周亞明，王新宇，黃亞繼，高瑞斌，蔣欣軍，萬 旭，劉宇謙，劉曉東，戴維葆，陳國慶

(1.國家能源集團(tuán)泰州發(fā)電有限公司，江蘇 泰州 253200；2.東南大學(xué) 能源熱轉(zhuǎn)換及其過程測(cè)控教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 南京 210096；3.國電科學(xué)技術(shù)研究院有限公司，江蘇 南京 210000)

0 引 言

當(dāng)前，我國大型燃煤鍋爐主要分為對(duì)沖燃燒鍋爐和切圓燃燒鍋爐2類[1]。與對(duì)沖燃燒方式相比，切圓燃燒具有爐膛火焰充滿度好、有利于煤粉燃盡、NOx排放較低和燃燒調(diào)節(jié)更靈活等優(yōu)點(diǎn)[2]。但傳統(tǒng)的四角切圓燃燒會(huì)導(dǎo)致爐膛出口煙氣殘留余旋的存在，引發(fā)煙氣流量和溫度不均，進(jìn)而產(chǎn)生過熱器和再熱器的熱負(fù)荷偏差[3]。目前，部分大型燃煤鍋爐采用雙切圓燃燒方式。這種燃燒方式既保留了四角切圓燃燒方式的優(yōu)點(diǎn)，又能很大程度減少爐膛出口熱偏差[4]。

高溫?zé)岣g是影響鍋爐安全運(yùn)行的重要因素。含硫煤粉燃燒產(chǎn)生的硫化物和單質(zhì)硫會(huì)腐蝕水冷壁，爐膛內(nèi)部高溫缺氧環(huán)境會(huì)加劇水冷壁發(fā)生高溫?zé)岣g[5]。隨著環(huán)保要求日益嚴(yán)格，低NOx燃燒技術(shù)成為大型電廠的標(biāo)配。但低氮改造的燃煤鍋爐由于燃燒區(qū)缺氧情況加劇，高溫?zé)岣g更加嚴(yán)重。水冷壁管道因腐蝕減薄到一定程度可能導(dǎo)致“爆管”事故，嚴(yán)重影響電廠經(jīng)濟(jì)效益和人員設(shè)備安全。故爐膛運(yùn)行過程中的高溫?zé)岣g需重點(diǎn)關(guān)注。

考慮到實(shí)際爐膛燃燒過程設(shè)計(jì)復(fù)雜的理化過程，采用試驗(yàn)方式成本比較高，且當(dāng)前技術(shù)無法準(zhǔn)確測(cè)量爐膛的內(nèi)部參數(shù)，采用數(shù)值計(jì)算的方法來模擬研究鍋爐爐膛內(nèi)部的燃燒過程已經(jīng)成為一種成熟有效的研究方法[6-8]。孟濤等[9]采用渦流耗散模型研究了某四角切圓鍋爐過量空氣系數(shù)以及配風(fēng)方式對(duì)污泥摻混燃燒及NOx生成的影響，認(rèn)為二次風(fēng)的配風(fēng)采用束腰配風(fēng)方式既可以保證燃燒效率，也可以減少NOx的生成。MODLINSKI[10]采用數(shù)值模擬方法比較了新型RI-JET2旋流燃燒器和傳統(tǒng)旋流燃燒器的工作效果，結(jié)果表明，新型燃燒器有快速點(diǎn)火的優(yōu)勢(shì)，可以減少爐膛高溫腐蝕。RYNO和PIETER[11]研究了某620 MW旋流對(duì)沖鍋爐，發(fā)現(xiàn)相鄰旋流火焰之間有一定影響，且增加旋流強(qiáng)度可以減少爐膛出口未燃盡碳。蔣曉鋒[12]對(duì)某1 000 MW雙切圓鍋爐低氮同軸燃燒系統(tǒng)進(jìn)行了數(shù)值模擬，分析了偏置風(fēng)和分離式燃盡風(fēng)擺角對(duì)爐膛燃燒的影響，但針對(duì)雙切圓鍋爐的腐蝕情況研究不透徹。當(dāng)前眾多學(xué)者對(duì)四角切圓鍋爐和前后墻對(duì)沖鍋爐的數(shù)值模擬研究較多，但針對(duì)雙切圓鍋爐的研究報(bào)道還不夠深入。

