周長鑫 劉建全 蘇統(tǒng) 胡偉晨 孔爭

上海電力大學(xué)能源與機械工程學(xué)院

0 引言

國內(nèi)電站鍋爐基本采用四角切圓和旋流對沖兩種燃燒方式[1]。其中四角切圓燃燒方式，氣流混合充分，使?fàn)t膛內(nèi)火焰充滿度良好，燃盡程度更好,且煤種適應(yīng)性十分廣泛。但是四角切圓燃燒方式，存在很明顯的缺點，由于水平煙道內(nèi)旋轉(zhuǎn)殘余的存在，導(dǎo)致在爐膛出口部位有十分嚴(yán)重的煙氣速度及溫度偏差，600 MW及以上的鍋爐，爐膛出口的熱偏差在200℃以上[2]。

700℃超超臨界燃煤發(fā)電技術(shù)是國內(nèi)外研究的重點[3]。由于蒸汽參數(shù)的提高，對鍋爐各級受熱面材料有了更高的要求[4]。而四角切圓鍋爐存在的熱偏差問題，在700℃鍋爐中更加突出，因此解決700℃鍋爐熱偏差問題至關(guān)重要[5]。

李德波等學(xué)者[6]對爐膛出口熱偏差進行了研究。郭岸龍[7]等通過模擬600 MW墻式切圓鍋爐，發(fā)現(xiàn)SOFA水平反切，能夠削弱水平煙道內(nèi)氣流旋轉(zhuǎn)強度，從而降低爐膛出口截面存在的熱偏差；李成俊、孫保民等[8-10]研究不同燃盡風(fēng)水平及豎直擺動角度，發(fā)現(xiàn)合理的燃盡風(fēng)擺角能夠有效地降低爐膛出口截面熱偏差；劉基昌[11’12]等通過研究四角切圓塔式鍋爐左、右兩側(cè)燃盡風(fēng)速度偏置，發(fā)現(xiàn)單側(cè)燃盡風(fēng)速度偏置，能夠更加有效地降低爐膛出口熱偏差。

本文對700℃鍋爐進行數(shù)值模擬，研究鍋爐的爐膛內(nèi)部速度及溫度場分布，分析爐膛熱偏差機理及成因，并通過改變?nèi)急M風(fēng)反切角度和燃盡風(fēng)的風(fēng)門開度，對爐膛出口熱偏差進行優(yōu)化。

1 研究對象

本文研究對象為上海鍋爐廠研發(fā)的700℃Π型四角切圓鍋爐，爐膛寬18 816 mm，深16 800 mm，高63 290 mm。鍋爐配有6臺直吹式中速磨煤機，鍋爐滿負(fù)荷運行時，投入5臺磨煤機，1臺備用。

如圖1所示，該機組燃燒器區(qū)域，一次風(fēng)噴口射流的方向與爐膛中心線重合；二次風(fēng)噴口的射流方向與爐膛中心線呈3°的夾角，使二次風(fēng)射流逆時針旋轉(zhuǎn)；油噴口在鍋爐穩(wěn)燃后，通入二次風(fēng)。在鍋爐運行時，一、二次風(fēng)從爐膛四角射出，一次風(fēng)對沖進入爐膛，二次風(fēng)的風(fēng)速較大，帶動一次風(fēng)進行逆時針旋轉(zhuǎn)，燃盡風(fēng)噴口可以在水平方向進行±30°的擺動。

圖1 爐膛燃燒器截面及燃燒器布置

2 計算模型及數(shù)值方法

2.1 網(wǎng)格劃分

選取冷灰斗到水平煙道爐膛出口作為計算域，對計算域進行分區(qū)處理，網(wǎng)格主要采取結(jié)構(gòu)化的六面體網(wǎng)格，以提高計算精度和計算效率[13]。對于燃燒器區(qū)域，為防止出現(xiàn)偽擴散現(xiàn)象，對燃燒器區(qū)域網(wǎng)格進行加密處理。經(jīng)過網(wǎng)格無關(guān)性驗證，最終確定網(wǎng)格數(shù)量為135萬，具體網(wǎng)格劃分狀況如圖2所示。

圖2 鍋爐網(wǎng)格結(jié)構(gòu)

2.2 數(shù)學(xué)模型

數(shù)值模擬，選擇Realizable k-ε模型對爐膛內(nèi)旋轉(zhuǎn)氣流進行修正；選擇非預(yù)混燃燒PDF模型模擬爐內(nèi)燃燒狀況；選擇P1輻射模型描述爐膛內(nèi)部氣體與煤粉顆粒之間的輻射換熱；煤粉顆粒的粒徑分布依照Rosin-Rammle分布[14]。

