劉 燮 鐘文琪 李 杰 劉龍海 劉國耀 田萬軍

(1 東南大學能源熱轉換及其過程測控教育部重點實驗室， 南京 210096)(2 大唐江蘇發(fā)電有限公司， 南京 210011)(3南京科遠自動化集團股份有限公司， 南京 211102)(4中國大唐集團科學技術研究院有限公司， 北京 100040)

超超臨界發(fā)電是目前最為切實可行的節(jié)能減排發(fā)電技術，其中，墻式切圓煤粉鍋爐具有火焰剛性強、抗擾動能力強、熱態(tài)切圓變化小、防結焦能力強、具有較好的燃燒穩(wěn)定性、燃燒器區(qū)域熱負荷分布均勻等特點[1].但在實際的機組運行中，由于缺乏足夠的運行優(yōu)化經驗及理論基礎，依然存在許多問題.

改變燃煤鍋爐運行參數是實際運行中最常見的燃燒優(yōu)化手段，主要是根據負荷、煤種的變化來改變爐內風、煤的分布，以達到提高燃燒效率降低污染物排放的目的.針對改變爐內風量分布，國內外學者已經開展了一定的研究.在實驗研究方面，胡志宏等[2]在一臺1 000 MW對沖燃燒煙煤鍋爐上進行燃燒優(yōu)化調整試驗，發(fā)現燃盡風門開度對NOx排放的影響較大.肖海平等[3]通過燃燒調整試驗，探究了燃盡風門開度和配風方式對一臺1 025 t/h鍋爐NOx生成的影響.相比于實驗研究，采用數值模擬的方法研究鍋爐燃燒特性，更加節(jié)約成本、安全并能得到更多爐內重要參數的分布及變化.Kuang等[4-5]對一臺600 MW超臨界下燃式鍋爐進行了數值模擬研究，探究了爐膛結構參數以及燃燒器位置對爐內非對稱燃燒的影響.Zhao等[6]對一臺1 000 MW的四角切圓鍋爐進行了數值模擬，研究了在中低負荷下，環(huán)形配風策略對爐內燃燒過程的影響.Choi等[7]對一臺500 MW鍋爐進行了數值模擬研究，探究了爐內燃料型和熱力型NOx的生成規(guī)律，并提出過燃風是降低NOx的有效途徑. Ma等[8]對一臺600 MW下燃式鍋爐進行了數值模擬研究，探究了燃盡風風率以及位置對于NOx生成的影響.徐璁等[9]對一臺1 000 MW超超臨界鍋爐中燃盡風對NOx生成的影響進行了數值模擬，發(fā)現提高燃盡風配風比例以及上移SOFA噴口風門位置，能夠降低出口NOx的體積分數.Sun等[10]研究了OFA風與附加燃盡風的比例對一臺超超臨界660 MW墻式切圓鍋爐燃燒特性以及NOx排放的影響.許巖韋等[11]探究了燃盡風率對600 MW前后墻對沖鍋爐燃燒特性的影響，發(fā)現燃盡風會引起高溫區(qū)分層.

但是，現有的關于鍋爐配風優(yōu)化的數值模擬研究中，通常不考慮二次風風門結構對風量分配的影響，且改變的操作參數主要是一次風風率、燃盡風風率等，而與之對應的鍋爐運行實際中的操作參數為不同的風門擋板開度.操作參數的不一致，也使得數值模擬研究存在一定的局限性.張倩[12]在對一臺600 MW對沖燃煤鍋爐進行數值模擬研究中，考慮了二次風道結構對流動的影響，發(fā)現燃盡風噴口的取風率與燃盡風噴口的結構、數量、旋流葉片角度和風道阻力有關.

本文針對大唐南京發(fā)電廠660 MW超超臨界墻式切圓煤粉鍋爐進行了數值模擬.考慮了二次風風道結構以及噴嘴對風量分配的影響，研究了鍋爐的典型風門擋板的阻力特性，在此基礎上直接選取風門開度作為變量，探究了附加燃盡風門開度對爐內風量分配、燃燒特性以及污染物排放的影響，為超超臨界墻式切圓鍋爐的運行提供參考，具有重要工程意義.

