胡耀輝，彭志敏，李永華

(1.華北電力大學(xué) 動力工程系，河北 保定 071003；2.清華大學(xué) 能源與動力工程系，北京 100084)

0 引 言

目前我國電力來源主要為燃煤發(fā)電，燃煤鍋爐的燃燒方式可分為四角切圓與前后墻對沖。前后墻對沖式鍋爐所采用的旋流煤粉燃燒器具有穩(wěn)燃性能好、一二次風(fēng)混合強烈、爐膛負荷均勻等特點。旋流煤粉燃燒器的燃燒特性很大程度上取決于流場分布，運用數(shù)值模擬可全面分析各因素對流場的影響[1-4]。米翠麗等[5]對DRB-4Z型旋流煤粉燃燒器的流場進行數(shù)值模擬，結(jié)果表明適當降低一次風(fēng)風(fēng)速可增加回流區(qū)的范圍，有利于煤粉著火，但過低的一次風(fēng)風(fēng)速會使一次風(fēng)與二次風(fēng)后期混合變?nèi)?，不利于煤粉燃燒。解以?quán)[6]利用中心給粉旋流燃燒器熱態(tài)試驗臺測得燃燒器出口區(qū)域溫度及組分分布，并與模擬值進行比較，結(jié)果表明模擬值可大致反映爐內(nèi)溫度及組分分布。宗曉輝[7]對某新型低NOx旋流煤粉燃燒器的流場進行模擬仿真，比較了不同梯度插值格式與壓力差值格式對模擬值的影響，結(jié)果表明不同梯度插值格式對模擬值影響不大，而采用Standard壓力插值格式得到的模擬結(jié)果與現(xiàn)場冷態(tài)試驗觀測到的結(jié)果相符。李永生等[8]采用現(xiàn)場試驗與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，介紹了不同運行工況下爐膛內(nèi)O2、CO、H2S分布。盡管上述研究者開展了一些針對旋流煤粉燃燒器的研究，但缺少針對旋流煤粉燃燒器流場及燃燒特性的系統(tǒng)分析，并缺乏針對電廠普遍采用的DRB-4Z型旋流煤粉燃燒器的研究。

筆者以DRB-4Z型旋流煤粉燃燒器為研究對象，運用數(shù)值模擬方法，分析了一次風(fēng)風(fēng)速，內(nèi)、外二次風(fēng)風(fēng)速對流場的影響，模擬某1 000 MW超超臨界機組(采用DRB-4Z型旋流煤粉燃燒器)燃燒過程，分析了爐膛內(nèi)的速度場、溫度場和組分分布[9-12]。

1 燃燒器及鍋爐概況

DRB-4Z型旋流煤粉燃燒器是由巴布克爾·威爾科克斯公司設(shè)計的第3代旋流煤粉燃燒器，該燃燒器由風(fēng)粉混合管、二次風(fēng)管、配風(fēng)機構(gòu)、旋流葉片等構(gòu)成。該燃燒器的特點為二次風(fēng)由3個通道進入爐膛，分別為過渡風(fēng)通道、內(nèi)二次風(fēng)通道、外二次風(fēng)通道，其中內(nèi)、外二次風(fēng)通道內(nèi)均裝有固定葉片和動葉片。內(nèi)、外二次風(fēng)通道動葉片數(shù)量均為15個，以保證內(nèi)、外二次風(fēng)的旋轉(zhuǎn)。過渡風(fēng)為直流，位置在一次風(fēng)與內(nèi)二次風(fēng)之間起緩沖作用，推遲一次風(fēng)與內(nèi)二次風(fēng)的混合，強化煤粉分級降低NOx生成。風(fēng)粉混合管內(nèi)加裝均流裝置和紡錘體，避免煤粉在風(fēng)粉混合管彎頭處因離心力作用，出現(xiàn)分布不均的現(xiàn)象，并強化煤粉分級[13]。以B&WB-3048/26.15-M型超超臨界鍋爐為研究對象進行燃燒特性仿真。該鍋爐爐膛寬37.1 m，深16.3 m，高64 m，燃燒器分為3層，每層在前后墻各布置8只燃燒器，相鄰的燃燒器旋向相反。額定負荷下鍋爐配6臺磨輥式中速磨煤機，A、B、C、D、E磨煤機出力為78 t/h，F(xiàn)磨煤機備用，單只燃燒器瞬時給煤量為2.25 kg/s，燃盡風(fēng)通入量為710 t/h，占總風(fēng)量的21.5%。設(shè)計煤種為晉北煙煤，實際運行中煤粉細度R90為20%～30%，燃盡風(fēng)噴口采用低NOx噴口。鍋爐結(jié)構(gòu)如圖1所示，模擬工況及煤質(zhì)特性見表1、2。