2.3 邊界條件

鍋爐的設(shè)計煤耗量為219 t/h，設(shè)計煤種參數(shù)如表1所示。鍋爐的總設(shè)計風(fēng)量為535 kg/s，過量空氣系數(shù)為1.15，鍋爐噴口設(shè)置為速度入口，鍋爐爐膛出口設(shè)置為微負(fù)壓的壓力出口。

表1 煤種的工業(yè)及元素分析

2.4 數(shù)值模擬工況

如表2所示，采用單因子法通過爐內(nèi)速度場、溫度場研究不同工況對爐膛出口煙氣溫度偏差的影響。工況1不進行燃盡風(fēng)角度和風(fēng)門開度調(diào)節(jié)，燃盡風(fēng)與二次風(fēng)進入爐膛方向一致，通過工況1分析爐膛內(nèi)部速度場、溫度場，研究爐內(nèi)煙氣溫度偏差成因及機理；工況2~4在工況1的基礎(chǔ)上，對燃盡風(fēng)角度進行調(diào)節(jié)，使燃盡風(fēng)與二次風(fēng)形成10°、20°、30°反切，以研究燃盡風(fēng)反切角度對爐膛出口煙氣溫度偏差的影響；工況5~8在工況4的基礎(chǔ)上，改變鍋爐燃盡風(fēng)風(fēng)門開度，在計算過程中，燃盡風(fēng)噴口面積一定，主要通過改變?nèi)急M風(fēng)風(fēng)速，改變?nèi)急M風(fēng)風(fēng)量，來模擬燃盡風(fēng)風(fēng)門開度改變，研究燃盡風(fēng)風(fēng)門開度對爐膛出口溫度偏差影響。

表2 不同的燃盡風(fēng)工況（速度單位：m/s）

3 數(shù)值模擬結(jié)果分析及討論

3.1 模擬可靠性驗證

如表3所示，將工況1模擬所得數(shù)值與設(shè)計試驗數(shù)值進行對比可見，模擬工況所得的數(shù)值與設(shè)計試驗數(shù)值相對誤差較小，由此證明利用FLUENT軟件能夠很好地模擬鍋爐實際運行狀況，為后續(xù)工況調(diào)節(jié)奠定了基礎(chǔ)。

表3 數(shù)值模擬值與設(shè)計試驗值對比情況

3.2 爐內(nèi)速度場及溫度場分布

在工況1，如圖3（a），爐膛中心縱截面速度場分布云圖所示，爐膛內(nèi)速度場整體分布基本對稱，低速區(qū)出現(xiàn)在爐膛中心區(qū)域和燃燒器區(qū)域，爐內(nèi)氣流形成切圓，因此在燃燒器噴口近壁面處出現(xiàn)高速區(qū)域，而中心部位處于切圓中心，氣流速度較低；燃燒器上部燃盡風(fēng)區(qū)域，該處由于高速燃盡風(fēng)通入，射流剛性較強，爐膛中心處速度較下部中心處速度更大。圖3（b）是一次風(fēng)截面速度場分布圖，一次風(fēng)從鍋爐的四角進入爐膛，在二次風(fēng)啟旋作用下，氣流發(fā)生偏轉(zhuǎn)，并且由于上游氣流對下游氣流的沖擊，導(dǎo)致氣流偏轉(zhuǎn)增大，從而切圓直徑變大；截面速度整體對稱分布，且形成的切圓穩(wěn)定，爐內(nèi)氣流充滿度好；在爐膛近壁面處出現(xiàn)高速區(qū)域，爐膛中心為低速區(qū)，壁面處由于氣流速度較大，剛性較強，沒有出現(xiàn)氣流刷壁現(xiàn)象，能夠很好地卷吸爐內(nèi)高溫?zé)煔狻?/p>

圖3 爐內(nèi)速度場分布（速度/m·s-1）

工況1模擬爐內(nèi)溫度場分布如圖4（a）所示，與速度場分布近似，在冷灰斗部位，由于氣流向上運動，該處溫度較低；在燃燒器區(qū)域，煤粉由一次風(fēng)帶入爐膛，進入爐膛后與二次風(fēng)混合燃燒，在燃燒器近壁面出現(xiàn)高溫區(qū)域，在中心部位出現(xiàn)低溫區(qū)域；在燃盡風(fēng)區(qū)域，隨著燃盡風(fēng)的加入，下部未燃盡的煤粉顆粒在該處繼續(xù)燃燒釋放熱量，使該部位也出現(xiàn)高溫區(qū)；折焰角上部水平煙道，由于折焰角對火焰以及高溫?zé)煔庥凶钃踝饔茫谠撎幋嬖诘蜏貐^(qū)。圖4（b）是一次風(fēng)噴口截面溫度場分布圖，煤粉射流在距離一次風(fēng)噴口一定距離處燃燒，不會對噴口造成損壞；煤粉射流由上游沖擊下游，從而形成穩(wěn)定的火環(huán)，火焰在近壁面處燃燒，溫度分布均勻且充滿度非常好；燃燒形成的火焰沒有出現(xiàn)貼壁情況，避免了爐膛內(nèi)出現(xiàn)高溫結(jié)焦問題。