1 模擬對象與煤質參數

1.1 模擬對象

圖1為本文的研究對象，是一臺HG-2030/26.15-YM3型660 MW超超臨界墻式切圓燃煤鍋爐，采用П型布置、單爐膛、改進型低NOx分級送風燃燒系統(tǒng)、墻式切圓燃燒方式.燃燒器共設6層濃淡一次風口，3層油風室，10層輔助風室，1層燃盡風室，位于四面墻上.在距上層煤粉噴嘴上方約6.0 m處有4層附加燃盡風(AA)噴嘴，角式布置，抑制NOx的生成.圖2為濃淡燃燒器結構示意圖.

圖1 鍋爐結構與燃燒器布置(單位：m)

(a)燃燒器淡側結構

(b) 燃燒器濃側結構

1.2 煤質參數

當前電廠燃用煤種的熱值通常低于設計煤種，本研究中選用電廠常用的典型煤種作為燃用煤種，燃料特性如表1所示.煤粉顆粒的粒徑分布遵循Rosin-Rammler公式，最大直徑250 μm，最小直徑10 μm，平均直徑50 μm.

表1 煤粉的主要參數 %

燃用煤種的熱值低于設計煤種，且灰分高于設計煤種，在滿負荷運行下，由于燃用煤量超過250 t/h，若采用“5備1運”方式運行，用煤量超出單臺磨煤機出力，因此根據實際情況采用6臺磨煤機運行.

2 網格劃分與模型建立

2.1 計算區(qū)域網格劃分

選取空氣預熱器出口至爐膛出口之間區(qū)域為計算區(qū)域，包括二次風風道區(qū)域、冷灰斗區(qū)域、燃燒區(qū)域、燃盡風區(qū)域、受熱面(屏)區(qū)域.如圖3(b)、(c)所示，為了避免因網格引起的偽擴散對爐內流動和燃燒產生的影響，提高數值計算的準確性，在燃燒器出口處、風門出口處對網格進行加密并使網格與流動方向基本保持一致[13]；分別對風門擋板局部以及鍋爐整體進行網格無關性驗證，最終確定整體網格數為919×104.

(a) 計算區(qū)域

(b) 燃燒器區(qū)域

(c) 附加燃盡風區(qū)域

圖3計算區(qū)域網格劃分示意圖

2.2 模型建立

氣相湍流流動采用Realizablek-ε雙方程模型進行模擬.該模型適用于湍流黏性流體，相比于標準k-ε雙方程模型，對旋轉流動、強逆壓梯度的邊界層流動、流動分離以及復雜的二次流都可以取得較好的計算效果.

Realizablek-ε模型的湍動能k和湍動能耗散率ε的輸運方程如下：

1)k方程

Gk-ρε

(1)

式中，ρ為介質的密度；μ為黏性系數；Gk為平均速度梯度；σk為k的湍流普朗特系數；μt為湍流黏度；ui為介質的速度.

2)ε方程

(2)

式中,σ?為ε的湍流普朗特系數；C1,C2為常數;v為介質的速度;S為流體平均應變速率張量的模.

采用混合分數/概率密度函數(mixture fraction/PDF)模擬氣相湍流燃燒.該模型充分考慮了氣相湍流流動與化學反應間的關系.采用離散相模型(DPM)來考慮顆粒與流體之間質量、動量以及換熱的變化.將煤粉顆粒作為離散粒子，從連續(xù)相流場中求解煤粉的受力從而得到顆粒的速度，并計算顆粒軌跡.采用P-1輻射模型來描述爐內的輻射換熱，該模型是對局部輻射強度的球調諧正交展開的，且僅展開式的前4項，并考慮到顆粒相與氣相之間的輻射.采用雙步競爭反應模型來模擬揮發(fā)分析出過程，采用擴散-動力控制燃燒模型來模擬焦炭燃燒過程.NOx生成采用后處理方法，主要關注熱力型NOx與燃料型NOx的生成；熱力型NOx生成采用Extended Zeldovich機理；燃料型NOx生成中，揮發(fā)分氮均相反應轉化機理選用DeSoete模型，焦炭氮異相反應轉化機理選用L．D．Smoot模型.