圖1 鍋爐結(jié)構(gòu)示意與計算網(wǎng)格橫截面Fig.1 Structure diagram of boiler and calculation grid cross section

表1 計算工況運行參數(shù)Table 1 Operation parameters under calculation condition

2 燃燒特性數(shù)值模擬

2.1 燃燒器幾何模型及網(wǎng)格劃分

基于DRB-4Z型旋流煤粉燃燒器的實際尺寸，采用SpaceClaim軟件構(gòu)建模型。鑒于該燃燒器結(jié)構(gòu)復(fù)雜且多數(shù)機械部件對流場并無影響，因此對燃燒器結(jié)構(gòu)做適當簡化，僅保留風(fēng)粉混合管，過渡風(fēng)管，內(nèi)、外二次風(fēng)管，固定葉片，動葉片和紡錘體。內(nèi)二次風(fēng)葉片角度為30°，外二次風(fēng)葉片角度為50°，具體模型如圖2所示。為解決燃燒器出口與燃燒室入口之間數(shù)據(jù)連續(xù)問題，將燃燒器與燃燒室作為一個計算域，其中燃燒器區(qū)域采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，燃燒室區(qū)域采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，以減少偽擴散對模擬結(jié)果的影響[14-15],具體網(wǎng)格如圖3所示，經(jīng)網(wǎng)格無關(guān)性測試后確定網(wǎng)格總數(shù)為188萬個。

圖2 DRB-4Z型燃燒器尺寸及結(jié)構(gòu)Fig.2 Size and structure of swirl pulverized coal burner of DRB-4Z

圖3 燃燒器和燃燒室中心截面網(wǎng)格Fig.3 Mesh of burner and central section of combustion chamber

表2 煤質(zhì)分析Table 2 Proximate and ultimate analysis of coal

2.2 燃燒模型設(shè)置

采用Fluent軟件對求解區(qū)域進行計算，主要涉及煙氣湍流流動，煤粉燃燒、熱解、傳質(zhì)等一系列復(fù)雜過程。由于旋流燃燒器的二次風(fēng)處于強烈擾動狀態(tài)，因此采用包含旋流修正的Realiablek-ε方程模擬氣相的流動，采用考慮到煤粉輻射與散射的P1輻射方程模擬爐膛內(nèi)輻射換熱，采用非預(yù)混燃燒模型模擬爐膛內(nèi)氣相的燃燒[16]，采用雙競爭反應(yīng)速率模型模擬煤粉中揮發(fā)分的析出，采用動力/擴散控制反映速率模型模擬煤粉中焦炭的燃燒，采用隨機軌道模型模擬煤粉顆粒運動。求解器采用壓力和速度耦合的SIMPLE算法，壓力項的離散采用PRESTO格式，其他項的離散格式采用二階迎風(fēng)。計算過程中先獲得穩(wěn)定的流場再耦合燃燒進行計算[17]。入口邊界條件為速度入口，一次風(fēng)溫度為350 K，過渡風(fēng)和內(nèi)、外二次風(fēng)溫度為650 K，出口邊界條件采用壓力出口,爐膛出口壓力為-80 Pa。

