高建強(qiáng)，仝國興

（華北電力大學(xué)能源動(dòng)力與機(jī)械工程學(xué)院，河北 保定 071003）

燃煤鍋爐不同煤種的合理摻燒可以降低發(fā)電成本，國內(nèi)關(guān)于燃煤鍋爐的摻燒研究較多[1-2]，但是大部分集中于四角切圓燃燒和對沖燃燒方式的燃煤鍋爐[3-5]，關(guān)于超臨界“W”火焰鍋爐的摻燒研究較為欠缺，同時(shí)有些研究只關(guān)注摻燒時(shí)爐膛參數(shù)變化情況，得到的結(jié)論較為偏頗[6-8]。

為了提升燃煤鍋爐的煤種適應(yīng)性，提高爐膛內(nèi)煤粉的著火和穩(wěn)燃效果，某燃煤電廠一臺660 MW的“W”火焰爐現(xiàn)燃煤種為金竹山無煙煤（無煙煤），決定摻燒一些揮發(fā)分含量較高但煤化程度較淺的義馬煙煤（煙煤）[1]。鍋爐在進(jìn)行實(shí)爐摻燒試驗(yàn)前通常會(huì)進(jìn)行數(shù)值仿真，以獲得一部分爐膛參數(shù)的參考數(shù)據(jù)[9-11]。鍋爐以滿負(fù)荷運(yùn)行時(shí)的燃煤量最多，此時(shí)燃煤的不同摻混比例對爐膛參數(shù)的影響最明顯，故在本次研究中以該鍋爐的爐膛部分作為數(shù)值模擬區(qū)域，得到按照不同比例摻燒煤粉滿負(fù)荷時(shí)鍋爐有效利用熱、煙氣速度和溫度以及NOx、SOx、CO產(chǎn)量的變化情況。

1 鍋爐概況

該660 MW 機(jī)組“W”火焰爐為FW 型式，其各項(xiàng)運(yùn)行參數(shù)測試值是以100%THA（熱耗率驗(yàn)收工況）作為鍋爐滿負(fù)荷運(yùn)行前提條件所得到的，故以100%THA 作為本文仿真模擬的鍋爐負(fù)荷條件?，F(xiàn)燃煤種為金竹山無煙煤，2 種煤煤質(zhì)分析見表1。由表1 可見，義馬煙煤的發(fā)熱量相比金竹山無煙煤偏低，但其揮發(fā)分含量很高，有利于煤粉的點(diǎn)燃和煤粒的燃盡。

表1 金竹山無煙煤及義馬煙煤煤質(zhì)分析Tab.1 Quality analysis for Jinzhushan anthracite coal

該“W”火焰鍋爐共配有6 臺雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)，每臺磨煤機(jī)帶4 只濃縮型DRB 旋流燃燒器，一次風(fēng)粉混合物經(jīng)輸粉管道輸送至燃燒器后，由于離心力作用被分成2 股煤粉氣流，分別由主煤粉噴口和乏氣噴口送入爐膛。24 只燃燒器分別順列布置在燃燒室的前、后爐拱上，磨煤機(jī)與燃燒器的對應(yīng)關(guān)系如圖1 所示。

圖1 磨煤機(jī)與燃燒器的對應(yīng)關(guān)系Fig.1 Correspondence between coal mills and burners

金竹山無煙煤與義馬煙煤的可磨性系數(shù)相差較大，不適于“爐前摻混，爐內(nèi)混燒”的摻燒方式，所以每臺磨煤機(jī)只磨制1 種煤。磨制義馬煙煤的磨煤機(jī)需要適當(dāng)加大出力。由于該“W”火焰鍋爐沿左、右墻方向是對稱布置的，為簡化計(jì)算過程，加快收斂速度，選取靠右墻的一半爐膛進(jìn)行研究。根據(jù)圖1 采用3 種燃煤摻混比例，結(jié)合燃煤摻混時(shí)燃燒器布置的要求：“相似煤質(zhì)局部整合，不同煤質(zhì)整體穿插”。2 種燃煤按照不同比例摻混時(shí)各燃燒器噴射煤種如圖2 所示。

圖2 不同比例摻混時(shí)各燃燒器噴射煤種Fig.2 Types of pulverized coal injected by each burner at various blending ratios

爐膛的寬度為32 121 mm，其他主要界限尺寸如圖3 所示。

圖3 爐膛主要界限尺寸（mm）Fig.3 Main boundary size of the furnace(mm)

2 幾何模型

2.1 網(wǎng)格劃分

數(shù)值模擬的區(qū)域只涉及爐膛部分，由于其形狀整齊，因此燃燒室和燃盡室的大部分區(qū)域生成結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。在爐拱附近速度和溫度等參數(shù)的變化較大，此處生成非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。爐膛噴口附近采用加密的非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格還可以有效降低偽擴(kuò)散發(fā)生的可能。在進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性[12]檢查后，將網(wǎng)格數(shù)量確定為610 萬。

