改善，但仍存在背火側(cè)著火條件差，著火延遲的情況。工況2b與工況2a類似，存在缺角現(xiàn)象。

A層一次風(fēng)

B層一次風(fēng)

C層一次風(fēng)

A層一次風(fēng)

B層一次風(fēng)

A層一次風(fēng)

B層一次風(fēng)

C層一次風(fēng)

由工況2c的一次風(fēng)截面溫度分布等值線圖可以看出，工況2c的著火燃燒情況較工況2a和工況2b有明顯改善，工況2c ABC 3層煤粉噴口溫度分布較均勻，環(huán)形高溫區(qū)域形成較好，且環(huán)形高溫區(qū)域面積較大。工況2c每層噴口的四股煤粉由于一次風(fēng)量的減少，其著火熱降低，向火側(cè)收到上游鄰角高溫火焰的直接撞擊能及時(shí)被點(diǎn)燃，背火側(cè)靠卷吸高溫?zé)煔庖材軌虮M早著火，向火側(cè)和背火側(cè)著火條件都得到很大改善。

由上述分析可知，采用組合式一次風(fēng)管減小一次風(fēng)通流面積在負(fù)荷較低時(shí)可以提高著火燃燒穩(wěn)定性，減少燃油使用量，保證鍋爐安全運(yùn)行。

圖13為工況2a、工況2b和工況2c沿爐膛高度方向截面平均溫度對比圖。圖13與圖8類似，采用組合式一次風(fēng)管的工況2c截面平均溫度高于工況2a，特別是燃燒器區(qū)域，在該區(qū)域(標(biāo)高26.078～29.842 m)內(nèi)，隨著爐膛高度的增加，溫差從26.078 m處的74 K降低到29.842 m處的30 K，平均溫差為59 K，說明工況2a在燃燒器區(qū)域的煤粉燃燒情況比工況2c差，放熱量少，平均溫度較工況2c低，隨著燃燒過程的進(jìn)行，上層一次風(fēng)的燃燒條件變好，相應(yīng)的溫差減小。工況1b由于投用的噴口層數(shù)少，燃燒放熱集中，所以燃燒器區(qū)域的平均溫度稍高于工況1c，但是燃燒器向上區(qū)域的平均溫度卻比工況1c低得多。工況1b相對于工況1c的燃燒狀況改變不大，但卻很可能會導(dǎo)致過熱蒸汽、再熱蒸汽汽溫低和脫硝系統(tǒng)入口煙氣溫度低，影響脫硝系統(tǒng)的正常運(yùn)行。說明采用組合式一次風(fēng)管可以提高爐膛整體溫度，改善穩(wěn)定著火條件，更突出的是可以明顯改善下層一次風(fēng)的燃燒條件。

圖13 工況2a、工況2b和工況2c沿爐膛高度方向截面平均溫度對比

Fig.13 Comparison of average temperature on various sections along furnace height in cases 2a, 2b and 2c

3.2.3 NOx摩爾分?jǐn)?shù)對比

30%THA工況與40%THA工況相同，燃盡風(fēng)噴口全部關(guān)閉，分級燃燒的低NOx同軸燃燒系統(tǒng)發(fā)揮不了降低NOx排放量的作用。NOx排放量較高，脫硝系統(tǒng)工作壓力大。

工況2a、工況2b和工況2c沿爐膛寬度方向中心截面NOx摩爾分?jǐn)?shù)分布等值線圖如圖14所示，與圖9中的NOx的摩爾分?jǐn)?shù)分布規(guī)律相似。由圖14可以明顯看出，工況2c的NOx摩爾分?jǐn)?shù)比工況2a降低較多，這是因?yàn)?種工況的燃煤量相同，但是工況2c的風(fēng)量要比工況2a少，所以NOx減少。工況1b與工況1c的NOx摩爾分?jǐn)?shù)接近是因?yàn)楣r1b的風(fēng)煤比低，多余的氧量少，同時(shí)爐膛內(nèi)溫度低。工況2a的爐膛出口NOx摩爾分?jǐn)?shù)為377×10-6，出口氧體積分?jǐn)?shù)為4.2%，折算到標(biāo)準(zhǔn)狀況下，氧體積分?jǐn)?shù)為6%的情況時(shí)，爐膛出口NOx質(zhì)量濃度為726 mg/m3。工況2b的爐膛出口NOx摩爾分?jǐn)?shù)為246×10-6，出口氧體積分?jǐn)?shù)為3.6%，折算后爐膛出口NOx質(zhì)量濃度為457 mg/m3。工況2c的爐膛出口NOx摩爾分?jǐn)?shù)為231×10-6，出口氧體積分?jǐn)?shù)為5.4%，折算后爐膛出口NOx質(zhì)量濃度為479 mg/m3。工況2c最低降低NOx質(zhì)量濃度34%左右，說明采用組合式一次風(fēng)管在鍋爐低負(fù)荷運(yùn)行時(shí)減少一次風(fēng)量可以大大降低NOx排放量，減輕脫硝系統(tǒng)的工作壓力，減少氨水使用量，降低發(fā)電成本。

(a) 工況2a(b) 工況2b(c) 工況2c

圖14 工況2a、工況2b和工況2c爐膛寬度方向中心截面NOx摩爾分?jǐn)?shù)分布等值線圖對比

Fig.14 Distribution of NOxconcentration on center section along furnace width in cases 2a, 2b and 2c

4 結(jié) 論

(1) 只要并列送粉管道根數(shù)取得合適，多噴口燃燒器改造合理，關(guān)閉某根或某幾根管道時(shí)燃燒器噴口仍能保持較小的高寬比，與不采用組合式一次風(fēng)管相比，采用組合式一次風(fēng)管對空氣動力場的影響較小。

(2) 采用組合式一次風(fēng)管對鍋爐低負(fù)荷運(yùn)行時(shí)的溫度場影響較大，爐膛整體溫度提高，特別是燃燒器區(qū)域，穩(wěn)定著火燃燒條件得到明顯改善。采用組合式一次風(fēng)管可改善煤粉氣流著火條件，特別是背火側(cè)的著火條件，使得煤粉氣流及時(shí)著火，著火穩(wěn)定性提高，負(fù)荷越低效果越明顯。

(3) 采用組合式一次風(fēng)管后爐膛出口NOx摩爾分?jǐn)?shù)大大降低，減輕脫硝系統(tǒng)工作壓力，減少氨水使用量，降低發(fā)電成本。

(4) 采用組合式一次風(fēng)管可以提高鍋爐低負(fù)荷運(yùn)行時(shí)的安全性和經(jīng)濟(jì)性。