3 DRB-4Z型燃燒器流場分析

3.1 基礎(chǔ)工況下流場分析

基礎(chǔ)工況下燃燒器出口速度矢量圖如圖4所示?；A(chǔ)工況下煤粉顆粒經(jīng)紡錘體分流后在燃燒器出口形成外濃內(nèi)淡分布，有利于燃料分級，降低NOx生成。內(nèi)、外二次風(fēng)流經(jīng)旋流葉片會產(chǎn)生徑向速度，在燃燒室內(nèi)形成一股旋轉(zhuǎn)氣流。二次風(fēng)風(fēng)速高、壓力大，一次風(fēng)與過渡風(fēng)速度低、壓力低，在燃燒室內(nèi)由于壓差作用使得旋轉(zhuǎn)的二次風(fēng)向燃燒器出口壓力較低處流動，形成回流區(qū)。回流區(qū)的存在有利于卷吸高溫?zé)煔猓ＷC煤粉穩(wěn)定燃燒。

圖4 基礎(chǔ)工況下燃燒器出口的速度矢量圖Fig.4 Velocity vector graph of burner outlet under basic condition

3.2 一次風(fēng)風(fēng)速對流場的影響

一次風(fēng)風(fēng)速12、16、20 m/s時燃燒器出口的速度云圖如圖5所示。一次風(fēng)風(fēng)速12 m/s時，一次風(fēng)剛度差，射流強度低，回流區(qū)在燃燒器出口開始，回流區(qū)范圍大、回流強度高。二次風(fēng)卷吸高溫?zé)煔庠谌紵鞒隹诩訜崦悍?，有利于煤粉著火，但由于一次風(fēng)風(fēng)速過低，可能導(dǎo)致煤粉著火點距一次風(fēng)風(fēng)口過近，造成回火、燃燒器結(jié)焦和損壞。一次風(fēng)風(fēng)速16 m/s時，回流區(qū)距離燃燒器出口一小段距離，回流區(qū)范圍明顯減小。一次風(fēng)風(fēng)速增至20 m/s時，一次風(fēng)剛度、射流強度進一步增加，回流區(qū)遠離燃燒器出口，回流區(qū)范圍、強度進一步降低?；亓鲄^(qū)范圍與回流強度降低時，二次風(fēng)卷吸高溫?zé)煔饽芰档?，可能?dǎo)致煤粉在燃燒初期得不到足夠的熱量，不利于煤粉的著火和穩(wěn)定燃燒。

結(jié)果顯示，回流的范圍和強度與一次風(fēng)風(fēng)速呈反比。實際運行中應(yīng)綜合考慮煤種及負荷調(diào)整一次風(fēng)風(fēng)速，對于難燃煤可適當降低一次風(fēng)風(fēng)速，保證煤粉穩(wěn)定燃燒。對于易燃煤可適當增加一次風(fēng)風(fēng)速，在保證煤粉穩(wěn)定燃燒的條件下，防止燃燒器結(jié)焦。