圖4 爐內(nèi)溫度場分布（溫度/K）

3.3 煙氣溫度偏差成因及特性

如圖5（a），z=50 m處鍋爐水平煙道內(nèi)速度矢量分布狀況所示，煙氣在該高度處，仍有較大的旋轉(zhuǎn)殘余。水平煙道內(nèi)左側(cè)氣流仍沿逆時針方向運動，即向爐膛前墻側(cè)運動，水平煙道右側(cè)氣流向爐膛前墻運動。引風(fēng)機的存在使有指向爐膛出口的牽引力，在相互作用下，水平煙道左側(cè)氣流速度抵消牽引力后降低，右側(cè)氣流速度疊加牽引力后增大，因此造成了爐膛出口位置煙氣速度偏差的出現(xiàn)。在水平煙道內(nèi)，煙氣速度快的地方，與換熱器受熱面換熱時間短，使煙氣溫度較高，因此在爐膛出口截面上左右兩側(cè)出現(xiàn)煙氣溫度的偏差。圖5（b）是水平煙道上部z=60 m處速度矢量分布狀況，可見在該位置，水平煙道中煙氣流速較為均勻，并且在爐膛出口位置的速度基本沒有太大的偏差，這是由于爐膛上部存在的屏式過熱器對于流過的煙氣具有分割和整流的作用。

圖5 水平煙道截面速度矢量分布（速度/m·s-1）

圖6所示為不同工況爐膛內(nèi)部溫度沿高度的分布狀況。可以看出，在燃盡風(fēng)區(qū)域下部，不同工況在爐膛內(nèi)溫度沿高度分布狀況基本維持不變，說明燃盡風(fēng)反切以及燃盡風(fēng)速度改變不會導(dǎo)致燃燒器發(fā)生改變，且爐膛內(nèi)中心區(qū)溫度達到1 800 K以上，能很好地滿足設(shè)計要求。

圖6 不同工況溫度沿爐膛高度分布

3.4 燃盡風(fēng)水平反切角度對爐內(nèi)熱偏差的影響

如圖7（a）工況1~工況4出口截面速度分布云圖所示，可以看出，隨著燃盡風(fēng)反切角度的增大，爐膛出口截面上高速區(qū)域向截面中心移動，并且整個截面速度場逐漸趨于均勻。工況1~工況2，高速區(qū)域雖然也緩慢向爐膛中心移動，但是反切角度較小，對爐膛出口截面速度分布影響不大；從工況2~工況3可見，速度分布均勻性變化明顯，表明該反切角度能夠很好地改變爐膛出口截面速度偏差；工況3~工況4，高速區(qū)域更加趨向爐膛出口截面中心位置，截面速度場近似對稱分布，該工況對爐膛出口截面速度偏差有很好的改良。

如圖7（b）工況1~工況4爐膛出口截面溫度分布云圖所示，截面上溫度分布也隨著燃盡風(fēng)反切角度的增大而減小，與速度分布具有很好的一致性。由此可以很明顯看出，工況4溫度分布最為均勻，高溫區(qū)更加地趨向于截面中心位置，并且爐膛出口截面左右兩側(cè)溫度偏差最低。由此可見，燃盡風(fēng)反切角度對爐膛出口截面煙氣溫度偏差影響規(guī)律是：隨著燃盡風(fēng)反切角度的增大，煙氣溫度偏差逐漸減小，工況4為最優(yōu)反切工況。

3.5 燃盡風(fēng)風(fēng)門開度對爐內(nèi)熱偏差的影響

如圖7（a）工況5~工況8速度分布云圖所示，各個工況速度分布都呈長條狀。與工況4相比，工況5、工況8速度分布更加均勻，爐膛出口截面上高速區(qū)域更加接近截面中心區(qū)域；工況6、工況7速度分布狀況相近，與工況4速度分布也基本相同；工況5、工況8相較于工況6、工況7速度分布更加均勻，高速區(qū)域更加接近截面中心部位；工況5、工況8中，工況5速度分布最為均勻，速度分布左右兩側(cè)對稱狀況最好；因此可知1號角燃盡風(fēng)風(fēng)門開度增大可以使?fàn)t膛出口左右兩側(cè)速度偏差程度最低。