2.2 模擬設(shè)置

本文采用三維穩(wěn)態(tài)計(jì)算，氣相湍流流動(dòng)模型采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε雙方程模型；對于化學(xué)反應(yīng)模型，在對單一煤種進(jìn)行分析時(shí)，采用非預(yù)混燃燒模型，在對多煤種摻燒進(jìn)行分析時(shí)，采用組分輸運(yùn)模型中的有限速率/渦耗散模型；煤粉顆粒運(yùn)動(dòng)模型采用離散相隨機(jī)軌道模型；對于爐膛燃燒的模擬，輻射傳熱模型常采用P1 模型，但是在模型的幾何形狀變化比較大的位置P1 模型的計(jì)算精度下降得很厲害，所以本文采用DO 模型；對于煤粉燃燒過程的模擬，揮發(fā)分析出模型采用雙競爭反應(yīng)模型，焦炭燃燒模型采用動(dòng)力學(xué)/擴(kuò)散控制反應(yīng)速率模型[13-14]。

3 結(jié)果分析

3.1 鍋爐有效利用熱

根據(jù)文獻(xiàn)[15]提供的計(jì)算模型，可以得到不同煤粉摻混比例下鍋爐有效利用熱（表2）。

表2 鍋爐有效利用熱Tab.2 Effective heating use of the boiler

由表2 可以發(fā)現(xiàn)，隨著煙煤摻混比例的增加，鍋爐有效利用熱下降了。但是由于所使用的金竹山無煙煤的發(fā)熱量相對于設(shè)計(jì)煤質(zhì)偏高，電廠將其作為主燃煤后鍋爐有效利用熱普遍比設(shè)計(jì)值高，因此即使在摻混了35%或者50%煙煤的情況下，鍋爐有效利用熱依然高于額定值。在滿足鍋爐額定效率的條件下，從降低發(fā)電成本的角度分析，可以選擇65%無煙煤+35%煙煤這一摻混比例。

3.2 煙氣速度和溫度

圖4 為沿著爐膛高度方向煙氣速度的變化情況。由圖4 可見，高溫?zé)煔獾乃俣仍诮?jīng)過主燃區(qū)域后沒有太大變化，只有在經(jīng)過燃盡風(fēng)噴口時(shí)有一個(gè)小幅的提高。當(dāng)爐拱相對的一排燃燒器分別噴射無煙煤和煙煤時(shí)，煙氣在燃盡室內(nèi)會(huì)發(fā)生強(qiáng)烈偏斜且貼近前爐壁，這使得此處極易形成結(jié)渣和積灰，影響水冷壁換熱。除此之外，固態(tài)的灰粒也會(huì)沖擊管外壁造成磨損。

圖4 煙氣速度變化情況Fig.4 Changes in flue gas velocity

圖5 為沿著爐膛高度方向煙氣溫度的變化情況。

圖5 煙氣溫度變化情況Fig.5 Changes in flue gas temperature

由圖5 可見：由于分級配風(fēng)的燃燒方式，4 條溫度變化曲線的第1 個(gè)高峰區(qū)間均在10 000～19 000 mm，穩(wěn)定的高溫區(qū)域使得煤粉可以充分燃燒，減少固體未完全燃燒熱損失Q4；第2個(gè)溫度高峰區(qū)間在27 000～30 000 mm，這處在燃盡風(fēng)噴口高度。4 種燃煤摻混比例下煙氣溫度的整體變化情況無明顯區(qū)別。

值得注意的是，35%無煙煤+65%煙煤燃燒無第2 個(gè)溫度高峰區(qū)間，這說明這樣的摻混比例可以使煤粉在主燃區(qū)域就充分燃燒，降低了飛灰含碳量。但同時(shí)爐膛發(fā)熱量會(huì)嚴(yán)重不足，只能通過增加煙煤的燃用量來解決，違背了降低成本的初衷。而且“W”火焰爐以高負(fù)荷運(yùn)行時(shí)不允許摻燒過高比例的煙煤或褐煤。綜上，從提高鍋爐使用壽命的角度分析，應(yīng)該采用65%無煙煤+35%煙煤的摻混比例。