3.3 內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)速及旋流強度對流場的影響

內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)速22、35 m/s時燃燒器出口的速度矢量圖如圖6所示。與基礎(chǔ)工況對比可知：降低內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)速時，一次風(fēng)剛度、射流長度明顯增加，回流區(qū)范圍降低，回流區(qū)遠離燃燒器出口。增加內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)速時，一次風(fēng)剛度、射流長度降低，回流區(qū)范圍增加，回流區(qū)靠近燃燒器出口。主要原因為內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)速增加時，其壓力隨之增加，內(nèi)二次風(fēng)與一次風(fēng)間的壓差增加，內(nèi)二次風(fēng)向燃燒器出口回流強度增加，導(dǎo)致回流區(qū)范圍增加，回流區(qū)距燃燒器出口的距離降低。內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)速越小，一次風(fēng)與二次風(fēng)混合越遲，一次風(fēng)中煤粉顆粒不易擴散到二次風(fēng)中，使得煤粉在燃燒初期處于缺氧狀態(tài)，降低NOx生成，但煤粉處于缺氧環(huán)境不利于煤粉穩(wěn)定著火，同時煤粉不完全燃燒生成的CO與H2S增加，形成還原性氣氛，降低灰熔融溫度，可能導(dǎo)致燃燒器附近結(jié)焦、水冷壁出現(xiàn)高溫腐蝕。最佳的內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)速應(yīng)保證在燃燒器出口處形成穩(wěn)定的回流區(qū)，既要保證煤粉穩(wěn)定燃燒又要保證適當?shù)娜毖醐h(huán)境，降低NOx生成。

圖6 不同內(nèi)二次風(fēng)速下燃燒器出口的速度矢量圖Fig.6 Velocity vector graph of burner outlet under different internal secondary air speeds

旋流強度是描述旋轉(zhuǎn)程度的重要參數(shù)，旋流強度影響燃燒室中流場的流動形態(tài)，對于軸向直葉片旋流強度[18]可表示為

式中，S為旋流強度；R1為旋流葉片外側(cè)圓半徑；R為旋流葉片內(nèi)側(cè)圓半徑；α為葉片開度。

以內(nèi)二次風(fēng)動葉片開度為30°、40°、50°，即旋流強度分別為0.52、0.75、1.07時討論旋流強度對流場的影響。

內(nèi)二次風(fēng)動葉片開度50°時基礎(chǔ)工況下的速度云圖如圖7所示，內(nèi)二次風(fēng)動葉片開度分別為30°、40°、50°時基礎(chǔ)工況下燃燒器出口處的速度衰減曲線如圖8所示。當內(nèi)二次風(fēng)旋流強度由0.52增至1.07時，一次風(fēng)最大回流速度由2 m/s增至4 m/s，回流區(qū)距燃燒器出口距離由4 m降至2 m。旋流強度增加使內(nèi)二次風(fēng)旋轉(zhuǎn)更加劇烈，回流區(qū)范圍增加，一次風(fēng)軸向速度降低，徑向速度增加，一次風(fēng)與內(nèi)二次風(fēng)的混合提前。

圖7 旋流強度1.07下燃燒器出口的軸向速度云圖Fig.7 Axial velocity contour of burner outlet at swirl intensity of 1.07

圖8 內(nèi)二次風(fēng)旋流強度對一次風(fēng)軸向速度的影響Fig.8 Influence of internal secondary air swirling intensity on axial velocity of primary air

對于難燃煤種可適當增加內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)速和內(nèi)二次風(fēng)旋流強度，保證回流區(qū)卷吸足夠的高溫?zé)煔饧皶r加熱煤粉。對于高揮發(fā)分的易燃煤種可適當降低內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)速與旋流強度，在保證煤粉穩(wěn)定燃燒條件下推遲一次風(fēng)與內(nèi)二次風(fēng)的混合，使煤粉在燃燒初期處于缺氧環(huán)境，以降低NOx生成[19]。

3.4 外二次風(fēng)風(fēng)速對流場的影響

外二次風(fēng)風(fēng)速28、36 m/s時燃燒器出口的速度矢量圖和外二次風(fēng)風(fēng)速對一次風(fēng)軸向速度的影響分別如圖9、10所示。由圖9可知，外二次風(fēng)風(fēng)速由28 m/s增至32 m/s時回流區(qū)范圍明顯增加。由圖10可知，當外二次風(fēng)風(fēng)速增至36 m/s、軸向速度降為0時，距燃燒器出口距離降為2.5 m，即外二次風(fēng)風(fēng)速增加時回流區(qū)距燃燒器出口的距離降低。外二次風(fēng)對于回流區(qū)位置和范圍的影響與內(nèi)二次風(fēng)相似。增加外二次風(fēng)風(fēng)速回流區(qū)范圍增加、回流區(qū)距燃燒器出口距離降低。但由于外二次風(fēng)的流量大且外二次風(fēng)通道內(nèi)的旋流葉片開度大、旋流強度大，使得外二次風(fēng)旋流更加劇烈。

