童家麟，呂洪坤，劉文勝，蔡文方，葉學(xué)民

(1.國(guó)網(wǎng)浙江省電力有限公司電力科學(xué)研究院，浙江 杭州310014；2.華北電力大學(xué) 動(dòng)力工程系，河北 保定071003)

風(fēng)冷式干排渣系統(tǒng)于20世紀(jì)80年代中期首先在意大利35 MW機(jī)組中得到應(yīng)用[1]，其較濕式排渣系統(tǒng)具有耗水量低、底渣利用率高、對(duì)環(huán)境影響小等優(yōu)勢(shì)[2]，近年來(lái)已在國(guó)內(nèi)外大型燃煤機(jī)組中得到一定程度的應(yīng)用。由于干排渣系統(tǒng)耗水量較低，特別適合我國(guó)西北部缺水地區(qū)，國(guó)內(nèi)新建工程中其應(yīng)用較廣。早期采用濕式排渣系統(tǒng)的部分鍋爐由于種種原因，也在近年完成了干排渣系統(tǒng)改造[3]。該技術(shù)通常采用環(huán)境空氣作為爐渣和干渣機(jī)的冷卻介質(zhì)，由于環(huán)境溫度較低，且從干渣機(jī)漏入爐膛的空氣為無(wú)組織漏風(fēng)[4]，其對(duì)鍋爐運(yùn)行造成諸多不利影響，特別是新能源發(fā)電大規(guī)模并網(wǎng)使得燃煤機(jī)組深度調(diào)峰成為常態(tài)[5-6]，干排渣系統(tǒng)冷卻風(fēng)對(duì)機(jī)組的運(yùn)行影響更加不容忽視。

針對(duì)干排渣漏風(fēng)對(duì)機(jī)組性能的影響，國(guó)內(nèi)學(xué)者開(kāi)展了較為深入的研究。趙振寧等[7]研究了干排渣漏風(fēng)對(duì)燃燒器區(qū)以上火焰形態(tài)和火焰中心的影響，并解釋了干排渣漏風(fēng)后空氣預(yù)熱器入口煙溫不變但排煙溫度大幅變化的現(xiàn)象。童家麟等[8]研究了各典型負(fù)荷下干排渣漏風(fēng)對(duì)鍋爐溫度場(chǎng)、燃盡率、NOx生成量等的影響，以及滿負(fù)荷下空預(yù)器出口煙氣溫度與X(通過(guò)空預(yù)器的煙氣熱容與煙氣熱容之比)的關(guān)系。王陽(yáng)等[9]通過(guò)試驗(yàn)方法確定低負(fù)荷工況下干式排渣機(jī)的漏風(fēng)率及對(duì)鍋爐運(yùn)行氧量、排煙溫度、脫硝入口NOx體積分?jǐn)?shù)等的影響。但相關(guān)研究?jī)H著眼于將常規(guī)環(huán)境空氣作為冷卻介質(zhì)，分析其對(duì)鍋爐的影響，并未考慮冷卻介質(zhì)的優(yōu)化?；诖耍疚奶岢龈膳旁鼉?yōu)化冷卻方式，并采用有限元分析方法[10]研究各典型負(fù)荷下冷卻優(yōu)化風(fēng)對(duì)鍋爐溫度場(chǎng)、燃盡率、NOx生成量等的影響，旨在為同類型鍋爐改造提供參考。

1 鍋爐概況

某電廠 1號(hào)鍋爐是美國(guó)CE公司制造的亞臨界2 008 t/h四角切圓燃燒煤粉鍋爐，配置6層共24只低NOx燃燒器。為了進(jìn)一步降低NOx排放，設(shè)置分離燃盡風(fēng)噴口。鍋爐設(shè)計(jì)煤種煤質(zhì)分析(質(zhì)量分?jǐn)?shù))見(jiàn)表1。