筆者基于Fluent軟件，采用數(shù)值模擬方法針對(duì)某1 000 MW超臨界雙切圓燃煤鍋爐進(jìn)行研究，對(duì)爐膛的氣體流動(dòng)、煤粉燃燒和傳熱傳質(zhì)過程進(jìn)行模擬。分析了爐膛內(nèi)部的速度場(chǎng)、溫度場(chǎng)、氣體組分場(chǎng)分布，結(jié)合實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，研究該爐膛燃燒情況和高溫?zé)岣g分布，并分析了水平煙道的速度偏差、溫度偏差和側(cè)墻水冷壁的高溫腐蝕，以模擬結(jié)果指導(dǎo)電廠運(yùn)行，使鍋爐運(yùn)行更加經(jīng)濟(jì)、安全、環(huán)保。

1 鍋爐結(jié)構(gòu)

對(duì)象鍋爐為超超臨界變壓運(yùn)行直流鍋爐，采用П型布置、單爐膛、一次中間再熱、MPM低NOx燃燒器、反向雙切圓燃燒方式，爐膛為內(nèi)螺紋管垂直上升膜式水冷壁，循環(huán)泵啟動(dòng)系統(tǒng)；調(diào)溫方式除煤/水比外，還采用煙氣分配擋板、燃燒器擺動(dòng)、噴水等方式。鍋爐采用平衡通風(fēng)、露天布置、固態(tài)排渣、全鋼構(gòu)架、全懸吊結(jié)構(gòu)。

該機(jī)組鍋爐爐膛為長(zhǎng)方形結(jié)構(gòu)，燃燒器采用前后墻布置，每層布置8只燃燒器，前后墻各布置4只燃燒器，按照爐膛尺寸選取的燃燒器出口射流中心線和前后墻水冷壁中心線的夾角分別為63°和53°，燃燒器平面布置如圖1所示，鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量(BMCR)工況下4層燃燒器全開。2、3、5、8號(hào)噴口附近溫度較高，稱為熱角，1、4、6、7號(hào)噴口附近溫度較低，稱為冷角。燃燒結(jié)構(gòu)如圖2所示。主燃燒器上方設(shè)置分離燃盡風(fēng)(SOFA風(fēng))。采用燃燒器分組拉開式布置及合理配風(fēng)形式，可控制NOx排放量。選取距離水冷壁0.03 m的截面為近壁面區(qū)域，研究水冷壁附近氣體氛圍。

圖1 燃燒器平面布置

圖2 燃燒器結(jié)構(gòu)

2 幾何建模與網(wǎng)格劃分

采用ICEM軟件對(duì)爐膛結(jié)構(gòu)進(jìn)行簡(jiǎn)化幾何建模和網(wǎng)格的劃分，選取爐膛冷灰斗至爐膛水平煙道出口之間的區(qū)域作為計(jì)算域。為防止?fàn)t膛出口可能出現(xiàn)的回流情況干擾模擬結(jié)果，將爐膛出口處改造為錐形縮口，考慮爐膛內(nèi)部煙氣狀態(tài)和網(wǎng)格劃分的便捷，將爐膛分為4個(gè)區(qū)域：爐膛上部區(qū)域、燃燒區(qū)、燃燒器出口和冷灰斗區(qū)域。為保證網(wǎng)格質(zhì)量，提高計(jì)算精度和效率，整個(gè)爐膛使用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，不同區(qū)域用interface連接。由于燃燒區(qū)是煤粉注入、燃燒和燃盡的主要位置，速度場(chǎng)、溫度場(chǎng)和各氣體組分的濃度場(chǎng)非常復(fù)雜，所以加密此處網(wǎng)格。燃燒器區(qū)域采用Y-Block網(wǎng)格適應(yīng)其三角形的水平截面結(jié)構(gòu)，燃燒器區(qū)域局部網(wǎng)格如圖3所示。由于氣流在燃燒區(qū)與前后墻呈一定角度注入爐膛，并形成2個(gè)橢圓，為減少偽擴(kuò)散現(xiàn)象以保證該區(qū)域模擬精度，需沿著氣流流動(dòng)方向劃分網(wǎng)格。經(jīng)網(wǎng)格獨(dú)立性分析后，最終確定網(wǎng)格數(shù)目為396萬。燃燒區(qū)爐網(wǎng)格俯視圖如圖4所示，爐膛整體網(wǎng)格如圖5所示。