3 二次風風室流動阻力分析

現代大型鍋爐一般均采用大風箱供風方式，每個風室都裝有二次風風門擋板，用來調節(jié)二次風箱中空氣和爐膛之間壓差ΔP以及各風道流量，從而調節(jié)爐內的空氣分布.準確掌握各個二次風風門的阻力特性對研究鍋爐配風非常重要，也是準確進行數值模擬的基礎.局部阻力系數計算公式為

(3)

式中，ξ為阻力系數；ΔP為壓降， Pa.在本文中介質的速度v取各風室進入爐膛噴口處的速度.

圖4為A層輔助風風門、附加燃盡風風門、A層淡側和濃側周界風風門結構及網格劃分示意圖，網格數量分別為7.8×104，8.4×104，6.8×104和7.4×104.對各風門進行單獨數值模擬，維持各風門進出口壓降ΔP=1 200 Pa，空氣溫度T=307 K，改變擋板開度分別為20%，30%，40%，50%，60%，70%，80%，90%和100%.

(a) A層輔助風風門

(b) 附加燃盡風風門

(c) A層淡側周界風風門

(d) A層濃側周界風風門

如圖5所示，通過數值模擬得到各風門阻力系數曲線.由圖可知，不同風門在擋板開度相同時，其阻力系數不同；當風門擋板開度小于50%時，各風門阻力系數曲線斜率明顯增大，其中附加燃盡風風門阻力系數增加幅度最大，周界風阻力風門阻力系數增加幅度最小.阻力系數曲線斜率越大，表示擋板開度變化對風門風量影響越大.

圖5 不同風門阻力系數曲線

4 模擬結果與分析

4.1 模擬結果驗證與工況設計

在數值計算中采用SIMPLE算法求解控制方程組的壓力和速度耦合，采用逐線迭代法及低松馳因子求解方程，壓力項離散采用PRESTO格式.當能量、輻射傳熱、NO，HCN項計算殘差小于10-6，其余各項計算殘差小于10-3，且計算域出口溫度、氧量穩(wěn)定時，即得到計算結果.

大唐華東電力試驗研究院在630 MW負荷下對南京大唐發(fā)電廠1號機組進行了一組工程試驗，報告給出了氧量(過量空氣系數)與脫硝入口NOx的關系曲線.本文選取過量空氣系數作為運行變量，在630 MW負荷點進行數值模擬，用于三維數理模型的驗證.試驗中，選取過量空氣系數為1.099，1.125，1.150和1.175；為了適度擴大研究范圍，在數值模擬中，同時又選取過量空氣系數1.05，1.10，1.15和1.20.

圖6為不同過量空氣系數下爐膛出口NOx的試驗結果與數值模擬結果.由圖可以看出，數值模擬結果與試驗結果的誤差小于5%，且膛出口NOx濃度隨過量空氣系數變化的趨勢一致.過量空氣系數為1.15時，數值模擬結果與試驗(或設計)結果如表2所示，氧量、NOx排放量、屏底溫度(標準工況下設計值)以及飛灰含碳量的相對誤差分別為0.36%，1.20%，0.60%和9.83%.這說明，本文所采用數學模型與網格能夠較合理地預測該鍋爐爐內的燃燒與NOx排放特性.同時，試驗報告中指出在氧量、一次風風速、配風方式、輔助風風門開度和附加燃盡風風門開度5種運行變量中對NOx影響最大的是氧量，其次是燃盡風門開度.因此，結合本文模型的特點，選取附加燃盡風風門開度作為運行變量，在660 MW負荷點進行了一組數值模擬，探究附加燃盡風門開度對爐內風量分配、燃燒特性以及污染物排放的影響.具體參數如表3所示，共設計4個工況.數值模擬工況中一、二次風主要設置參數如表4所示.