圖9 不同外二次風(fēng)速下燃燒器出口的速度矢量圖Fig.9 Velocity vector graph of burner outlet under different external secondary air speeds

由圖10可知，外二次風(fēng)風(fēng)速增加時一次風(fēng)軸向速度加速衰減，即一次風(fēng)剛度降低，射程降低。主要原因為一次風(fēng)射入爐膛后，由于黏性力作用使一次風(fēng)外側(cè)部分隨二次風(fēng)發(fā)生旋轉(zhuǎn)，當外側(cè)的一次風(fēng)發(fā)生旋轉(zhuǎn)時，其軸向速度降低，外側(cè)氣流會拉動內(nèi)側(cè)氣流的軸向速度衰減，造成一次風(fēng)風(fēng)速降低。

圖10 外二次風(fēng)速對一次風(fēng)的軸向速度的影響Fig.10 Influence of external secondary wind speed on axial velocity of primary air

4 DRB-4Z燃燒器燃燒特性

4.1 模擬值與現(xiàn)場測量數(shù)據(jù)比較

為驗證模擬結(jié)果的準確性，將基礎(chǔ)工況下的模擬結(jié)果與現(xiàn)場測量結(jié)果進行比較。在額定負荷下爐膛出口過量空氣系數(shù)為1.13,現(xiàn)場測量結(jié)果為:爐膛出口煙溫1 286 K、平均O2體積分數(shù)2.94%，模擬得到爐膛出口平均煙氣溫度為1 184 K、平均O2體積分數(shù)為3.11%。爐膛出口煙溫模擬值與現(xiàn)場測量結(jié)果偏差7.93%，爐膛出口O2體積分數(shù)模擬值與現(xiàn)場測量結(jié)果偏差5.78%，認為數(shù)值模擬結(jié)果可以合理反映爐膛內(nèi)燃燒特性。

4.2 溫度與流場分布

爐膛中心截面的溫度分布和爐膛中心截面的速度分布如圖11所示。由圖11(a)可知，火焰在爐膛內(nèi)充滿度較好，火焰沿中心面呈對稱分布，左右兩側(cè)溫度分布基本相同。二次風(fēng)卷吸高溫?zé)煔庠谌紵鞒隹谔幖訜崦悍?，使煤粉及時著火并形成高溫區(qū)。下層高溫?zé)煔馐軣嵘仙?，使中上層燃燒器區(qū)域的溫度高于下層燃燒器區(qū)域，爐膛最高溫度可達1 900 K。由于爐膛中心處于嚴重缺氧狀態(tài)，造成煤粉在爐膛中心不能充分燃燒，爐膛中心處溫度略低于兩側(cè)。由圖11(b)可知，煙氣在爐膛內(nèi)可形成理想流場，下層燃燒器區(qū)域溫度相對較低，煙氣黏度低、剛度好，可射流至爐膛中心。上層燃燒器區(qū)域的煙氣會受到高溫影響，使煙氣黏性增加，煙氣耗散更迅速。受下層煙氣受熱上升及爐膛出口負壓的影響，煙氣在上層燃燒器區(qū)域的速度方向主要為豎直向上且無明顯偏斜[20]。

圖11 爐膛中心截面的溫度和速度分布Fig.11 Temperature field and velocity field distribution in the central section of the burner