圖3 燃燒器區(qū)域局部網(wǎng)格

圖4 燃燒區(qū)網(wǎng)格俯視圖

圖5 爐膛整體網(wǎng)格

3 模型及邊界條件設(shè)置

考慮到雙切圓鍋爐的煙氣是帶旋流的完全湍流狀態(tài)，因此選用Realizablek-epsilon雙方程模型模擬湍流流動(dòng)[13]；煤粉顆?？傮w積遠(yuǎn)小于爐膛容積，故煤粉輸入采用離散相模型(DPM)；煤粉顆粒在爐膛隨氣流的運(yùn)動(dòng)軌跡則選擇拉格朗日隨機(jī)軌道模型描述；考慮煤的熱解過程溫度跨度較大，選用雙平行競(jìng)爭(zhēng)反應(yīng)模型模擬；焦炭燃燒過程選取動(dòng)力-擴(kuò)散模型進(jìn)行描述[14]；氣相湍流燃燒選用混合分?jǐn)?shù)-概率密度函數(shù)(PDF)模擬[15]；由于爐膛內(nèi)部光學(xué)深度較大，輻射換熱過程采用P1模型進(jìn)行計(jì)算；保證收斂速度和結(jié)果足夠準(zhǔn)確，采用Fluent軟件的simple算法求解模型方程。由于爐膛NOx生成量中NO占比最高，且快速型NO產(chǎn)量很小，所以本文NOx模擬僅考慮熱力型NO和燃料型NO的生成[16-17]。

煤粉顆粒直徑滿足Rosin-Rammler分布，最大顆粒直徑為130 μm，最小顆粒直徑為2 μm，平均顆粒直徑為35 μm，均勻性系數(shù)為3.6。鍋爐燃用煤的工業(yè)分析和元素分析見表1。各一二次風(fēng)入口邊界設(shè)置為質(zhì)量流量入口，質(zhì)量流量及風(fēng)溫根據(jù)鍋爐實(shí)際運(yùn)行參數(shù)條件見表2。爐膛水冷壁面和屏式受熱器設(shè)置為定溫壁面。爐膛水平煙道出口邊界條件設(shè)置為壓力出口，壓力設(shè)置為-150 Pa。離散相邊界條件見表3。

表1 鍋爐燃用煤的工業(yè)分析和元素分析

表2 爐膛重要邊界條件參數(shù)

表3 離散相邊界條件設(shè)置

4 結(jié)果分析與討論

4.1 速度場(chǎng)

各層燃燒器速度矢量場(chǎng)如圖6所示。速度分布總體上左右對(duì)稱，煙氣形成了2個(gè)橢圓。左側(cè)煙氣順時(shí)針流動(dòng)，右側(cè)煙氣逆時(shí)針流動(dòng)。兩切圓之間的區(qū)域速度矢量較小，說明兩切圓物質(zhì)交換較少，相對(duì)獨(dú)立。橢圓長(zhǎng)軸和熱角形成的對(duì)角線基本重合。冷角附近存在回流區(qū)卷吸熱空氣。以上描述均符合雙切圓鍋爐流場(chǎng)的一般規(guī)律。值得注意的是，各個(gè)燃燒器射流存在不同程度的偏斜，氣流偏斜的主要原因是鄰角氣流的撞擊。射流自燃燒器噴口射出后，受到上游鄰角氣流的撞擊而偏斜。由于冷角距離上游鄰角較近，故冷角出口射流偏斜較大，甚至偏斜到接近下游熱角出口的位置，其中5號(hào)和8號(hào)燃燒器上游有明顯的氣流刷墻現(xiàn)象，這一特性很大程度上影響了溫度場(chǎng)和氣體組分分布。此外，射流偏斜還受射流兩側(cè)“補(bǔ)氣”條件的影響。爐膛中心氣體較水冷壁附近區(qū)域氣體充足，也會(huì)使各個(gè)射流偏向水冷壁。由于較下層燃燒器平面5號(hào)和8號(hào)燃燒器的上游氣流刷墻嚴(yán)重，氣流向上流動(dòng)后改善了較上層燃燒器貼墻側(cè)的補(bǔ)氣條件。所以各層燃燒器平面的速度場(chǎng)相互之間存在不同，比較圖6可知，隨著高度升高，各水平截面射流偏斜得到一定減弱，氣流刷墻現(xiàn)象逐漸緩解。建議通過調(diào)整一次風(fēng)入射角度、減少切圓半徑的方法改善熱角上游煙氣刷墻的現(xiàn)象。

