周長鑫，劉建全，武振新，蘇 統(tǒng)，胡偉晨，孔 爭(zhēng)

(1.上海電力大學(xué) 能源與機(jī)械工程學(xué)院,上海 201306；2.上海鍋爐廠有限公司,上海 200245)

0 引 言

目前我國電站仍廣泛使用燃煤鍋爐進(jìn)行發(fā)電和供熱[1-2]。其中大多數(shù)燃煤鍋爐采用煤種適應(yīng)性強(qiáng)、爐內(nèi)火焰充滿度良好、煤粉顆粒停留時(shí)間長、燃盡率高的四角切圓燃燒方式[3-4]。燃煤發(fā)電會(huì)污染環(huán)境，在實(shí)現(xiàn)“雙碳”目標(biāo)的大形勢(shì)之下，亟需開發(fā)新型清潔高效的燃煤發(fā)電技術(shù)[5-7]。700 ℃超超臨界燃煤發(fā)電技術(shù)機(jī)組蒸汽參數(shù)：主蒸汽壓力36 MPa、主蒸汽溫度700 ℃、一次再熱蒸汽溫度720 ℃、二次再熱蒸汽溫度720 ℃，燃煤發(fā)電機(jī)組效率達(dá)52.5%，高于國內(nèi)的超超臨界機(jī)組效率5%左右[8-10]；同時(shí)700 ℃超超臨界機(jī)組的供電煤耗可降低25 g/kWh，NOx與COx的排放量降低15%左右[11-12]。由于電站鍋爐四角切圓燃燒方式普遍存在熱偏差問題，嚴(yán)重情況下熱偏差達(dá)200 ℃左右，極易導(dǎo)致鍋爐內(nèi)部過熱器、再熱器等管屏結(jié)構(gòu)發(fā)生超溫爆管[13-15]，且鍋爐內(nèi)部存在的熱偏差問題會(huì)隨鍋爐蒸汽等參數(shù)的升高而更加嚴(yán)重[16-18]。

隨計(jì)算機(jī)技術(shù)發(fā)展，利用CFD模擬鍋爐燃燒，可在保證準(zhǔn)確性的基礎(chǔ)上節(jié)省成本，因此應(yīng)用廣泛[19-22]。郭岸龍等[4]、龍敦武等[13]、PARK等[20]對(duì)四角切圓電站鍋爐模擬進(jìn)行研究，認(rèn)為對(duì)燃盡風(fēng)進(jìn)風(fēng)角度進(jìn)行一定程度的水平反切可有效緩解四角切圓鍋爐爐膛出口存在的煙溫偏差問題。姚志鵬等[17]、劉基昌等[21]對(duì)電站鍋爐進(jìn)行數(shù)值模擬研究，結(jié)果表明，在燃盡風(fēng)進(jìn)風(fēng)角度合理水平反切的基礎(chǔ)上，對(duì)左、右兩側(cè)燃盡風(fēng)進(jìn)風(fēng)的速度進(jìn)行偏置，可進(jìn)一步降低四角切圓鍋爐爐膛出口的煙溫偏差；YAO等[22]根據(jù)正交試驗(yàn)法設(shè)計(jì)3因素、3水平的正交試驗(yàn)表(L9(34))，研究了700 ℃四角切圓鍋爐煙溫偏差問題，通過極差分析法與權(quán)矩陣分析法確定正交試驗(yàn)中3個(gè)因素對(duì)四角切圓鍋爐爐膛出口截面煙溫偏差影響的重要性順序。

相比以往學(xué)者利用單因素進(jìn)行煙溫偏差研究，筆者采用具有交互作用的正交試驗(yàn)法對(duì)1臺(tái)660 MW的700 ℃ Π型四角切圓鍋爐進(jìn)行數(shù)值模擬，設(shè)計(jì)L8(27)正交試驗(yàn)表，在因素可能存在交互作用的條件下分析正交試驗(yàn)中各因素及對(duì)應(yīng)水平對(duì)爐膛出口截面煙溫偏差的影響程度，同時(shí)分析各因素與水平對(duì)爐膛出口截面煙溫偏差影響的權(quán)重占比。

