呂 太，于戰(zhàn)海，程 超，丁 帥，許 賀

(1.東北電力大學 能源與動力工程學院，吉林 吉林132012；2.國家電投河南電力有限公司 技術(shù)信息中心，河南 鄭州 450001)

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2093t/h四角切圓鍋爐燃燒器的數(shù)值優(yōu)化及改進研究

呂 太1，于戰(zhàn)海1，程 超1，丁 帥1，許 賀2

(1.東北電力大學 能源與動力工程學院，吉林 吉林132012；2.國家電投河南電力有限公司 技術(shù)信息中心，河南 鄭州 450001)

針對某2093 t/h四角切圓燃燒鍋爐爐膛出口左右兩側(cè)煙溫偏差過大、氮氧化物排放濃度偏高的問題，分析了產(chǎn)生煙溫偏差的原因，根據(jù)計算結(jié)果對鍋爐燃燒器提出了采用SOFA風反切圓消除殘余旋轉(zhuǎn)的改造措施，同時利用空氣分級燃燒技術(shù)降低NOx的排放。改造后SOFA風率為25%工況下，對比分析了鍋爐燃燒器改造前后額定工況下燃燒過程中爐膛溫度場、特征組分分布及NOx排放和不同的SOFA風反切角度對爐膛出口煙溫偏差的影響。結(jié)果表明，適宜的SOFA風反切角度可以有效地減小煙溫偏差，空氣分級燃燒能夠降低主燃區(qū)的溫度，以降低NOx生成，爐膛出口NOx排放濃度降幅為31.6%，以上結(jié)論可作為同類型機組設(shè)計和改造時參考。

煙溫偏差；四角切圓鍋爐；殘余旋轉(zhuǎn)；數(shù)值模擬

目前我國大型煤粉鍋爐廣泛采用四角切圓燃燒方式[1]，該方式具有爐內(nèi)氣流混合好、燃燒穩(wěn)定、燃燒效率高、熱負荷分布均勻、爐膛結(jié)構(gòu)簡單和便于實現(xiàn)分段燃燒控制等優(yōu)點[2]。但是，四角切圓燃燒的弊端是氣流在爐膛出口與水平煙道左右兩側(cè)存在煙溫、煙速偏差。煙溫偏差對過熱器和再熱器的危害較大，易造成超溫爆管，不利于鍋爐的安全運行[3]。本文以某廠長期運行以來爐膛出口左右兩側(cè)出現(xiàn)的煙溫偏差為研究對象，并對燃燒器進行改造，以減小爐膛出口煙溫偏差。鍋爐燃燒器改造前后的爐膛計算模型使用Gambit軟件得出，然后使用Fluent對改造前后的鍋爐進行爐內(nèi)燃燒數(shù)值計算，著重分析不同的SOFA風反切角度對爐膛出口煙溫偏差的影響。

1 鍋爐概況與改造方案

1.1 鍋爐概況

本文研究的對象為SG-2093/17.5-M917型四角切圓燃燒亞臨界鍋爐，該鍋爐為一次中間再熱控制循環(huán)汽包鍋爐，采用擺動式燃燒器，單爐膛、Π型緊身封閉布置、固態(tài)排渣、全鋼架結(jié)構(gòu)、平衡通風。鍋爐采用正壓直吹式制粉系統(tǒng)，配六臺HP1003型中速磨煤機，五臺磨煤機可帶BMCR負荷，一臺備用。結(jié)構(gòu)示意圖，如圖1所示。

1.2 燃燒器改造方案

結(jié)合鍋爐原設(shè)計特點以及現(xiàn)場安裝條件，確定總體改造方案如下。燃燒器改造前后簡圖，如圖2所示。

圖1 爐膛結(jié)構(gòu)簡圖(mm)圖2 圖2燃燒器改造前后簡圖(mm)