表1 鍋爐設(shè)計(jì)煤種煤質(zhì)分析Tab.1 Quality analysis results of the design coal

鍋爐原配置濕式除渣系統(tǒng)，為了降低冷卻水用量，在綜合升級(jí)改造中改為干排渣系統(tǒng)。干排渣系統(tǒng)投運(yùn)后，干渣機(jī)系統(tǒng)密封不嚴(yán)造成干排渣漏風(fēng)量過(guò)大(最大漏風(fēng)量可達(dá)100 t/h以上)，引起排煙溫度大幅上升，由此導(dǎo)致在夏季高負(fù)荷時(shí)排煙溫度上升超過(guò)20 ℃。而在低負(fù)荷時(shí)，過(guò)大且過(guò)多的環(huán)境冷風(fēng)漏入對(duì)鍋爐溫度場(chǎng)、燃盡率、NOx生成量等也產(chǎn)生了諸多極為不利的影響[11]。對(duì)此，基于文獻(xiàn)[12]，本文提出一種冷卻風(fēng)優(yōu)化方式——抽取煙氣加熱器后溫度約為80 ℃的凈煙氣取代環(huán)境空氣作為爐渣和干渣機(jī)的冷卻介質(zhì)。采用優(yōu)化方式后的系統(tǒng)如圖1所示。

圖1 采用優(yōu)化方式后的干排渣系統(tǒng)Fig.1 Dry slag discharge system after adopting optimized method

2 網(wǎng)格劃分及計(jì)算工況

圖2所示為數(shù)值模擬爐膛網(wǎng)格劃分情況。

圖2 爐膛網(wǎng)格劃分Fig.2 Mesh generation of furnace

以各層一次風(fēng)與二次風(fēng)的入爐端為邊界對(duì)爐膛進(jìn)行進(jìn)行建模。為了防止偽擴(kuò)散現(xiàn)象，燃燒區(qū)和燃盡區(qū)等煤粉流動(dòng)和燃燒較為劇烈的區(qū)域采用結(jié)構(gòu)化六面體網(wǎng)格劃分和局部網(wǎng)格加密，總網(wǎng)格數(shù)大約為300萬(wàn)個(gè)，經(jīng)過(guò)網(wǎng)格無(wú)關(guān)性檢驗(yàn)，確定該網(wǎng)格數(shù)可以滿足計(jì)算所需精度。本數(shù)值模擬采用常規(guī)計(jì)算模型：k-ξ模型模擬氣相流動(dòng)，動(dòng)力學(xué)/擴(kuò)散模型模擬焦炭燃燒，P-1模型模擬輻射換熱，隨機(jī)軌道模型跟蹤煤粉顆粒流動(dòng)，雙競(jìng)爭(zhēng)反應(yīng)模型模擬煤粉揮發(fā)分析出，混合分?jǐn)?shù)-概率密度模型模擬揮發(fā)分湍流燃燒[13-14]。壁面采用無(wú)滑移恒定溫度邊界條件，相同負(fù)荷下除冷灰斗底外的爐膛壁面溫度保持不變，隨著負(fù)荷下降，爐膛壁面溫度設(shè)置隨之降低。

本文主要對(duì)100%連續(xù)經(jīng)濟(jì)出力(economic continuous rating，ECR)、75%ECR、50%ECR這3個(gè)負(fù)荷共9個(gè)工況下優(yōu)化后的干排渣漏風(fēng)對(duì)鍋爐的影響進(jìn)行數(shù)值模擬，計(jì)算采用均等配煤、均等配風(fēng)的燃燒方式，并與100%ECR、75%ECR、50%ECR負(fù)荷下常規(guī)干排渣漏風(fēng)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較。由文獻(xiàn)[4，9]可知，若干渣機(jī)系統(tǒng)密封不嚴(yán)，在爐膛負(fù)壓控制較低時(shí)，其漏風(fēng)量每小時(shí)可達(dá)幾十甚至上百噸。因此，本文選取最大漏風(fēng)量140 t/h進(jìn)行計(jì)算，為更有利于分析漏風(fēng)量對(duì)爐內(nèi)燃燒特性影響的趨勢(shì)，選取中間漏風(fēng)量70 t/h。在相同負(fù)荷和漏風(fēng)量下干排渣漏風(fēng)優(yōu)化前后的計(jì)算工況中，總煤量、總風(fēng)量、燃盡率、燃燒方式等其他參數(shù)均保持相同。數(shù)值模擬計(jì)算工況見(jiàn)表2，其中工況命名規(guī)則如下：第1個(gè)數(shù)字代表負(fù)荷，即1為100%ECR負(fù)荷，2為75%ECR負(fù)荷，3為50%ECR負(fù)荷；第2個(gè)數(shù)字代表漏風(fēng)量，即0為無(wú)漏風(fēng)，1為漏風(fēng)量70 t/h，2為漏風(fēng)量140 t/h；第3個(gè)數(shù)字代表是否采用優(yōu)化系統(tǒng)，即1為采用優(yōu)化系統(tǒng)后，0為采用優(yōu)化系統(tǒng)前。