1 研究對(duì)象

數(shù)值模擬的研究對(duì)象為700 ℃的660 MW四角切圓鍋爐(上海鍋爐廠設(shè)計(jì))。四角切圓鍋爐具體的三維模型結(jié)構(gòu)如圖1所示，鍋爐爐膛寬度18.816 m、深度16.800 m、高度63.290 m。其中P1為一次風(fēng)截面(Z=18.992 m)，P2為二次風(fēng)截面(Z=26.432 m)，P3為燃盡風(fēng)截面(Z=34.000 m)，P4為水平煙道截面(Z=55.000 m)，P5為爐膛中心縱截面(Y=9.408 m)，P6為爐膛出口截面。

圖1 鍋爐模型三維結(jié)構(gòu)

燃燒器布置在爐膛四角，如圖2所示。在水平截面上，一次風(fēng)沿逆時(shí)針方向與燃燒器水平截面中心線夾角3°進(jìn)入鍋爐爐膛；二次風(fēng)進(jìn)風(fēng)也為逆時(shí)針方向，與一次風(fēng)進(jìn)風(fēng)方向夾角為α，對(duì)一次風(fēng)進(jìn)行啟動(dòng)旋轉(zhuǎn)；燃盡風(fēng)進(jìn)入爐膛方向與一次風(fēng)方向夾角為β。在燃燒器豎直截面上，燃燒器底部為托底二次風(fēng)AA，所在高度為16.03 m；由下到上依次布置為A、B、C、D、E、F等6層一次風(fēng)，最下層一次風(fēng)距離最上層一次風(fēng)10.26 m；每層一次風(fēng)之間布置1組二次風(fēng)，每組二次風(fēng)分為上、下偏轉(zhuǎn)二次風(fēng)以及中間的直吹二次風(fēng)；在燃燒器上方位置布置2組燃盡風(fēng)噴口，下部1組為3層低位燃盡風(fēng)，上部1組為3層高位燃盡風(fēng)，2組燃盡風(fēng)之間高度為4.5 m。

圖2 燃燒器布置

2 模擬計(jì)算方法

2.1 模型網(wǎng)格的劃分

數(shù)值模擬中鍋爐模型的網(wǎng)格劃分狀況如圖3所示，鍋爐模型網(wǎng)格的劃分主要采用分區(qū)域劃分的策略，除冷灰斗區(qū)域?yàn)樗拿骟w網(wǎng)格外，其余部分均采用六面體網(wǎng)格，以提高計(jì)算效率及精度，為了防止在燃燒器區(qū)域由于氣流的湍流強(qiáng)度較大導(dǎo)致可能出現(xiàn)偽擴(kuò)散現(xiàn)象，因此主要對(duì)該部位網(wǎng)格進(jìn)行加密處理，加密的網(wǎng)格數(shù)量分為3種。

圖3 鍋爐網(wǎng)格劃分

網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證如圖4所示，對(duì)1 020 000、1 520 000、2 020 000個(gè)3種不同數(shù)量網(wǎng)格模型進(jìn)行無關(guān)性驗(yàn)證。3種數(shù)量網(wǎng)格在數(shù)值模擬時(shí)，爐內(nèi)20～50 m高度處溫度有所差別，其中網(wǎng)格數(shù)量為1 020 000 個(gè)的工況溫度與2 020 000個(gè)的網(wǎng)格差別較大，最大誤差為64.6 K；網(wǎng)格數(shù)量為1 520 000與2 020 000個(gè)，雖然數(shù)量相差較大，但爐內(nèi)溫度分布較接近，最大誤差為15.6 K。分析說明1 520 000個(gè)以上的網(wǎng)格均能滿足數(shù)值模擬準(zhǔn)確性的要求，為最大程度保證數(shù)值模擬計(jì)算的精度，最終確定數(shù)值模擬計(jì)算的網(wǎng)格數(shù)量為2 020 000個(gè)。