圖6 燃燒器平面速度矢量場(chǎng)

4.2 溫度場(chǎng)

各層燃燒器溫度場(chǎng)如圖7所示。溫度云圖呈對(duì)稱的橢圓環(huán)分布，由于滿負(fù)荷狀態(tài)的爐膛點(diǎn)火迅速，火焰充滿度好，最高溫度超過2 000 K，溫度較低的射流進(jìn)入爐膛后迅速升溫，故溫度云圖中藍(lán)色區(qū)域分布極少。高溫區(qū)出現(xiàn)在橢圓外側(cè)，切圓中心溫度較低。爐膛中部為兩高溫橢圓環(huán)相切的位置，隨著高度升高，高溫區(qū)域明顯增大，同時(shí)切圓中心低溫區(qū)逐漸縮小。熱角附近溫度較高，點(diǎn)火距離短，冷角附近溫度較低，點(diǎn)火距離長(zhǎng)。以上描述均符合雙切圓鍋爐特性。冷角和熱角附近溫度特性差別主要原因?yàn)椋豪浣歉浇谢亓鲄^(qū)卷吸溫度較低的氣體，故點(diǎn)火距離較長(zhǎng)；熱角上游的射流偏斜較大，直接沖向熱角噴口出口加熱一次風(fēng)，故點(diǎn)火距離短。

爐膛沿高度方向平均溫度曲線如圖8所示。其中紅點(diǎn)由下到上分別為4層燃燒器、最下層和最上層SOFA風(fēng)平面。爐膛下部平均溫度隨高度升高而升高，在3、4層燃燒器附近區(qū)域平緩，第4層燃燒器達(dá)到峰值，約為1 860 K。在SOFA風(fēng)高度煙氣溫度先大幅下降，又有所回升，最后逐漸下降。這是由于煤粉進(jìn)入爐膛劇烈燃燒，但缺氧使燃燒不完全，導(dǎo)致上層燃燒器燃燒放熱不充分。由于SOFA風(fēng)風(fēng)量較大，進(jìn)入爐膛會(huì)立刻降低局部溫度水平，但攜帶的氧氣也會(huì)使煤粉充分燃燒放熱，煙氣溫度逐漸上升。隨后煤粉燃盡后，煙氣向壁面放熱，溫度逐漸降低。折焰角上方水平煙道平均溫度1 264.7 K，和實(shí)際測(cè)量值1 300 K接近，誤差小于5%，說明模擬結(jié)果有足夠的精度。

圖8 爐膛沿高度方向平均溫度曲線

4.3 O2/CO體積分?jǐn)?shù)場(chǎng)

各層燃燒器平面O2和CO體積分?jǐn)?shù)分布如圖9所示。氣流的O2濃度離開噴口時(shí)迅速下降，說明爐膛點(diǎn)火迅速。低氧區(qū)分布在切圓中心和冷角出口。O2和CO分布互補(bǔ)，說明煤粉燃燒不完全。熱角射出氣流中O2貼墻明顯，能較好覆蓋前后墻，前后墻CO體積分?jǐn)?shù)均較低，而冷角氣流中對(duì)側(cè)墻保護(hù)很差，側(cè)墻靠近后墻的位置CO體積分?jǐn)?shù)在一個(gè)很高的水平。