表2 數(shù)值模擬計(jì)算工況Tab.2 Numerical simulation conditions

3 計(jì)算與分析結(jié)果

3.1 燃燒器區(qū)域煙氣溫度

圖3所示為漏風(fēng)優(yōu)化前后燃燒器中心截面煙氣溫度比較，表3為漏風(fēng)優(yōu)化后燃燒器中心截面煙氣溫度上升值，各燃燒器層沿爐膛由低到高方向的排列順序?yàn)?A→F。

圖3 漏風(fēng)優(yōu)化前后燃燒器中心截面煙氣溫度比較Fig.3 Comparisons of average flue gas temperature in cross section of each burner layer before and after air leakage optimization

表3 漏風(fēng)優(yōu)化后燃燒器區(qū)域平均煙氣溫度上升值Tab.3 TIncreasing amount of average flue gas temperature of burner layer after air leakage optimization K

由圖3可知優(yōu)化冷卻系統(tǒng)前后，燃燒器中心截面煙氣溫度變化趨勢(shì)基本一致，但變化程度明顯不同：隨著負(fù)荷降低，燃燒器層中心截面煙氣溫度下降幅度隨之下降。另外，相同負(fù)荷下，隨著漏風(fēng)量增加，燃燒器中心截面煙氣溫度變化程度也有所不同，在50%ECR工況下，當(dāng)漏風(fēng)量由0增至140 t/h，采用干排渣漏風(fēng)優(yōu)化后，A燃燒器層煙氣溫度下降約70 K，較采用干排渣漏風(fēng)優(yōu)化前，煙氣溫度下降幅度減少約30 K。原因是凈煙氣溫度較環(huán)境空氣溫度相比有明顯提升，鍋爐平均進(jìn)風(fēng)溫度隨著干排渣漏風(fēng)溫度提高有了一定程度的提升，使得鍋爐整體溫度水平也有較大程度改善。盡管鍋爐整體溫度水平有所提升，但隨著漏風(fēng)量增加，最底層的A燃燒器煙氣溫度還是有明顯降低，相對(duì)而言，中上層燃燒器煙氣溫度受影響較小，在鍋爐低負(fù)荷運(yùn)行時(shí)，需特別注意中下層燃燒器煙氣溫度，以免出現(xiàn)影響煤粉穩(wěn)定燃燒的情況。

由表3可知采用干排渣漏風(fēng)優(yōu)化后，相同漏風(fēng)量下，煙氣溫度下降幅度有所變緩：以漏風(fēng)量140 t/h為例，當(dāng)機(jī)組負(fù)荷從100%ECR下降至50%ECR，中心截面煙氣溫度最低的A燃燒器層煙氣溫度下降約80 K，而采用干排渣漏風(fēng)優(yōu)化前，A燃燒器層中心截面煙氣溫度下降達(dá)到100 K。采用干排渣漏風(fēng)優(yōu)化對(duì)于保持煤粉著火非常有利，特別是隨著新型電力系統(tǒng)對(duì)傳統(tǒng)電源調(diào)峰能力要求不斷提高[15]，極大程度地提高了鍋爐低負(fù)荷運(yùn)行性能。