圖4 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

2.2 數(shù)學(xué)模型

選取非預(yù)混燃燒PDF模型模擬爐內(nèi)燃燒；選取Realizablek-ε模型修正爐內(nèi)存在的旋轉(zhuǎn)氣流；選取P1輻射模型描述爐膛內(nèi)部存在的氣體與固體顆粒之間的兩相輻射換熱；選取Rosin-Rammler分布描述爐內(nèi)固體顆粒的粒徑分布狀況；采用雙方程競(jìng)爭(zhēng)模型描述爐內(nèi)煤粉顆粒的熱解過程；采用動(dòng)力學(xué)擴(kuò)散控制模型描述爐內(nèi)焦炭的燃燒過程；氣相吸收系數(shù)采用WSGGM進(jìn)行計(jì)算；同時(shí)采用SIMPLE算法；采用Green-Gauss Cell Based格式描述梯度離散項(xiàng)；采用PRESTO!格式描述壓力離散項(xiàng)；其他離散項(xiàng)均采用二階迎風(fēng)格式。數(shù)值模擬計(jì)算時(shí)，先迭代得到穩(wěn)定流場(chǎng)，然后進(jìn)行熱態(tài)計(jì)算。

2.3 邊界條件

在設(shè)計(jì)工況下鍋爐的煤耗量為219 t/h，鍋爐總風(fēng)量為1 926 t/h；數(shù)值模擬計(jì)算過程中，將燃燒器入口邊界設(shè)置為速度入口邊界，將鍋爐爐膛出口邊界設(shè)置為帶有微負(fù)壓的壓力出口邊界，爐膛壁面為無湍流流動(dòng)、無滑移壁面，爐膛頂部的屏式過熱器、高溫過熱器壁面設(shè)置為950、980 K的恒溫壁面，煤粉顆粒的最小粒徑為10 μm，最大粒徑為250 μm，平均粒徑為56 μm，爐膛內(nèi)煤粉顆粒的分布指數(shù)為n=1.15。設(shè)計(jì)工況下具體燃用煤質(zhì)參數(shù)見表1，一、二次風(fēng)以及燃盡風(fēng)等的風(fēng)量狀況見表2，數(shù)值模擬中進(jìn)入爐膛的風(fēng)量為總風(fēng)量扣除漏風(fēng)后的剩余部分。

表1 煤種工業(yè)分析和元素分析

表2 風(fēng)速參數(shù)

2.4 工況設(shè)置

桃志鵬等[17,22-23]研究燃盡風(fēng)反切角度、燃盡風(fēng)偏置狀況、燃燒器上擺角度對(duì)爐膛出口煙溫偏差的影響，目前660 MW四角切圓鍋爐緩解煙溫偏差最佳燃盡風(fēng)反切角在25°以內(nèi)、最佳燃盡風(fēng)偏置在1.30以內(nèi)、最佳燃燒器上擺角度在11°以內(nèi)。該正交試驗(yàn)的因素及水平設(shè)置狀況見表3，因素A為燃盡風(fēng)的反切角度、因素B為燃盡風(fēng)的速度偏置、因素C為燃燒器的上擺角度、因素D為二次風(fēng)的偏轉(zhuǎn)角度(因素B為鍋爐右側(cè)的燃盡風(fēng)風(fēng)速與鍋爐左側(cè)的燃盡風(fēng)風(fēng)速之間的比值；因素C中燃燒器上擺指鍋爐上所有一、二次風(fēng)噴口均向上擺動(dòng)，“+”表示燃燒器向上擺動(dòng)；因素D中“-”表示二次風(fēng)沿逆時(shí)針方向與一次風(fēng)夾角)，每個(gè)因素設(shè)計(jì)2個(gè)水平。選用正交試驗(yàn)表L8(27)，正交試驗(yàn)工況設(shè)置見表4。

表3 數(shù)值模擬的因素和水平

表4 工況設(shè)置

3 結(jié)果與討論

3.1 模擬驗(yàn)證

為確保數(shù)值模擬的可靠性，將工況1高溫過熱器的數(shù)值模擬值與上海鍋爐廠給出的鍋爐設(shè)計(jì)值進(jìn)行對(duì)比結(jié)果見表5。

