王為術， 黃志豪， 房 凡， 廖義涵

(1．華北水利水電大學 熱能工程研究中心，鄭州 450045； 2．西安熱工研究院有限公司，西安 710054)

高堿煤在全國儲量巨大，燃燒活性好，具有強沾污和強結渣特性，旋風液態(tài)排渣鍋爐是為解決純燃新疆高堿煤發(fā)電而研發(fā)的新型高效高堿煤燃燒設備。旋風液態(tài)排渣鍋爐兼?zhèn)湫L爐和液態(tài)排渣鍋爐的特征，燃燒效率高，捕渣率高，可以全燒高堿煤發(fā)電，實現高堿煤的清潔高效利用。高堿煤賦存的堿(堿土)金屬嚴重影響爐內燃燒[1-3]，國內外學者對高堿煤燃料特性開展了很多研究。Song等[4]和Yang等[5]采用化學萃取對比研究了3種典型準東煤在氣化過程中堿金屬的賦存形態(tài)和轉化行為，得到了粉煤灰的物理性質。江鋒浩等[6]分析了高堿煤中堿金屬的賦存形態(tài)和結渣機理，同時結合高堿煤燃料特性，提出高堿煤結渣防治技術。對于鍋爐的燃燒調整與優(yōu)化，通常采用理論建模、現場實驗、相似性物模試驗和數值模擬研究。丘加友[7]采用冷模試驗和數值方法對臥式旋風燃燒器內氣流流動特性進行研究，優(yōu)化了旋風燃燒器的設計及運行參數。萬中平等[8]對300 MW四角切圓鍋爐進行了改進，解決了鍋爐高溫腐蝕嚴重、NOx排放高的問題。Al-abbas等[9-10]針對550 MW切向燃燒鍋爐，利用計算流體力學(CFD)軟件數值研究了不同氧氣濃度工況下爐內褐煤燃燒情況，并結合現場運行數據驗證了CFD方法的可靠性，優(yōu)化了運行參數，改善了空氣動力場，提高了焦炭燃盡率。徐健健[11]和薄煜[12]分別對液態(tài)排渣臥式旋風爐和水煤漿旋風爐內燃燒情況進行了試驗和數值研究。李代力等[13]數值研究了不同配風方案下液態(tài)排渣鍋爐爐內燃燒情況和NOx排放情況，驗證了trap方式對爐內近壁燃燒區(qū)運動顆粒的捕捉效果。Kuang等[14]研究了600 MW深度空氣分級燃燒鍋爐燃燒低揮發(fā)分煤種時的燃燒和NOx排放特性。

筆者針對純燃高堿煤旋風液態(tài)排渣鍋爐，基于CFD軟件數值研究了不同一次風葉片傾角對其燃燒及NOx排放特性的影響，以期全燒高堿煤發(fā)電，為旋風液態(tài)排渣鍋爐的優(yōu)化運行及設計提供理論依據。

1 研究對象及計算方法

1.1 研究對象

以新型純燃高堿煤旋風液態(tài)排渣鍋爐為研究對象，該鍋爐是由液態(tài)排渣鍋爐改造而成的旋風液態(tài)排渣鍋爐，原鍋爐為德國BABCOCK公司生產的超高壓、雙U型、液態(tài)排渣、帶飛灰復燃裝置的塔式直流爐。為適應純燃高堿煤，根據結構特點對液態(tài)排渣鍋爐進行改造，拆除原鍋爐上布置的16只雙調風低NOx旋流燃燒器，并安裝16只高堿煤旋風燃燒器及配套點火油槍系統(tǒng)和輔助系統(tǒng)，旋風燃燒器安裝位置和葉片旋流方向均不變；增加高堿煤旋風燃燒器支吊鋼架和彈簧支吊等支吊系統(tǒng)。旋風燃燒器采用絕熱式，以減少對熔渣室吸熱及爐膛出口煙溫的影響。鍋爐燃料為新疆準東高堿煤，煤質特性見表1。旋風燃燒器詳細參數見表2。