3.2 爐膛出口煙氣溫度

圖4為漏風(fēng)優(yōu)化前后爐膛出口煙氣溫度比較。由圖4可知，采用優(yōu)化冷卻系統(tǒng)前后，爐膛出口煙氣溫度變化趨勢(shì)基本一致，但變化程度也有不同：隨著漏風(fēng)量增大，相同負(fù)荷下?tīng)t膛出口煙氣溫度總體呈上升趨勢(shì)，這與冷風(fēng)漏入后，爐膛整體溫度降低、煤粉燃燒延遲有關(guān)，同時(shí)干排渣漏風(fēng)噴入又進(jìn)一步增大了爐內(nèi)整體氣流的上升動(dòng)能，兩方面的綜合作用提高了爐膛出口煙氣溫度。相對(duì)而言，采用優(yōu)化冷卻系統(tǒng)后，爐膛出口煙氣溫度上升更為明顯，原因是：凈煙氣溫度較環(huán)境空氣溫度有較為明顯提升，爐膛整體溫度水平也隨之提高，特別在低負(fù)荷時(shí)提升幅度更為顯著，在140 t/h漏風(fēng)量時(shí)，較采用優(yōu)化冷卻系統(tǒng)前，提高幅度達(dá)40 K。對(duì)于部分低負(fù)荷下SCR入口煙氣溫度不足的鍋爐，采用優(yōu)化冷卻系統(tǒng)，可以有效改善其深度調(diào)峰性能[16]。

圖4 漏風(fēng)優(yōu)化前后爐膛出口煙氣溫度比較Fig.4 Comparisosn of flue gas temperatures at furnace outlet before and after air leakage optimization

3.3 煤粉燃盡率

圖5所示為漏風(fēng)優(yōu)化前后爐膛出口CO體積分?jǐn)?shù)比較。由圖5可知，采用優(yōu)化冷卻系統(tǒng)前后，相同負(fù)荷下?tīng)t膛出口煙氣CO體積分?jǐn)?shù)基本隨著漏風(fēng)量的增加而增大。采用優(yōu)化冷卻系統(tǒng)后，50%ECR負(fù)荷下，漏風(fēng)量140 t/h較無(wú)漏風(fēng)時(shí)，爐膛出口CO體積分?jǐn)?shù)可上升0.008%，這與干排渣漏風(fēng)量增大后爐膛內(nèi)火焰中心上升、煤粉在爐膛中停留時(shí)間縮短、燃燒推遲等因素有關(guān)[17]，但較100%ECR負(fù)荷時(shí)上升幅度有所減小。采用優(yōu)化冷卻系統(tǒng)后，爐膛出口CO體積分?jǐn)?shù)較采用常規(guī)冷卻略有降低，50%ECR負(fù)荷下，漏風(fēng)量140 t/h時(shí)可降低0.002%，原因是爐膛整體溫度水平提高后，煤粉著火提前，其在爐內(nèi)燃燒時(shí)間亦有所延長(zhǎng)，有利于控制爐膛出口煙氣CO體積分?jǐn)?shù)。

圖5 漏風(fēng)優(yōu)化前后爐膛出口CO體積分?jǐn)?shù)比較Fig.5 Comparisons of CO volume fractions at the furnace outlet before and after air leakage optimization

圖6所示為漏風(fēng)優(yōu)化前后爐膛出口固體可燃物質(zhì)量濃度比較。由圖6可知，采用優(yōu)化冷卻系統(tǒng)前后，相同負(fù)荷下?tīng)t膛出口固體可燃物質(zhì)量濃度基本隨著漏風(fēng)量的增加而增大；采用優(yōu)化冷卻系統(tǒng)后，50%ECR負(fù)荷下，漏風(fēng)量140 t/h較無(wú)漏風(fēng)時(shí)，爐膛出口固體可燃物質(zhì)量濃度可上升0.22 g/m3，這與干排渣漏風(fēng)量增大后煤粉燃燒推遲、爐膛整體溫度水平降低有關(guān)。采用優(yōu)化冷卻系統(tǒng)后，爐膛出口固體可燃物質(zhì)量濃度較采用常規(guī)冷卻有了改善，特別在低負(fù)荷時(shí)降低量尤為明顯，50%ECR負(fù)荷下，漏風(fēng)量140 t/h時(shí)可降低0.18 g/m3，這就使得部分低負(fù)荷下?tīng)t膛出口固體可燃物質(zhì)量濃度較高負(fù)荷采用常規(guī)冷卻的工況僅有小幅上升。一般來(lái)說(shuō)，爐膛出口固體可燃物質(zhì)量濃度下降與爐內(nèi)燃燒溫度水平上升密切相關(guān)[18]，采用優(yōu)化冷卻系統(tǒng)提高爐內(nèi)燃燒溫度水平后，可以在極大程度上改善煤粉燃盡性能。