由表5可知，高溫過熱器進(jìn)出口部位的數(shù)值模擬值與鍋爐廠的設(shè)計(jì)值之間的誤差較小，試驗(yàn)證明數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果具有準(zhǔn)確性。

表5 高溫過熱器數(shù)值模擬值與鍋爐設(shè)計(jì)值

3.2 爐內(nèi)速度場(chǎng)分析

爐內(nèi)各截面速度場(chǎng)分布狀況如圖5所示，各工況P1、P2截面上一、二次風(fēng)上游氣流沖擊下游氣流，形成良好切圓，由于燃燒器上擺角度以及二次風(fēng)偏轉(zhuǎn)角度的不同，切圓大小不同；在P3截面，隨不同反切角度及風(fēng)速的燃盡風(fēng)加入，爐內(nèi)切圓氣流出現(xiàn)不同程度的偏斜；在P4截面，可看出各工況均存在一定程度的煙速偏差，工況1、4、6、7煙速偏差相對(duì)較低。

圖5 爐膛內(nèi)部的速度分布

3.3 爐內(nèi)溫度場(chǎng)分析

爐內(nèi)P1、P5截面溫度分布如圖6所示，爐內(nèi)最高溫度可達(dá)2 000 K，滿足燃燒設(shè)計(jì)需求，有利于煤粉燃燒及燃盡。P1截面各工況溫度分布均呈四角切圓燃燒特征，截面高溫區(qū)域主要集中在燃燒器噴口附近；隨二次風(fēng)偏轉(zhuǎn)角度增大，造成切圓直徑增大，截面中心位置溫度降低，此時(shí)高溫區(qū)域主要集中在爐膛壁面位置；P5截面各工況溫度基本呈對(duì)稱分布，高溫區(qū)域主要在燃燒器附近及燃盡風(fēng)上部區(qū)域，灰斗和上部水平煙道溫度相對(duì)較低，并且燃燒器上擺角度增大，導(dǎo)致截面上高溫區(qū)域上移。

圖6 爐膛內(nèi)部的溫度分布

3.4 P6截面速度及溫度分布

P6截面速度分布如圖7所示，各工況P6截面均有速度偏差。工況1高速區(qū)域集中在截面右上部；工況2、3、5、8高速區(qū)域主要集中在截面右上部，右下部也出現(xiàn)部分高速區(qū)；工況4、6、7截面高速區(qū)域分布相對(duì)較均勻。

圖7 爐膛出口截面上的速度以及溫度分布

3.5 煙溫偏差數(shù)值分析

引入溫度偏差ΔT描述P6截面上右側(cè)與左側(cè)平均溫度的差值;引入截面速度偏差因子Z以及截面溫度偏差因子G，分別描述爐膛出口截面上左、右兩側(cè)速度比值及溫度比值；引入截面的速度分布不均系數(shù)Mv以及截面的溫度分布不均系數(shù)MT，分別用來描述爐膛出口截面上的速度分布以及溫度分布的不均勻程度。具體定義如下：

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

爐膛出口截面上的速度以及溫度分布數(shù)值模擬結(jié)果代入以上公式進(jìn)行計(jì)算，所得結(jié)果如圖8所示，可知工況6的速度偏差因子及速度分布不均系數(shù)基本趨近于1，即P6截面速度偏差最小，速度分布最均勻；此時(shí)，溫度偏差因子及溫度分布不均系數(shù)也接近1，溫度分布最均勻。

圖8 P6截面速度及溫度分布參數(shù)

3.6 極差及方差分析

(6)

(7)

(8)

正交試驗(yàn)極差分析見表6，得出極差Rj大小順序，R7>R1>R2>R3>R4，即因素主次順序?yàn)镈>A>B>A×B>C，其中D為首要因素。最佳的因素水平組合為A2B2C2D1，即工況6，此時(shí)P6截面煙溫偏差為6.6 K。