表1 煤粉燃料特性

表2 旋風燃燒器參數

1.2 模型建立及網格劃分

為減少網格數量，縮短計算時間，根據液態(tài)排渣鍋爐的結構特性，選取其對稱部分作為最終的計算單元，按實際尺寸1∶1建模得到的純燃高堿煤旋風液態(tài)排渣鍋爐幾何模型如圖1(a)所示。建立的模型中爐膛寬度是原鍋爐的一半，為4 196 mm，爐膛深12 480 mm，燃盡室寬度為4 910 mm。圖1(b)為旋風燃燒器區(qū)域俯視圖，圖中數字為燃燒器標號，相鄰燃燒器的旋流方向均相反，這種布置方式可以增強煤粉與煤粉、煤粉與煙氣的混合程度，強化燃燒和換熱，提高鍋爐效率。

(a) 旋風液態(tài)排渣鍋爐幾何模型

為方便網格劃分，將整個計算域劃分為旋風燃燒器區(qū)域、燃盡室區(qū)域、熔渣室、噴氨區(qū)域及豎直煙道區(qū)域。旋風燃燒器結構復雜、湍流強度高，采用非結構網格來適應其復雜的物理化學過程；對于燃盡室區(qū)域和噴氨區(qū)域，考慮到與其他各區(qū)域之間的耦合作用，采用非結構四面體網格劃分，以減小計算誤差；熔渣室形狀較規(guī)則，可采用非結構化六面體網格；豎直煙道形狀規(guī)則，采用結構化六面體網格，其計算精度高，同時可以大幅減少網格數目。生成的網格模型見圖2。

圖2 旋風液態(tài)排渣鍋爐網格模型

1.3 計算方法及模型選擇

數值模擬采用三維模型穩(wěn)態(tài)計算，旋風液態(tài)排渣鍋爐爐內燃料燃燒劇烈，包含氣體流動、傳熱傳質以及煤粉顆粒的高速旋轉和燃燒過程，其三維湍流流動是高度復雜并伴有強旋流的過程。對于此種湍流流動，使用RNGk-ε模型進行求解。爐內燃燒過程涉及氣體的流動和煤粉顆粒的運動，是典型的氣固兩相流動，采用歐拉-拉格朗日方法進行模擬。揮發(fā)分熱解采用兩步競爭反應模型，氣相湍流燃燒采用非預混燃燒模型，焦炭燃燒采用動力學/擴散控制反應速率模型。由于產生的熱量多、爐內溫度高，煤粉在爐內的燃燒過程主要以輻射傳熱的方式將熱量傳遞給水冷壁等其他受熱面，采用P-1輻射模型計算輻射傳熱過程。煤粉燃燒產生的NOx主要分為熱力型、快速型和燃料型，由于煤粉顆粒燃燒生成的快速型NOx所占比例很少，這里僅考慮燃料型NOx及熱力型NOx[15-16]。

一次風葉片傾角是旋風燃燒器設計中的一個重要參數，其大小會直接影響煤粉顆粒在爐內的運動軌跡和停留時間，進而影響旋風液態(tài)排渣鍋爐燃燒及NOx排放特性，因此研究不同一次風葉片傾角下爐內空氣動力場、溫度場、組分場和NOx濃度場至關重要。對4種一次風葉片傾角下爐內燃燒特性進行數值研究，具體邊界條件見表3。

表3 模擬工況匯總

定義鍋爐熔渣室最低點的坐標為z=0 m，旋風燃燒器區(qū)域(z=-19.16～<-12.16 m)、燃盡室區(qū)域(z=-12.16～<-4.4 m)以及熔渣室右側區(qū)域(z=-4.4～<0 m)位于z軸負方向，熔渣室左側區(qū)域(z=0～<6 m)、噴氨區(qū)域(z=6～<16 m)及豎直煙道區(qū)域(z=16～57 m)位于z軸正方向。