4.3 O2分布

爐膛中心截面O2體積分數(shù)分布如圖12所示。由圖12可知，主燃區(qū)處于嚴重缺氧狀態(tài)且缺氧的區(qū)域與高溫區(qū)基本保持一致，由于二次風(fēng)卷吸高溫?zé)煔饧訜崦悍?，煤粉中揮發(fā)分和固定碳相繼燃燒，消耗大量O2，同時釋放熱量，形成高溫區(qū)。為減少NOx生成，主燃區(qū)的過量空氣系數(shù)僅為0.85，加劇了主燃區(qū)的缺氧狀態(tài)。燃盡區(qū)O2體積分數(shù)較高而溫度較低，因此通入燃盡風(fēng)可在維持低NOx排放的前提下使未燃盡的可燃物充分燃燒。

圖12 爐膛中心截面的O2體積分數(shù)分布Fig.12 O2 volume concentration distribution in the central section of the burner

4.4 CO與H2S分布

爐膛中心截面CO、H2S體積分數(shù)分布如圖13所示。由圖13可知，CO、H2S主要集中在燃燒器出口附近，且2種氣體的體積分數(shù)分布基本相同。由于DRB-4Z型燃燒器采用分級燃燒，將煤粉燃燒所需的空氣分級送入爐膛，導(dǎo)致煤粉在燃燒器出口區(qū)域不完全燃燒，形成高CO、H2S體積分數(shù)的還原性氣氛。在還原性氣氛下灰熔融溫度降低，易造成水冷壁結(jié)焦，且該燃燒器在風(fēng)粉混合管內(nèi)加裝紡錘體，使煤粉在燃燒器出口形成外濃內(nèi)淡分布，加劇煤粉不完全燃燒。隨著煤粉與二次風(fēng)充分混合，CO、H2S完全燃燒，體積分數(shù)迅速下降。

圖13 爐膛中心截面的CO、H2S體積分數(shù)分布Fig.13 CO，H2S volume concentration distribution in the central section of the burner

5 結(jié) 論

1)DRB-4Z型旋流煤粉燃燒器回流區(qū)范圍、強度與一次風(fēng)風(fēng)速呈反比，與內(nèi)、外二次風(fēng)風(fēng)速，旋流強度呈正比，回流區(qū)距燃燒器出口距離、一次風(fēng)剛度與一次風(fēng)風(fēng)速呈正比，與內(nèi)、外二次風(fēng)風(fēng)速、旋流強度呈反比。

2)在額定負荷下,DRB-4Z型燃燒器一次風(fēng)風(fēng)速為16 m/s時流場分布較好;當一次風(fēng)風(fēng)速超過20 m/s時回流強度過低,不利于煤粉燃燒;當一次風(fēng)風(fēng)速低于12 m/s時，一次風(fēng)射流強度低，煤粉著火點距離燃燒器出口過近，不利于燃燒器安全運行。

3)DRB-4Z型燃燒器可通過改變內(nèi)二次風(fēng)通道內(nèi)動葉片角度改變旋流強度，內(nèi)二次風(fēng)旋流強度保持在0.75時流場分布較好，此時回流區(qū)距燃燒器出口距離為2.5 m，最大回流速度2 m/s。當內(nèi)二次風(fēng)旋流強度超過1.07時，一次風(fēng)剛度差、一次風(fēng)與內(nèi)二次風(fēng)混合早，NOx生成量增加。

4)采用DRB-4Z型旋流煤粉燃燒器的鍋爐可在爐膛內(nèi)形成良好的流場及溫度場。下層燃燒器區(qū)域煙氣溫度較低，氣流剛度較好，上層燃燒器區(qū)域受高溫?zé)煔馍仙挠绊?，?dǎo)致煙氣溫度高，氣流剛度差。

5)DRB-4Z型旋流煤粉燃燒器采用分級燃燒，粉煤在主燃區(qū)處于嚴重缺氧狀態(tài)，CO、H2S在燃燒器出口附近大量生成，當CO、H2S與二次風(fēng)充分混合后會被迅速氧化，體積分數(shù)降低。