表6 正交試驗(yàn)極差分析

極差分析法無法提供因素對(duì)試驗(yàn)結(jié)果影響顯著性的具體標(biāo)準(zhǔn)，因此引入正交試驗(yàn)方差分析法，方差分析結(jié)果見表7。

表7 正交試驗(yàn)方差分析

由表7可知，與正交試驗(yàn)極差分析法所得結(jié)果一致。正交試驗(yàn)方差分析得出：因素D對(duì)爐膛出口截面煙溫偏差的影響非常顯著，因素A對(duì)爐膛出口截面煙溫偏差的影響較為顯著，其余因素對(duì)爐膛出口截面煙溫偏差的影響不顯著。

3.7 權(quán)矩陣分析

利用以上極差及方差分析僅能得出因素水平對(duì)試驗(yàn)指標(biāo)的重要性以及顯著程度，為了分析各個(gè)因素的具體權(quán)重占比，進(jìn)一步引入了權(quán)矩陣分析法。

根據(jù)正交試驗(yàn)表構(gòu)建3層數(shù)據(jù)結(jié)構(gòu)模型，即指標(biāo)層、因素層、水平層，具體構(gòu)建方法見表8。

表8 數(shù)據(jù)結(jié)構(gòu)模型層次

通過3層數(shù)據(jù)結(jié)構(gòu)，構(gòu)建指標(biāo)層矩陣M(14×7)、因素層矩陣T(7×7)、水平層矩陣S(7×1)，權(quán)重ω，具體定義如下：

ω=MTS。

(9)

(10)

(11)

(12)

計(jì)算得出ω=(0.075，0.109，0.033，0.035，0.018，0.015，0.011，0.013，0.018，0.015，0.053，0.061，0.406，0.138)T，即各因素權(quán)重占比為：A為0.184，B為0.068，A×B為0.033，C為0.024，D為0.544，誤差列權(quán)重為0.147；因素D權(quán)重最大，因素C權(quán)重最小；因素B、A×B、C所占權(quán)重小于誤差列權(quán)重，說明這幾個(gè)因素對(duì)于試驗(yàn)指標(biāo)影響可忽略。此外，各因素在其水平上的最大權(quán)重為A2(0.109)、B2(0.035)、C2(0.013)、D1(0.406)，最佳組合為正交試驗(yàn)表中工況6。

4 結(jié) 論

1)二次風(fēng)偏轉(zhuǎn)角度增大導(dǎo)致爐內(nèi)燃燒切圓直徑變大；燃燒器上擺角度增大，會(huì)導(dǎo)致爐內(nèi)高溫區(qū)域上移。

2)通過極差及方差分析，對(duì)于正交試驗(yàn)指標(biāo)爐膛出口截面煙溫偏差，因素D(二次風(fēng)偏轉(zhuǎn)角度)為主要影響因素，影響高度顯著；因素A(燃盡風(fēng)反切角度)為次要影響因素，影響顯著；其余因素?zé)o明顯影響。

3)由權(quán)矩陣分析法，在因素層，因素D所占權(quán)重最大，因素C所占權(quán)重最小，依次順序?yàn)椋阂蛩谼(0.544)>因素A(0.184)>因素B(0.068)>因素A×B(0.033)>因素C(0.024)；在水平層，各因素不同權(quán)重排列為：水平A2(0.109)>水平A1(0.075)，水平B2(0.035)>水平B1(0.033)，水平C2(0.013)>水平C1(0.011)，水平D1(0.406)>水平D2(0.138)。

4)正交試驗(yàn)最佳因素水平組合為正交試驗(yàn)表中工況6，即A2(燃盡風(fēng)反切角度25°)、B2(右側(cè)燃盡風(fēng)風(fēng)速/左側(cè)燃盡風(fēng)風(fēng)速=1.30)、C2(燃燒器上擺角度8°)、D1(二次風(fēng)逆時(shí)針偏轉(zhuǎn)3°)，該工況下，P6截面左、右兩側(cè)的溫度偏差為6.6 K。