圖6 不同過量空氣系數下爐膛出口NOx

參數O2體積分數/%NOx排放量/(mg·m-3)屏底溫度/K飛灰含碳量/%測量值/設計值2.732471 4980.67模擬值2.742501 5070.61相對誤差/%0.361.200.609.83

表3 不同數值模擬工況的主要參數

表4 一、二次風設置參數

4.2 爐內溫度場及組分分布

本節(jié)選取附加燃盡風門開度為40%的工況來研究沿爐膛高度的溫度、氣體組分的分布特性.

4.2.1 溫度場分布

圖7為爐內溫度場分布，燃燒器的高溫區(qū)域主要分布在燃燒器射流形成的環(huán)形區(qū)域內，這是由于空氣與煤粉通過燃燒器噴嘴進入爐膛后，與上游高溫氣流混合加熱，沿著切圓流動方向溫度逐漸升高，達到一定溫度后煤粉顆粒的揮發(fā)分析出以及燃燒反應，進一步提高了環(huán)形區(qū)域的溫度.隨著附加燃盡風的進一步加入，未燃盡顆粒以及可燃氣體發(fā)生燃燒反應使氣流溫度升高，且附加燃盡風與切圓方向相反，增強了氣流混合.在爐膛上部區(qū)域，爐膛中心溫度較高.

(a)橫截面

(b)縱截面

4.2.2 O2和CO濃度場分布

圖8為爐內氧氣分布.氧氣由燃燒器送入爐膛，圖中x(O2)表示氧氣的摩爾分數.在進入爐膛后沿著射流方向迅速消耗減少，由于在主燃區(qū)過量空氣系數小于1，氧氣濃度較低，隨著附加燃盡風加入后氧氣濃度大幅上升，隨著煤粉的進一步燃燒，氧氣濃度有所下降.如圖9所示，在主燃區(qū)CO濃度較大，還原性氛圍較強，有利于減小NOx的生成.隨著爐膛高度的增加，大量附加燃盡風加入爐膛，CO迅速反應，CO濃度降低，在爐膛出口處基本燃盡.

(a)橫截面

(b)縱截面

4.2.3 NOx濃度場分布

圖10為爐內NOx濃度分布.NOx主要在燃燒器區(qū)域生成，且近壁面處的NOx含量最高，在爐膛中心處的NOx含量最低；在冷灰斗區(qū)域，CO濃度較低，此處生成的NOx難以被還原，因此NOx濃度較高；在燃燒器區(qū)域，隨著CO濃度的增加，還原性氣氛增強，該區(qū)域生成的NOx被還原，因此NOx濃度減??；隨著爐膛高度進一步增加，NOx生成量又有所降低.

(a)橫截面

(b)縱截面

(a)橫截面

(b)縱截面

4.3 附加燃盡風門開度

圖11為不同AA風門開度下爐內流量分布，其中各層風量是指該層燃燒器所有空氣量，包含一次風風量、周界風風量、輔助風風量.當AA風門開度為10%，40%，70%和100%時，相應的AA風風量占總風量的7.054%，17.11%，22.4%和23.82%，隨著AA風門開度的增加，AA風量增大，其余各層風門風量均減小.AA風門開度由40%增加到70%時，風量大幅增加；而當AA風門開度由70%增加到100%時，風量增加幅度較小.風門開度與風量并非是線性關系，這與風門擋板開度的阻力有關.如圖5所示，在風門開度較小時，開度變化對應的風門阻力系數變化較大，因此對流量影響較大.當AA風門擋板開度大于70%后，風門開度變化相對應的風門阻力系數變化較小，因此對AA風量的影響較小.由圖7可以推斷，AA風門開度在0～50%之間變化時，對AA風量的影響較大.同時，由于結構設計的限制，當AA風門擋板全開時，AA風量只能占總風量的23.82%，若為了降低NOx，進一步增加AA風量，則應在風箱壓差允許的情況下，將其余二次風風門擋板關小.