圖9 燃燒器平面O2和CO體積分?jǐn)?shù)分布

爐膛沿高度方向平均O2和CO體積分?jǐn)?shù)曲線如圖10所示，其中紅點(diǎn)含義與圖8相同。可知燃燒區(qū)缺氧燃燒特征明顯，燃燒器平面O2體積分?jǐn)?shù)較低，均小于0.02，而CO體積分?jǐn)?shù)較大，接近0.09。因?yàn)橐淮物L(fēng)和二次風(fēng)交錯(cuò)布置，O2和CO體積分?jǐn)?shù)都有明顯波動(dòng)，總體上各層燃燒器平面O2體積分?jǐn)?shù)隨高度逐漸降低。整個(gè)燃燒區(qū)都處于缺氧氛圍中，有利于減少NOx的產(chǎn)生，但也增加了燃燒區(qū)水冷壁發(fā)生高溫腐蝕的可能。SOFA風(fēng)對(duì)截面平均O2體積分?jǐn)?shù)提升明顯，但隨著煤粉和CO燃盡，O2體積分?jǐn)?shù)逐漸下降。爐膛出口氧量為2.86%，與實(shí)際測(cè)量值3%接近，誤差小于5%，說明模擬結(jié)果具備足夠的精度。

圖10 爐膛沿高度方向平均O2和CO體積分?jǐn)?shù)

4.4 NO分布

1層燃燒器平面NO分布如圖11所示?？芍狽O低濃度區(qū)域清晰可見，分布在爐膛出口和切圓外環(huán)等低氧區(qū)域。根據(jù)De Soete理論，煤粉含氮的揮發(fā)分受熱分解產(chǎn)生HCN、NH3等氣體會(huì)被氧化為燃料型NO，但這一過程在爐膛還原性氛圍下被抑制，且已經(jīng)生成的NO還會(huì)被還原成氮?dú)狻?/p>

圖11 1層燃燒器平面NO體積分?jǐn)?shù)分布

爐膛沿高度方向截面平均NO質(zhì)量濃度如圖12所示(6%O2)，其中紅點(diǎn)含義與圖8相同。可知曲線在燃燒區(qū)有波動(dòng)，燃燒器平面由于缺氧，NO質(zhì)量濃度一般低于相鄰截面。在SOFA風(fēng)區(qū)域，NO質(zhì)量濃度先下降，后有回升，最后緩慢下降。這是由于燃盡風(fēng)的注入，噴口附近NO被稀釋，但煤粉富氧燃燒同樣產(chǎn)生NO。煤粉燃盡后煙氣溫度下降，熱力型NO產(chǎn)量減少，總體NO質(zhì)量濃度下降。爐膛出口折算NO質(zhì)量濃度為287 mg/Nm3，高于實(shí)際測(cè)量值200 mg/Nm3，主要原因是模型簡(jiǎn)化了MPM燃燒器結(jié)構(gòu)，沒有完全發(fā)揮該燃燒器降低NOx的作用。

圖12 爐膛沿高度方向平均NO質(zhì)量濃度

4.5 水平煙道溫度、速度分布

上層SOFA平面速度矢量圖和溫度場(chǎng)分布如圖13所示。由于本鍋爐采用雙切圓燃燒方式，爐膛出口速度偏差和熱偏差較傳統(tǒng)四角切圓燃燒的鍋爐有較大改善。但根據(jù)圖13，由于最上層分離式燃盡風(fēng)平面距離爐膛出較近，煙氣仍存在較大速度偏差和溫度偏差，會(huì)在水平煙道產(chǎn)生殘留余旋，引起過熱器和再熱器熱負(fù)荷偏差，導(dǎo)致局部管路超溫甚至爆管。煙氣在折焰角上方區(qū)域的水平煙道中心沿爐膛寬度方向的速度和溫度分布如圖14所示?？芍俣群蜏囟妊貙挾绕畈淮?，基本呈“M”型對(duì)稱分布，最大值都出現(xiàn)在12和22 m左右處，最小值出現(xiàn)在17 m左右處。速度和溫度最值出現(xiàn)相同位置，會(huì)導(dǎo)致過熱器和再熱器熱負(fù)荷偏差過大。鍋爐改造時(shí)既可采用增大偏差管流量或減少受熱管路長(zhǎng)度的方法，預(yù)防偏差管超溫，也可使用反切風(fēng)技術(shù)，消除殘留余旋。

