嚴(yán)杏初，馬 侖，陳鑫科，張 成，夏 季

（1.廣東省能源集團沙角C電廠，廣東 虎門 523900；2.華中科技大學(xué)煤燃燒國家重點實驗室，湖北 武漢 430074；3.武漢華中思能科技有限公司，湖北 武漢 430070）

0 引言

切圓燃燒方式具有較好的火焰充滿度、高燃燒效率、煤種適應(yīng)性強等優(yōu)點，在我國大型燃煤電站中廣泛應(yīng)用［1-3］。但切圓燃燒下爐內(nèi)氣流旋轉(zhuǎn)上升，在爐膛出口處也仍存在殘余旋轉(zhuǎn)，這會導(dǎo)致水平煙道兩側(cè)出現(xiàn)速度以及煙氣溫度偏差，進(jìn)而導(dǎo)致兩側(cè)過熱、再熱汽溫的偏差，影響鍋爐安全運行［4-6］。為改善切圓鍋爐出口煙溫偏差，國內(nèi)外學(xué)者開展了豐富的研究，主要技術(shù)手段如優(yōu)化受熱面布置形式（大屏過熱器與末級過熱器之間管道由交叉改為平行）［7］、主燃燒區(qū)二次風(fēng)反切［8］、調(diào)整燃燒器擺角［9］等。與此同時，為達(dá)到國家環(huán)保要求，低氮燃燒技術(shù)也廣泛應(yīng)用于燃煤電站鍋爐，其中燃盡風(fēng)技術(shù)是火電廠燃煤鍋爐采用深度空氣分級低NOx燃燒技術(shù)的重要方法之一［10-14］。調(diào)整燃盡風(fēng)以達(dá)到減小爐膛出口部分殘余旋轉(zhuǎn)動量，使得水平煙道煙速分布更加均勻，是解決四角切圓鍋爐殘余旋轉(zhuǎn)帶來熱偏差問題的有效方式［15-16］。方慶艷［17］、付忠廣［18］等人對切圓鍋爐的煙溫偏差開展了模擬研究，發(fā)現(xiàn)燃盡風(fēng)水平擺角反切有利于降低爐膛出口煙溫偏差。劉基昌［19］、龍敦武［20］等人研究發(fā)現(xiàn)通過設(shè)置合適的燃盡風(fēng)風(fēng)速度偏置可以有效改善切圓鍋爐煙溫偏差。目前，四角切圓鍋爐為實現(xiàn)低氮燃燒，燃盡風(fēng)大多布置于鍋爐的四角，而采用墻式對沖形式的燃盡風(fēng)布置方式相對較少。本文所研究某600 MW四角切圓鍋爐（燃盡風(fēng)布置于前后墻）在低氮燃燒改造后，爐內(nèi)空氣動力場和溫度場發(fā)生了較大的變化，汽溫特性也隨之發(fā)生了變化，而主蒸汽只有一級噴水減溫器作為調(diào)溫手段，導(dǎo)致主汽溫經(jīng)常失控、超溫，再熱器溫通過燃燒器擺角＋噴水調(diào)節(jié)的方式來調(diào)節(jié)，仍然會出現(xiàn)汽溫失控、超溫現(xiàn)象，經(jīng)常出現(xiàn)兩側(cè)汽溫偏差、汽溫顯著低于設(shè)定值等問題；與此同時，由于爐內(nèi)流場、燃燒工況發(fā)生變化，兩側(cè)氧量及CO含量出現(xiàn)不平衡，嚴(yán)重影響機組運行的安全性、經(jīng)濟性?；诖?，本文對該燃盡風(fēng)布置于前后墻的四角切圓鍋爐開展了數(shù)值模擬，并研究了墻式對沖燃盡風(fēng)偏置角度對煙溫偏差以及出口CO濃度協(xié)同影響，并開展了現(xiàn)場試驗調(diào)整，取得了較好的效果。研究結(jié)果可為同類鍋爐的優(yōu)化運行提供相關(guān)參考。

1 鍋爐概況

某660 MW鍋爐是美國ABB-CE公司設(shè)計生產(chǎn)的亞臨界參數(shù)、單汽包中間再熱、控制循環(huán)鍋爐，膜式水冷壁，單爐膛四角雙切圓燃燒。制粉系統(tǒng)為正壓直吹制粉系統(tǒng)，配有6臺HP983碗式中速磨煤機，設(shè)計煤種出力為53 t/h，運行5臺磨煤機即可滿足BMCR出力。6個一次風(fēng)噴口（A、B、C、D、E和F）和7個供給燃料燃燒空氣用的二次風(fēng)噴口（AA、AB、BC、CD、DE、EF和FF），其中AA、BC、DE、FF相對一次風(fēng)同向偏轉(zhuǎn)22°角。為實現(xiàn)爐內(nèi)低氮燃燒，在上爐膛左右側(cè)墻設(shè)置了8組燃盡風(fēng)噴口（SOFA）。鍋爐結(jié)構(gòu)及燃盡風(fēng)噴口布置圖如圖1所示。鍋爐燃用煤質(zhì)特性分析如表1所示。