如圖7（b）工況5~工況8溫度分布云圖所示，工況5、工況8溫度分布比工況4溫度分布中的高溫區(qū)域更加拉伸，高溫區(qū)域更加大，并且趨近于截面中部區(qū)域；工況6、工況7高溫區(qū)域面積基本相同，但仍然偏向截面右側(cè)部位；工況5~工況8中，與速度分布一致，工況5溫度分布最佳。由此可知，1號角燃盡風(fēng)風(fēng)門開度增大可以使截面上煙氣溫度分布最為均勻，溫度偏差最小。

圖7 爐膛出口截面狀況

3.6 不同工況對爐內(nèi)熱偏差影響的數(shù)值分析

為了能夠直觀地分析不同工況對爐內(nèi)熱偏差的影響。本文定義速度偏差ΔV，用來描述爐膛出口截面左右兩側(cè)速度差值；定義速度偏差因子Z，用于描述爐膛出口截面左右兩側(cè)速度比值；速度偏差ΔV與速度偏差因子Z均表征爐膛出口截面左右兩側(cè)速度偏差程度。定義爐膛出口截面速度分布不均系數(shù)MV，用來描述爐膛出口截面速度分布不均勻程度[15]。

式（1）、（2）中-VR表示爐膛出口截面右側(cè)速度平均值，-VL為爐膛出口截面左側(cè)速度平均值；公式（3）中-V為爐膛出口截面的速度平均值，其中表示第i個節(jié)點上的速度值。

本文定義溫度偏差ΔT，用來描述爐膛出口截面左右兩側(cè)溫度差值；定義溫度偏差因子G，用來描述爐膛出口截面左右兩側(cè)溫度比值；溫度偏差ΔT與溫度偏差因子G均表征爐膛出口截面左右兩側(cè)溫度偏差程度。定義爐膛出口截面溫度分布不均系數(shù)MT，用來描述爐膛出口截面溫度分布不均勻程度。

根據(jù)以上公式，代入模擬所得數(shù)據(jù)計算結(jié)果如表4和圖8所示。

表4為爐膛出口截面計算所得參數(shù)，可見工況1~工況4，隨著燃盡風(fēng)反切角度增大，爐膛出口截面右側(cè)煙氣速度逐漸減小，爐膛出口截面左側(cè)煙氣速度逐漸增大，使截面速度偏差隨反切角增大而減小；工況5、工況8相較工況4，爐膛出口截面右側(cè)煙氣速度在一定程度上有所削弱，截面左側(cè)煙氣速度有所增加，導(dǎo)致速度偏差值降低，但是降幅較小。工況6、工況7相較于工況4，截面兩側(cè)速度差值有所增加，說明這兩個工況不利于削弱爐膛出口速度偏差。對比各工況可見，工況5情況下爐膛出口截面左右兩側(cè)速度偏差程度最低，偏差僅為1.42 m/s。

表4 爐膛出口截面參數(shù)

爐膛出口截面煙氣溫度分布與速度分布在一定程度上呈現(xiàn)很好的一致性。工況1~工況4，燃盡風(fēng)反切角度增大，爐膛出口截面溫度偏差程度降低；工況4是最佳的燃盡風(fēng)反切工況，使?fàn)t膛出口截面溫度偏差由137.66 K降低到了48.52 K；相比于工況4，煙氣溫度偏差最大降低了13.45 K，由48.52 K降低到了35.07K；工況6、工況7溫度分布參數(shù)基本一致，對比工況4，這兩個工況溫度狀況基本沒有改變。

圖8（a）為各個工況溫度偏差因子與速度偏差因子，可以看出，工況1~工況4，速度及溫度偏差因子都逐漸減小，但是速度偏差因子下降程度更大；溫度和速度偏差因子均在工況5處出現(xiàn)谷值，說明工況5無論是爐膛出口截面上煙氣速度還是溫度，左右兩側(cè)在數(shù)值上最為接近，偏差程度最低。圖8（b）為各個工況溫度和速度分布不均系數(shù)，可以看出與偏差因子狀況近似，工況1~工況4溫度和速度分布不均系數(shù)都出現(xiàn)了下降趨勢，但速度分布不均系數(shù)下降幅度更大。該圖中仍然在工況5處，速度和溫度分布不均系數(shù)最小，說明工況5為最優(yōu)工況，該工況能使?fàn)t膛出口截面上速度及溫度偏差最小，并且速度和溫度分布最均勻。

圖8 爐膛出口截面參數(shù)

4 結(jié)論

通過對700℃四角切圓鍋爐數(shù)值模擬，所得結(jié)論如下：

1）燃盡風(fēng)反切角度為30°時，相比于基本工況而言，爐膛出口截面煙氣溫度偏差由137.66 K降低到了48.52 K，降了89.14 K。

2）1號角燃盡風(fēng)風(fēng)門開度增大，為最佳工況，爐膛出口截面煙溫由48.52 K降低到了35.07 K，降了13.45 K。