圖13 上層SOFA平面速度矢量圖和溫度場(chǎng)分布

圖14 水平煙道沿爐膛寬度方向的速度和溫度分布

4.6 近壁面CO分布

近壁面CO體積分?jǐn)?shù)云圖如圖15所示?？芍狢O體積分?jǐn)?shù)分布非常不均勻，沿爐膛中軸線基本對(duì)稱分布，高CO區(qū)域從最下層燃燒器高度開始到折焰角結(jié)束，說明煤粉燃燒遍布折焰角下部分區(qū)域。高CO區(qū)域主要分布在燃燒區(qū)的側(cè)墻靠后墻側(cè)和前墻3、4號(hào)燃燒器之間的區(qū)域，即各熱角上游區(qū)域。這些區(qū)域局部CO體積分?jǐn)?shù)可超過0.1。CO體積分?jǐn)?shù)分布不均勻，是由冷角和熱角氣流特性差異導(dǎo)致的，前文速度場(chǎng)、氣體組分場(chǎng)的分析已有提及。燃燒區(qū)高溫缺氧高CO環(huán)境極易發(fā)生高溫?zé)岣g，應(yīng)在熱角上游采取必要措施預(yù)防腐蝕發(fā)生。既可以通過改變一次風(fēng)入射角度方法，減少切圓半徑以防止煙氣刷墻，也可以根據(jù)實(shí)際腐蝕情況，在水冷壁加裝貼壁風(fēng)裝置。

圖15 水冷壁CO體積分?jǐn)?shù)分布

5 結(jié) 論

1)模擬結(jié)果符合雙切圓鍋爐燃燒特性，速度場(chǎng)、溫度場(chǎng)、O2/CO體積分?jǐn)?shù)分布都呈明顯的2個(gè)橢圓環(huán)分布，冷角、熱角附近氣體特性差異顯著。沿高度方向各參數(shù)也很好地反映了低氮燃燒方式的特點(diǎn)。出口煙溫和氧量等重要參數(shù)都與鍋爐實(shí)際運(yùn)行結(jié)果接近，說明數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性，模擬結(jié)果對(duì)指導(dǎo)電廠運(yùn)行和設(shè)備改造有重要意義。

2)爐膛出口煙道速度偏差和溫度偏差較傳統(tǒng)四角切圓鍋爐有了較大改善，但水平煙道仍存在煙氣速度偏差和溫度偏差，煙氣速度和溫度沿爐膛寬度都呈“M”型分布，在寬度12和22 m處速度和溫度都達(dá)到極大值，將導(dǎo)致附近對(duì)流換熱器的熱負(fù)荷過大。建議在鍋爐改造時(shí)可采用增大偏差管流量或減少受熱管路長(zhǎng)度的方法預(yù)防偏差管超溫，也可使用反切風(fēng)技術(shù)，消除殘留余旋。

3)模擬結(jié)果表明，爐膛燃燒區(qū)部分存在煙氣偏斜的現(xiàn)象，側(cè)墻后側(cè)有嚴(yán)重的煙氣刷墻現(xiàn)象。熱角射出氣流的O2能較好覆蓋前后墻，但冷角射出氣流對(duì)側(cè)墻靠后墻部分保護(hù)很差。以上原因?qū)е赂鱾€(gè)熱角上游區(qū)域的CO體積分?jǐn)?shù)非常高，局部超過0.1，發(fā)生較嚴(yán)重的高溫腐蝕。建議通過改變一次風(fēng)入射角度，減少切圓半徑以防止煙氣刷墻，也可以根據(jù)實(shí)際腐蝕情況，在水冷壁加裝貼壁風(fēng)裝置，以保護(hù)水冷壁。