表1 煤質(zhì)分析Table 1 Coal quality analysis

圖1 鍋爐結(jié)構(gòu)及燃盡風(fēng)噴口布置圖Fig.1 Schematic diagram of meshing and overfire air layout

2 數(shù)學(xué)模型及計算工況

鍋爐內(nèi)煤粉燃燒是一個復(fù)雜的物理、化學(xué)過程，它涉及到多相流動、傳熱傳質(zhì)和燃燒等多個學(xué)科，因此要完全和準(zhǔn)確地描述燃燒過程是很困難的?？紤]到工程應(yīng)用的特點，本文從實用性出發(fā)對鍋爐爐內(nèi)的燃燒過程進(jìn)行數(shù)值模擬。在本文計算中，主要模型如下：氣相湍流流動Realizable（帶旋轉(zhuǎn)修正）雙方程模型，煤粉顆粒相的運動采用隨即軌道模型，煤粉揮發(fā)分析出采用雙平行競爭反應(yīng)模型，氣相燃燒采用混合分?jǐn)?shù)—概率密度函數(shù)（PDF）模型，焦炭燃燒采用動力/擴散控制燃燒模型，輻射模型采用P-1模型。更多模型介紹，見文獻(xiàn)［21］-文獻(xiàn)［30］。煤粉顆粒的粒徑遵循Rosin-Rammler分布，平均粒徑為65μm，分布指數(shù)為1.5。根據(jù)鍋爐和燃燒器實際幾何結(jié)構(gòu)尺寸進(jìn)行了精細(xì)化的建模和網(wǎng)格劃分，以提高計算結(jié)果的精確性。采用分區(qū)網(wǎng)格劃分方法，使用高質(zhì)量的六面體網(wǎng)格，網(wǎng)格無關(guān)性測試結(jié)果發(fā)現(xiàn)，綜合考慮計算精度和時間250萬左右網(wǎng)格既能滿足模擬精度要求又能保證計算效率。爐膛網(wǎng)格結(jié)構(gòu)及燃盡風(fēng)噴口布置如圖2所示。

圖2 爐膛網(wǎng)格劃分及無關(guān)性測試Fig.2 Grid division and independece test

在鍋爐滿負(fù)荷運行的基礎(chǔ)上研究了燃盡風(fēng)噴口水平擺角以及燃盡風(fēng)風(fēng)量偏置的7個工況，如表2。燃盡風(fēng)噴口布置在左側(cè)墻和右側(cè)墻上，當(dāng)燃盡噴入方向與鍋爐墻壁垂直時，擺角記為0°度，燃盡風(fēng)噴入為順時針與下爐膛主氣流反切時計為“+”，逆時針與下爐膛主氣正切時計為“-”。

表2 工況設(shè)置Table 2 Case setting

3 模擬結(jié)果分析與討論

3.1 模擬結(jié)果合理性驗證

計算得到的爐膛出口參數(shù)（工況1）與試驗測試結(jié)果的對比如表3所示，從表中可以看到，出口氧量、CO以及溫度均與試驗結(jié)果相近，計算結(jié)果基本在誤差可接受圍之內(nèi)。這表明，本文所建立的網(wǎng)格和采用的模型是合理的，可以用來開展不同燃盡風(fēng)參數(shù)對煙溫偏差以及燃燒效率協(xié)同影響的研究。

表3 試驗與模擬計算爐膛出口參數(shù)對比Table 3 Comparison between the measured and simulated results at furnace outlet

3.2 變?nèi)急M風(fēng)水平擺角下煙溫偏差及燃燒效率的模擬及現(xiàn)場試驗結(jié)果

圖3是燃盡風(fēng)水平擺角順時針和逆時針?biāo)腿霑r爐內(nèi)溫度分布，燃盡風(fēng)垂直送入爐內(nèi)時，上爐膛高溫區(qū)向左側(cè)墻偏斜明顯，這會顯著影響過左右側(cè)汽溫水平；實際運行中左右側(cè)再熱汽溫偏差達(dá)到15.6℃。燃盡風(fēng)順時針與主氣流反切送入爐內(nèi)（工況2、3）會削弱煙氣的殘余旋轉(zhuǎn)，使得上爐膛燃盡區(qū)溫度不集中，左右側(cè)溫度分布均勻性相對較好；燃盡風(fēng)逆時針與主氣流正切送入爐內(nèi)時（工況4、5）會強化煙氣的殘余旋轉(zhuǎn)，反而使得燃盡區(qū)高溫區(qū)域相對集中，容易在氣流擾動下出現(xiàn)偏斜，從而導(dǎo)致溫度偏差。