圖11 不同AA風門開度下爐內流量分布

如圖12(a)所示，當AA風門開度為10%時，燃燒器區(qū)域溫度較高，截面平均溫度接近1 600 K；當AA風門開度大于等于40%時，爐內溫度有所降低，且隨著AA風門開度的增加，溫度變化不大；在屏底處(爐膛高度50.3 m)隨著AA風門開度的增加溫度升高，當風門開度為100%時，屏底溫度達到1 520 K，超過設計值，會引起屏式受熱面結渣.

(a) 溫度分布曲線

(b) NOx濃度分布曲線

不同AA風門開度下NOx濃度分布如圖12(b)所示.隨著AA風門開度的增加，NOx含量降低.在燃燒器區(qū)域(爐膛高度17～32 m)NOx被還原，NOx濃度降低.

由圖12可以看出, 當AA風門開度大于等于40%時，在爐膛上部溫度分布呈現W形分布特征，隨著OFA燃盡風的加入，溫度和NOx濃度曲線均先降低后升高，出現局部峰值；隨著爐膛高度進一步增加，當AA風加入時，溫度和NOx濃度曲線再次出現局部峰值.這是因為在OFA燃盡風以下區(qū)域過量空氣系數小于1，存在未燃盡煤粉；OFA燃盡風進入爐膛與煙氣混合會稀釋NOx濃度并降低煙氣溫度，而后未燃盡煤粉進一步燃燒，燃料中的氮通過燃燒反應生成NOx，同時產生熱量使溫度升高，從而導致NOx濃度和溫度增加出現局部峰值；當AA風門開度大于等于40%時，有超過17%的風量由附加燃盡風噴口進入爐膛，此時AA風以下的過量空氣系數依舊小于1，與OFA燃盡風加入爐膛現象相同，再次出現峰值.隨著爐膛高度進一步增加，由于焦炭顆粒的還原作用，因此NOx生成量又會有所降低，由于受熱面的吸熱，溫度有所降低.由圖12(a)可以判斷，當AA風門開度為10%時，在爐膛上部，煤粉二次燃燒的現象不明顯.

圖13為不同AA風門開度下爐膛出口NOx含量和爐膛出口飛灰含碳量.由圖可見，隨著AA風門開度的增加，爐膛出口NOx排放量減小，同時飛灰含碳量增加.當AA風門開度增加到40%時，爐膛出口NOx排放量小于260 mg/m3，能夠達到減排要求，通過SCR的進一步反應，可以很好地控制NOx排放，同時，爐膛出口飛灰含碳量小于0.5%，維持較低水平；因此，為了將NOx控制在合理范圍內，并且得到較高的鍋爐效率，在滿負荷下，超超臨界墻式切圓鍋爐的AA風門開度采用40%為最佳.

圖13 不同AA風門開度下爐膛出口NOx排放量和飛灰含碳量

5 結論

1) 不同風門在擋板開度相同時，其阻力系數不同；當風門擋板開度小于50%時，各風門阻力系數曲線斜率明顯增大；阻力系數曲線斜率越大，擋板開度變化對風門風量影響越大.

2) 附加燃盡風風量與其風門開度阻力系數有關，當風門開度小于50%時，附加燃盡風風門阻力系數曲線斜率大幅增加，風量隨開度變化的幅度增大；當AA風門開度大于70%后，風門開度變化相對應的風門阻力系數變化較小，因此對于AA風量的影響較小.

3) 隨著附加燃盡風風門開度的增加，燃燒器區(qū)域風量減少，未燃盡煤粉量增大，溫度降低，還原性氣氛增強， NOx生成量減少，NOx還原量增加，能有效降低爐內NOx含量；當AA風門開度大于等于40%時，有超過17%的風量由附加燃盡風噴口進入爐膛，在爐膛上部溫度分布呈現W形分布特征，隨著OFA燃盡風、AA風的加入，溫度與NOx濃度均出現峰值，煤粉發(fā)生二次燃燒，引起屏底煙氣溫度升高.

4) 附加燃盡風風門開度增加，爐膛出口NOx含量下降，飛灰含碳量增加.當AA風門開度增加到40%時，爐膛出口NOx排放量小于260 mg/m3，同時，爐膛出口飛灰含碳量小于0.5%，維持較低水平.