2 結果與分析

2.1 氣流速度分布

圖3給出了不同工況下旋風液態(tài)排渣鍋爐爐內氣流速度分布。由圖3可知，不同工況下爐內氣流速度變化趨勢相同，由于一次風和二次風均從旋風燃燒器進入，在旋風燃燒器區(qū)域氣流速度逐漸升高，隨后煙氣進入燃盡室，氣流速度急劇下降到26 m/s左右，在燃盡室出口氣流速度下降到15 m/s左右。在熔渣室，由于其橫截面積減小導致該區(qū)域的氣流速度略有升高，最后煙氣流經鍋爐豎直煙道，氣流速度緩慢下降直至趨于穩(wěn)定。從圖3還可以看出，一次風葉片傾角對爐膛氣流速度的影響不大，其分布基本相同，對旋風燃燒器區(qū)域的氣流速度分布略有影響，一次風葉片傾角越大，一次風入口速度越高，但是在旋風燃燒器區(qū)域，一次風葉片傾角為40°工況下的氣流速度反而比一次風葉片傾角為35°工況小，這是因為一次風葉片傾角過大將會直接影響一次風入口向下的軸向速度，當煙氣流經燃盡室時，氣流充分發(fā)展，此時4種工況下氣流速度基本一致，說明一次風葉片傾角僅對旋風燃燒器內的氣流有影響，對鍋爐主體的氣流速度分布并無太大影響。

圖3 不同工況下沿煙氣流程方向速度分布

2.2 溫度分布

圖4給出了不同工況下旋風液態(tài)排渣鍋爐爐膛截面氣流平均溫度分布。由圖4可知，不同工況下爐內平均溫度變化趨勢相同，均為先升高再降低最后保持穩(wěn)定的趨勢，爐內平均溫度最高的區(qū)域在燃盡室區(qū)域，其次是在旋風燃燒器區(qū)域。一次風葉片傾角越大，爐膛截面氣流平均溫度越高，4種工況下爐膛最高平均溫度為2 083 K，這是由于增大一次風葉片傾角延長了煤粉顆粒在旋風燃燒器以及爐內的停留時間，使煤粉燃燒更充分，釋放出更多的熱量。由圖4還可知，在旋風燃燒器區(qū)域，一次風葉片傾角為40°工況下的平均溫度比一次風葉片傾角為35°工況低，這是因為一次風葉片傾角過大導致煤粉在旋風燃燒器內的停留時間過長，煤粉不完全燃燒比例增加，一次風葉片傾角為40°工況下煤粉燃燒釋放的熱量較低；隨后煙氣進入燃盡室，未燃盡的焦炭繼續(xù)燃燒燃盡，釋放熱量，該區(qū)域的平均溫度比一次風葉片傾角為35°工況高。爐膛出口煙溫隨一次風葉片傾角的增大而上升，一次風葉片傾角從25°增大到40°時，爐膛出口煙溫升高114 K。

圖4 不同工況下沿煙氣流程方向平均溫度分布

2.3 組分分布

圖5～圖7分別為不同工況下旋風液態(tài)排渣鍋爐爐內O2、CO和CO2質量分數分布。

圖5 不同工況下沿煙氣流程方向O2質量分數分布

圖6 不同工況下沿煙氣流程方向CO質量分數分布Fig.6 Distribution of CO concentration along the direction of flue gas flow under different conditions

圖7 不同工況下沿煙氣流程方向CO2質量分數分布Fig.7 Distribution of CO2 concentration along the direction of flue gas flow under different conditions