圖3 燃盡風(fēng)不同水平擺角下溫度分布(K)Fig.3 Temperature distribution under different horizontal angles(K)

表4為燃盡風(fēng)水平擺角正切與反切時爐膛的出口參數(shù)。燃盡風(fēng)順時針與主氣流反切送入爐內(nèi)時，可以發(fā)現(xiàn)出口左右側(cè)煙氣溫度偏差逐漸降低；同時，氣流反切使得下爐膛未燃盡碳和CO與燃盡風(fēng)混合強度增強，其燃燒劇烈程度增加，使得出口氧量和CO濃度都有所降低、燃盡率有所提高。而當(dāng)燃盡風(fēng)逆時針與主氣流正切送入爐內(nèi)時，可以發(fā)現(xiàn)出口左右側(cè)煙氣溫度偏差有所增加；出口氧量和CO濃度顯著增加、燃盡率明顯降低，這會影響燃燒的經(jīng)濟性和安全性。綜上所述，建議在實際運行中，燃盡風(fēng)順時針與主氣流反切送入爐內(nèi)既可以降低煙溫偏差，又可以提高燃燒經(jīng)濟性。

表4 變?nèi)急M風(fēng)水平擺角時爐膛出口模擬值Table 4 The simulated results at furnace outlet under different horizontal angles

基于上述模擬研究結(jié)果，開展了燃盡風(fēng)水平角度的現(xiàn)場試驗調(diào)整。鑒于現(xiàn)場設(shè)備可調(diào)范圍的限制，實際調(diào)整中，1號～8號燃盡風(fēng)噴口角度只開展了-5°～+5°范圍內(nèi)燃盡風(fēng)角度的調(diào)整試驗。表5為燃盡風(fēng)不同水平擺角下汽溫特性，表6為空預(yù)器入口煙氣濃度和飛灰含碳測量結(jié)果?？梢钥闯?，燃盡風(fēng)逆時針與主氣流同向正切送入爐內(nèi)時，A、B汽溫偏差顯著，且B側(cè)CO濃度、飛灰含碳量顯著增加。燃盡風(fēng)順時針與主氣流反切送入爐內(nèi)時，A、B側(cè)氣汽溫特性良好且偏差明相對較小，且由于燃盡風(fēng)氣流與爐內(nèi)高溫?zé)煔饣旌铣浞?，有利于煤粉燃燒與燃盡、降低CO排放和兩側(cè)煙氣濃度偏差。

表5 燃盡風(fēng)不同水平擺角下汽溫特性Table 5 Steam characteristics under different horizontal angles

表6 燃盡風(fēng)不同水平擺角下空預(yù)器入口煙氣濃度和飛灰含碳測量結(jié)果Table 6 The measured flue gas concentration and carbon content in fly ash at the air preheater entrance under different horizontal angles

3.3 變?nèi)急M風(fēng)風(fēng)量偏置下煙溫偏差及燃燒效率的模擬及現(xiàn)場試驗結(jié)果

圖4為左右墻不同偏置工況下沿爐膛寬度方向的溫度分布?？梢钥闯?，左右墻燃盡風(fēng)風(fēng)量均等送入爐內(nèi)時（工況1），上爐膛高溫區(qū)向左墻偏斜。當(dāng)減少左墻燃盡風(fēng)風(fēng)量、增加右墻燃盡風(fēng)風(fēng)量后（工況6），上爐膛高溫區(qū)進(jìn)一步向左墻偏斜，這會加劇煙溫偏差。當(dāng)增加左墻燃盡風(fēng)風(fēng)量、減少右墻燃盡風(fēng)風(fēng)量后（工況7），促使高溫區(qū)向右墻區(qū)域移動，使得上爐膛高溫區(qū)較為對稱，這說明適當(dāng)增加左墻燃盡風(fēng)風(fēng)量也有利于減少尾部煙氣的殘余旋轉(zhuǎn)，減少上爐膛左右側(cè)區(qū)域煙溫偏差程度。

圖4 燃盡風(fēng)左右風(fēng)量偏置下溫度分布(K)Fig.4 Temperature distribution under left and right-SOFA air volume offset(K)