3.3 NOx、SOx、CO 產(chǎn)量

鍋爐燃煤產(chǎn)生的NOx和SOx不僅會(huì)對環(huán)境造成污染，也會(huì)對爐膛內(nèi)壁和受熱面造成腐蝕。事實(shí)上，近年的研究發(fā)現(xiàn)在鍋爐運(yùn)行過程中，如果還原性氣體濃度較高，就會(huì)加重NOx和SOx對受熱面的腐蝕，造成還原性氣氛的主要?dú)怏w為CO。這是因?yàn)楦邼舛鹊倪€原性氣體會(huì)使金屬表面的腐蝕層變?yōu)槭杷傻暮＞d狀，從而促使腐蝕的進(jìn)一步發(fā)生。如果此時(shí)有未完全燃燒的煤粒沖擊到受熱面，則會(huì)在其表面留下大量的凹陷，長此以往則會(huì)使管壁一側(cè)變薄，增加了爆管的可能。

圖6 為沿著爐膛高度方向上NOx產(chǎn)量的變化情況。揮發(fā)分含量較高的煤種在燃燒時(shí)會(huì)產(chǎn)生較多的燃料型NOx，圖6 中的曲線也證實(shí)了這一點(diǎn)。當(dāng)摻燒煙煤之后，主燃區(qū)域的NOx產(chǎn)量相比僅燃燒無煙煤時(shí)升高了4～7 倍。但在爐膛的屏下出口處NOx含量卻沒有大的區(qū)別，這可能是由于煤粉在燃盡后煙氣中的O2含量極低，還原性氣體（如CO、H2等）占據(jù)主導(dǎo)地位，將NO2還原為了N2或NH3。

圖6 NOx 產(chǎn)量變化情況Fig.6 Changes in NOx production

圖7 為沿著爐膛高度方向上SOx產(chǎn)量的變化情況。由圖7 可以發(fā)現(xiàn)，隨著摻混煙煤的比例增加，爐膛中污染物SOx產(chǎn)量整體偏大。這是由于煙煤中的S 含量比無煙煤中的大1 倍多。值得注意的是，50%無煙煤+50%煙煤燃燒的SOx產(chǎn)量普遍偏高，35%無煙煤+65%煙煤和65%無煙煤+35%煙煤燃燒的SOx產(chǎn)量卻非常相近。這一現(xiàn)象證明了現(xiàn)代混煤燃燒理論技術(shù)中所述：“混煤的某些指標(biāo)可以通過簡單的加權(quán)平均進(jìn)行計(jì)算，例如不同煤種的成分和發(fā)熱量，但對于煤灰的熔融溫度、煙氣中組分濃度以及氮化物、硫化物等的產(chǎn)量就不能用簡單的加權(quán)平均進(jìn)行計(jì)算?！?/p>

圖7 SOx 產(chǎn)量變化情況Fig.7 Changes in SOx production

圖8 為沿著爐膛高度方向上CO 產(chǎn)量的變化情況。

圖8 CO 產(chǎn)量變化情況Fig.8 Changes in CO production

由圖8 可見，摻混煙煤之后，在主燃區(qū)域CO濃度要比單獨(dú)燃燒無煙煤時(shí)多4～5 倍。這是由于義馬煙煤的揮發(fā)分含量較高，固定碳含量較低，使得磨制而成的煤粉在初期燃燒速度極快，可以快速形成一個(gè)局部高溫區(qū)域，高溫促使了反應(yīng)C+CO2?2CO 向正反應(yīng)方向進(jìn)行，從而使主燃區(qū)域匯集了大量的CO。綜合考慮沿著爐膛高度方向上NOx、SOx和CO 產(chǎn)量的變化情況，單獨(dú)燃燒無煙煤時(shí)爐膛受熱面遭到腐蝕的概率無疑是最低的。在摻燒煙煤的情況下，65%無煙煤+35%煙煤的摻混比例NOx、SOx和CO 產(chǎn)量比其他2 種摻混比例的少。

4 結(jié)論

本文對一臺660 MW“W”火焰爐爐膛內(nèi)的煤粉燃燒過程進(jìn)行了數(shù)值模擬，得到在100%THA 的鍋爐負(fù)荷下按照不同比例摻燒2 種煤化程度相差較大的煤種時(shí)，鍋爐有效利用熱、煙氣速度和溫度以及NOx、SOx和CO 產(chǎn)量的變化情況。

為了減少煙氣沖刷對爐膛內(nèi)壁造成的磨損，提高鍋爐使用壽命，同時(shí)降低由于氧化性氣體和還原性氣體濃度過高從而使?fàn)t膛受熱面發(fā)生腐蝕的概率，鍋爐在以高負(fù)荷運(yùn)行時(shí)可以采用65%無煙煤+35%煙煤的摻燒比例。但是以這樣的比例摻燒對提高煤粉的著火和穩(wěn)燃效果的幫助較為有限。采用50%無煙煤+50%煙煤的摻燒比例不僅可以滿足鍋爐額定效率，同時(shí)能顯著降低發(fā)電成本。但爐膛受熱面的腐蝕情況可能會(huì)較為嚴(yán)重。