(1)在主燃燒器區(qū)域，保持原煤粉燃燒器標高和一次風間距(1 860 mm)不變，將原設(shè)計的WR濃淡分離煤粉燃燒器改為帶對置丘體高效濃淡分離裝置的水平濃淡煤粉燃燒器。

(2)分別在BC層、CD層、DE層、EF層二次風噴口布置一層組合型雙向貼壁二次風噴嘴射流，使得在靠近水冷壁區(qū)域形成具有較低溫度、低粉、高氧的水冷壁壁面防結(jié)渣及防高溫腐蝕區(qū)。

(3)在距離最上層一次風燃燒器中心線約7.0 m位置處布置5層剛性反切大覆蓋的分離式燃盡風噴嘴，風門全開時占燃燒總風量的30%；這樣在爐膛的縱向空間尺度上，將燃燒系統(tǒng)改造為主燃燒區(qū)、NOx還原區(qū)、燃盡區(qū)。

2 數(shù)值計算

2.1 網(wǎng)格劃分與數(shù)學模型選取

計算模型根據(jù)爐膛的結(jié)構(gòu)和真實尺寸所畫。劃分網(wǎng)格時，根據(jù)爐膛的結(jié)構(gòu)及計算區(qū)域，將爐膛分為9個區(qū)域，對燃燒器噴口和后屏過熱器區(qū)域處的網(wǎng)格進行加密，燃燒器噴口區(qū)域采用非均勻六面體型式的網(wǎng)格，使射入的氣流方向垂直于網(wǎng)格，以減少偽擴散，整個爐膛內(nèi)的網(wǎng)格總數(shù)為95萬個。改造后鍋爐主視圖網(wǎng)格劃分，如圖3(a)所示；主燃燒區(qū)域橫截面的網(wǎng)格劃分情況，如圖3(b)所示。

圖3 爐膛網(wǎng)格劃分

數(shù)值模擬采用三維穩(wěn)態(tài)計算，氣相湍流流動采用標準k-ε雙方程模型，焦炭燃燒采用動力學/擴散控制反應(yīng)速率模型，并采用雙步競爭反應(yīng)模型模擬煤粉揮發(fā)分熱解，輻射傳熱采用P-1輻射模型，煤粉粒徑滿足Rosin-Rammlar分布，采用隨機軌道模型模擬煤粉顆粒跟蹤，氣相湍流燃燒采用混合分數(shù)-概率密度函數(shù)模型，NOx生成模擬采用后處理方法計算，采用Simple算法計算壓力速度耦合[4]。

2.2 邊界條件

模擬工況為滿負荷不同配風方式下的爐內(nèi)燃燒狀態(tài)，燃用煤質(zhì)特性分析結(jié)果見表1。

為了便于分析，將冷灰斗底部位置設(shè)定為爐膛高度的起點。將燃燒器噴口和爐膛出口分別定義為速度入口和壓力出口邊界條件；假設(shè)爐膛本體溫度為恒溫，煤粉和一二次風溫度也保持恒定。

出入口水力直徑Dh和湍流強度I的計算公式如下：

(1)

I=0.16Re-0.125，

(2)

式中：A為接觸面面積；d為接觸面周長；Re為雷諾數(shù)。

表1 煤質(zhì)特性分析

3 數(shù)值計算及分析

3.1 改造后SOFA風率的選取

爐內(nèi)燃燒狀況隨配風方式的變化而改變，選取SOFA風率為30%、25%、20%三種工況來研究SOFA風率對燃燒過程的影響。

SOFA風率越大，即主燃燒區(qū)域欠氧程度越深，燃燒越不充分，生成的CO氣體越多。當煙氣中包含還原性氣體時，高熔點的三氧化二鐵會被還原成低熔點的氧化鐵，導(dǎo)致灰熔點降低，易造成積灰結(jié)焦[5]。從圖4(a)中看出，SOFA風率為30%時，主燃燒區(qū)域水冷壁附近含有大量的CO氣體，這易造成該區(qū)域水冷壁積灰結(jié)焦，影響換熱，甚至影響鍋爐的安全運行；而SOFA風率為25%和20%時，風率越小，主燃燒區(qū)CO濃度也越小，且水冷壁附近CO含量越小。SOFA風率越小，主燃區(qū)生成的CO量越小，產(chǎn)生積灰結(jié)焦的可能性越小。