圖6 漏風(fēng)優(yōu)化前后爐膛出口固體可燃物質(zhì)量濃度比較Fig.6 Comparisons of solid combustibles concentrations at the furnace outlet before and after air leakage optimization

圖7所示為漏風(fēng)優(yōu)化前后爐膛底部固體質(zhì)量流量比較。由圖7可知采用優(yōu)化冷卻系統(tǒng)后，相同工況下，爐膛底部固體質(zhì)量流量略有降低?？偟膩?lái)說(shuō)：相同負(fù)荷下隨著漏風(fēng)量增大，爐膛底部固體質(zhì)量流量均有所增加；采用優(yōu)化冷卻系統(tǒng)后，50%ECR負(fù)荷下，漏風(fēng)量140 t/h較無(wú)漏風(fēng)時(shí)，爐膛底部固體質(zhì)量流量可上升0.3 kg/s，這與漏入的冷空氣降低了煤粉燃盡率，進(jìn)而提高了爐膛底部渣量質(zhì)量流量有關(guān)。盡管爐內(nèi)氣流上升動(dòng)能增強(qiáng)，但由于實(shí)際漏風(fēng)流速不大，對(duì)爐膛底部固體的承托作用有限。

圖7 漏風(fēng)優(yōu)化前后爐膛底部固體質(zhì)量流量比較Fig.7 Comparisons of solid mass flow rates at boiler bottom before and after air leakage optimization

綜上分析，采用優(yōu)化冷卻系統(tǒng)后，煤粉燃盡率總體呈上升趨勢(shì)，這與爐內(nèi)燃燒溫度水平提高密切相關(guān)，隨著漏風(fēng)量增大，雖然煤粉燃盡率下降幅度有所減緩，但下降量仍較為明顯；因此優(yōu)化后的干排渣漏風(fēng)對(duì)煤粉不完全燃燒損失的影響仍不可忽視。此外，由于低負(fù)荷時(shí)鍋爐總風(fēng)量相對(duì)較小，大量干排渣漏風(fēng)的漏入對(duì)爐內(nèi)燃燒溫度水平的影響更為明顯，低負(fù)荷時(shí)更要注意對(duì)干排渣漏風(fēng)的控制。

3.4 爐膛出口NOx體積分?jǐn)?shù)

圖8所示為漏風(fēng)優(yōu)化前后爐膛出口NOx體積分?jǐn)?shù)比較。由圖8可知隨著漏風(fēng)量增加，爐膛出口NOx體積分?jǐn)?shù)呈上升趨勢(shì)，但采用優(yōu)化冷卻系統(tǒng)后，相同工況下?tīng)t膛出口NOx體積分?jǐn)?shù)略有降低。原因有以下3點(diǎn)：①爐內(nèi)燃燒溫度水平提高后，燃燒器區(qū)煤粉燃燒有所提前，導(dǎo)致空氣分級(jí)燃燒效果上升，使得分離燃盡風(fēng)對(duì)NOx的抑制作用增強(qiáng)；②燃燒器區(qū)煤粉燃燒提前后，該區(qū)域氧量相對(duì)更不充分，又抑制了燃料型NOx的生成；③盡管爐內(nèi)燃燒溫度水平提高，熱力型NOx有所增加，但熱力型NOx占NOx生成量的比例較低，對(duì)NOx總生成量的影響不大[19]。綜上分析，采用優(yōu)化冷卻系統(tǒng)后可以進(jìn)一步抑制NOx生成量，低負(fù)荷時(shí)抑制作用更為明顯。

圖8 漏風(fēng)優(yōu)化前后爐膛出口NOx體積分?jǐn)?shù)比較Fig.8 Comparisons of NOx volume fractions at the furnace outlet before and after air leakage optimization

4 對(duì)空預(yù)器排煙溫度的影響

空預(yù)器排煙溫度對(duì)鍋爐效率有著至關(guān)重要的意義[20]，若不考慮空預(yù)器漏風(fēng)和空預(yù)器散熱等因素，其出口煙氣溫度

T1=T2-X(θ1-θ2).