由圖5～圖7可知，不同工況下液態(tài)排渣鍋爐爐內各組分質量分數分布特性一致，沿煙氣流程方向，O2質量分數一直降低，CO質量分數先升高后降低、再升高最后趨于穩(wěn)定，CO2質量分數先升高后趨于穩(wěn)定。在燃燒初期，煤粉充足，煤粉燃燒消耗O2，生成CO2和CO，因此CO2和CO質量分數急劇上升，O2質量分數迅速降低；在旋風燃燒器中下部區(qū)域(z=-16～-13 m)，由于O2充足，該區(qū)域一小部分CO被氧化，導致CO質量分數略有下降，相應CO2質量分數略升高；在旋風燃燒器出口位置(z=-12.16 m)，CO質量分數急劇下降的原因是煙氣的通流面積變大。在燃盡室區(qū)域，錯列逆向的旋風燃燒器布置方式使煙氣在該區(qū)域充分混合，煙氣攜帶的未燃盡顆粒繼續(xù)燃燒，生成CO和CO2，因此該區(qū)域的CO和CO2質量分數均升高；當煙氣流過熔渣室轉向進入豎直煙道時，爐內各組分質量分數均保持穩(wěn)定。由圖5～圖7還可知，一次風葉片傾角越大，爐內CO質量分數越高，CO2質量分數越低，O2質量分數相差不大，z=0 m以后O2基本無剩余。因為一次風葉片傾角越大，煤粉顆粒在爐內停留時間越長，過大的一次風葉片傾角會導致煤粉不完全燃燒量增加，生成的CO增加；一次風葉片傾角從25°增大到40°時，爐膛出口CO質量分數上升約44%。

2.4 NOx質量濃度分布

圖8給出了不同工況下旋風液態(tài)排渣鍋爐爐內NOx質量濃度分布。由圖8可知，不同工況下爐內NOx質量濃度變化趨勢基本相同，在燃燒初期，O2充足，煤粉中的揮發(fā)分受熱分解，旋風燃燒器內燃料型NOx和熱力型NOx大量生成，在旋風燃燒器出口NOx質量濃度達到峰值，煙氣進入燃盡室，流通截面積增大，因此在燃盡室上部區(qū)域NOx質量濃度下降；在燃盡室下部區(qū)域至熔渣室區(qū)域，煙氣中未燃燒完的焦炭繼續(xù)燃燒至燃盡，該區(qū)域CO質量分數逐漸上升(見圖6)，部分NOx被還原生成N2，NOx質量濃度逐漸下降；隨后煙氣流出熔渣室并繼續(xù)向上流動，NOx質量濃度基本保持不變。由圖8還可知，一次風葉片傾角越大，爐內主燃燒區(qū)NOx質量濃度越高，當一次風葉片傾角從25°增大至40°時，主燃燒區(qū)NOx最高質量濃度升高約1 022.91 mg/m3，這是因為一次風葉片傾角越大，氣流旋度越強，煤粉顆粒在爐內尤其是在旋風燃燒器內的停留時間越長，由煤粉受熱分解出的含N原子的中間產物越多，這部分中間產物與OH、O2反應生成的NO也就越多，導致爐內整體NOx質量濃度較高。當一次風葉片傾角為30°時，爐膛出口NOx質量濃度最低，且一次風葉片傾角每增大或減小5°，爐膛出口NOx質量濃度會升高約110 mg/m3。

圖8 不同工況下沿煙氣流程方向NOx質量濃度分布Fig.8 Distribution of NOx concentration along the direction of flue gas flow under different conditions

3 結 論

(1) 一次風葉片傾角影響旋風液態(tài)排渣鍋爐燃燒特性，優(yōu)化一次風葉片傾角可以改善爐內流場分布，提高高堿煤燃燒效率，顯著降低NOx排放。

(2) 不同工況下爐內溫度分布特性一致，沿煙氣流程方向呈現先升高再降低最后保持穩(wěn)定的趨勢。沿煙氣流程方向爐內各組分質量分數分布具有規(guī)律性，O2質量分數一直降低，CO質量分數先升高后降低、再升高最后趨于穩(wěn)定，CO2質量分數先升高后趨于穩(wěn)定。

(3) 隨著一次風葉片傾角的減小，爐膛出口煙溫降低，爐膛出口NOx質量濃度先降低后升高。綜合考慮各種因素，最佳的一次風葉片傾角為30°。