表7為燃盡風(fēng)左右風(fēng)量偏置時模擬得到的爐膛出口參數(shù)。減少左墻燃盡風(fēng)風(fēng)量、增加右墻燃盡風(fēng)風(fēng)量后煙溫偏差加劇了左右側(cè)墻區(qū)域煙氣流量的不均勻程度，使得左右側(cè)煙溫偏差由相左右墻均勻配風(fēng)下的60 K增加到75 K，燃盡率顯著下降，CO濃度水平有所增加，這主要是由于下爐膛未燃盡碳、CO與燃盡風(fēng)混合不充分所致。增加左墻燃盡風(fēng)風(fēng)量、減少右墻燃盡風(fēng)風(fēng)量后，左右墻區(qū)域煙氣流量均勻性得到改善，煙溫偏差由相左右墻均勻配風(fēng)下的60 K顯著降低到27 K；與此同時，下爐膛未燃盡碳和CO與燃盡風(fēng)混合強度增強，其燃燒劇烈程度增加，燃盡率有所升高，CO濃度明顯降低，這有利于改善燃燒的經(jīng)濟性和安全性。建議在實際運行中，適當(dāng)增加左墻燃盡風(fēng)風(fēng)量、減少右墻燃盡風(fēng)風(fēng)量，既可以降低煙溫偏差，又可以提高燃燒經(jīng)濟性。

表7 變?nèi)急M風(fēng)左右風(fēng)量偏置時爐膛出口模擬值Table 7 The simulated results at furnace outlet under left and right-SOFA air volume offset

基于模擬研究結(jié)果，進(jìn)一步開展了燃盡風(fēng)左右墻開度偏置的現(xiàn)場試驗調(diào)整。表8-表9分別為燃盡風(fēng)左右墻開度偏置下汽溫特性和空預(yù)器入口煙氣濃度測量結(jié)果?？梢钥闯觯{(diào)整燃盡風(fēng)左右墻開度偏置對現(xiàn)場出口參數(shù)影響規(guī)律與模擬結(jié)果基本一致。左墻燃盡風(fēng)開度為40%、右墻為30%時，A、B測再熱、過熱汽溫偏差增大，出口飛灰含碳及CO濃度有所增加，燃燒經(jīng)濟性降低；左墻燃盡風(fēng)開度為20%、右墻為40%時，A、B測再熱、過熱汽溫偏差較小，出口飛灰含碳及CO濃度明顯降低。

表8 燃盡風(fēng)左右墻開度偏置下汽溫特性Table 8 Steam characteristics under left and right-SOFA opening degree offset

表9 左右墻燃盡風(fēng)開度偏置下空預(yù)器入口煙氣濃度和飛灰含碳測量結(jié)果Table 9 The measured flue gas concentration and carbon content in fly ash at the air preheater entrance under left and right-SOFA opening degree offset

4 結(jié)語

針對存在汽溫偏差的某660 MW四角切圓鍋爐，本文采用數(shù)值模擬與試驗方法研究了墻式燃盡風(fēng)水平擺角以及風(fēng)量偏置對煙溫偏差及燃燒特性的影響。模擬結(jié)果與現(xiàn)場實際情況吻合較好。燃盡風(fēng)左右墻均等垂直送入爐內(nèi)時，左側(cè)煙氣溫度高于右側(cè)，存在明顯煙溫偏差；現(xiàn)場實際運行中也表明存在明顯汽溫偏差。燃盡風(fēng)逆時針與主氣流同向送入爐內(nèi)時，左右側(cè)煙氣溫度偏差有所增加，且出口氧量和CO濃度顯著增加、燃盡率明顯降低；燃盡風(fēng)與主氣流反切送入爐內(nèi)減弱了煙氣殘余旋轉(zhuǎn)，有利于減少左右側(cè)煙溫及汽溫偏差，下爐膛未燃盡碳、CO與燃盡風(fēng)混合強度的增強降低了爐膛出口CO濃度、提高了燃盡程度。減少左墻燃盡風(fēng)風(fēng)量、增加右墻燃盡風(fēng)風(fēng)量后煙溫偏差加劇了左右側(cè)煙溫及汽溫偏差，燃盡率顯著下降，CO濃度水平有所增加；增加左墻燃盡風(fēng)風(fēng)量、減少右墻燃盡風(fēng)風(fēng)量，左右側(cè)煙氣流量均勻性得到改善，煙溫及汽溫偏差減小，下爐膛未燃盡碳和CO與燃盡風(fēng)混合強度增強，燃盡率有所升高，CO濃度明顯降低，這有利于改善燃燒的經(jīng)濟性和安全性。建議在實際運行中，燃盡風(fēng)順時針與主氣流反切送入爐內(nèi)，或者適當(dāng)增加左墻燃盡風(fēng)風(fēng)量、減少右墻燃盡風(fēng)風(fēng)量，既可以降低煙溫偏差，又可以提高燃燒經(jīng)濟性。