式中：T2為空預(yù)器進(jìn)口煙氣溫度；θ1為空預(yù)器出口空氣溫度；θ2為空預(yù)器入口空氣溫度。采用優(yōu)化冷卻系統(tǒng)后，爐膛出口煙氣溫度有所上升，但經(jīng)過(guò)爐膛出口至空預(yù)器入口的受熱面吸熱后，可認(rèn)為T2變化不大。此外，優(yōu)化冷卻系統(tǒng)前后，相同漏風(fēng)量下，θ1和θ2保持不變，若T1有變化，其幅度也在小范圍內(nèi)；因此，在空預(yù)器進(jìn)出口范圍內(nèi)，煙氣比熱容和空氣比熱容可認(rèn)為沒(méi)有變化，同時(shí)煙氣和空氣流量也為定值，可認(rèn)為空預(yù)器X比也未發(fā)生變化。綜上分析，T1可保持不變。

若考慮空預(yù)器漏風(fēng)，但不考慮空預(yù)器散熱等因素，則其出口煙氣溫度

T3=T1-ɑβ(T1-θ2).

式中：ɑ為空預(yù)器漏風(fēng)率；β為空預(yù)器空氣比熱容與煙氣比熱容之比。同理，采用優(yōu)化冷卻系統(tǒng)前后，因?yàn)棣?、T1、θ2均保持不變，若ɑ也沒(méi)有變化，則在相同漏風(fēng)量下，T3可保持不變。

5 凈煙氣冷卻的不利影響

由前述分析可知，采用優(yōu)化冷卻系統(tǒng)后，在低負(fù)荷下，從燃燒器區(qū)域煙氣溫度、爐膛出口煙氣溫度、煤粉燃盡率、爐膛出口NOx體積分?jǐn)?shù)控制等諸多方面均給鍋爐帶來(lái)了諸多益處，但仍有許多不利影響：

a)增加了系統(tǒng)總能耗。改變工藝系統(tǒng)時(shí)，會(huì)增加部分凈煙氣加壓風(fēng)機(jī)等耗能設(shè)備，這部分耗能設(shè)備會(huì)明顯增加系統(tǒng)的總能耗。

b)若機(jī)組存在電除塵效率降低、凈煙氣加熱器結(jié)垢、除霧器沖洗異常等狀況，將直接導(dǎo)致凈煙氣煙塵含量升高[21]，若凈煙氣管道上未設(shè)置除塵設(shè)備，則可能導(dǎo)致凈煙氣風(fēng)機(jī)和爐內(nèi)受熱面磨損。

c)在濕法脫硫過(guò)程中，含塵氣體與脫硫漿液逆流接觸，由于脫硫漿液的蒸發(fā)夾帶，在脫硫過(guò)程中有主要組分為CaSO3的亞微米顆粒物生成，脫硫凈煙氣中細(xì)顆粒物質(zhì)量濃度增加[22]，也可能導(dǎo)致凈煙氣風(fēng)機(jī)和爐內(nèi)受熱面磨損。

6 結(jié)論

a)采用干排渣優(yōu)化冷卻系統(tǒng)后，在相同鍋爐負(fù)荷和干排渣漏風(fēng)量下，燃燒器區(qū)域煙氣溫度、煤粉燃盡率、爐膛出口NOx體積分?jǐn)?shù)有所改善，在低負(fù)荷下改善更為明顯，可顯著提高鍋爐低負(fù)荷運(yùn)行性能，同時(shí)鍋爐排煙溫度可保持不變，有利于保證鍋爐效率。

b)采用干排渣優(yōu)化冷卻系統(tǒng)后，盡管爐內(nèi)燃燒溫度水平有明顯改善，但對(duì)于因系統(tǒng)密封不嚴(yán)等原因?qū)е碌拇罅扛膳旁鋮s風(fēng)漏入時(shí)，爐內(nèi)整體溫度水平仍明顯降低，特別是對(duì)中下層燃燒器層的穩(wěn)燃能力影響較大；在機(jī)組低負(fù)荷運(yùn)行時(shí)，也需注意中下層燃燒器煙氣溫度，以免出現(xiàn)影響煤粉穩(wěn)定燃燒的情況。

c)采用干排渣優(yōu)化冷卻系統(tǒng)改造后，系統(tǒng)的總能耗上升，可能對(duì)凈煙氣風(fēng)機(jī)和爐內(nèi)受熱面磨損等產(chǎn)生不利影響，也需在實(shí)際運(yùn)行中予以關(guān)注。