SOFA風率越大，空氣分級燃燒效果越明顯，爐膛出口氮氧化物排放濃度越小。但是，主燃區(qū)產(chǎn)生的CO等還原性氣體越多，不利于水冷壁的安全運行。綜合分析，改造后選取SOFA風率為25%。

圖4 爐膛中心縱截面一氧化碳濃度分布

3.2 改造前后爐內(nèi)溫度特性

鍋爐燃燒時的爐內(nèi)溫度分布能直接顯示出爐內(nèi)燃燒狀況[6]，火焰中心的位置，其位置高低是鍋爐運行的關(guān)鍵因素，燃燒中心過高將會導(dǎo)致爐膛出口超溫，而火焰中心位置過低會導(dǎo)致燃燒不穩(wěn)定等問題[7]。鍋爐燃燒器改造前后爐膛橫截面平均溫度對比曲線圖，如圖5所示。

圖5 爐膛橫截面平均溫度曲線圖

從圖5中可以看出，改造前主燃燒區(qū)域溫度較高，截面平均溫度在1 690 K左右，燃燒區(qū)上部隨著煤粉顆粒的燃盡和水冷壁的輻射吸熱，沿爐膛高度方向，煙氣溫度逐漸降低。最高溫度位于燃燒器一次風噴口對應(yīng)高度，煤粉氣流自噴口流出，受上游鄰角高溫火焰的加熱，隨即著火燃燒，放出大量的熱。

對改造后的鍋爐，主燃燒區(qū)缺氧燃燒狀態(tài)，煤粉顆粒不完全燃燒，該區(qū)域平均溫度較低，在1 550 K左右，最高溫度在還原區(qū)達到峰值后開始下降。燃燒器上層燃盡風的補入使得未完全燃料的煤粉顆粒和CO等氣體繼續(xù)燃燒放出大量熱能，溫度呈上升趨勢。到達燃盡區(qū)，煙氣溫度受受熱面的輻射吸熱和溫度較低的二次風的冷卻作用，使該區(qū)域溫度迅速降低。

3.3 爐內(nèi)組分分布

燃燒器改造前后爐膛橫截面平均氧濃度與一氧化碳濃度沿爐膛高度方向的變化曲線圖，如圖6、圖7所示。

由圖6可以看出，對改造前的鍋爐主燃燒區(qū)域，由于煤粉的射入，氧氣很快被消耗，該區(qū)域氧氣濃度相對較低，而在燃盡風噴口補入燃盡風之后，氧氣含量隨之升高，未完全燃燒的燃料在得到燃盡風補充后繼續(xù)燃燒直至燃盡，氧氣又被消耗一部分，最后趨于穩(wěn)定。

鍋爐燃燒器改造后，主燃區(qū)過量空氣系數(shù)小于1，氧濃度相對改造前較低，在主燃燒器上部到SOFA風噴口之間的還原區(qū)，氧氣被深度消耗，下降較快。在燃盡區(qū)，大量SOFA風的補充，使得氧濃度在SOFA噴口處迅速達到峰值，未完全燃燒的煤粉顆粒及CO等氣體繼續(xù)燃燒放熱。

燃燒器改造后的鍋爐主燃區(qū)屬于缺氧燃燒，該區(qū)域會生成大量的CO等還原性氣體。由圖7數(shù)據(jù)對比可知，改造前主燃區(qū)氧量相對較充足，生成的CO等氣體很快燃燒，該區(qū)域濃度較低。改造后主燃區(qū)在缺氧狀態(tài)下該區(qū)域產(chǎn)生較多的CO，達到了5.0%左右；在還原區(qū)，部分CO氣體被消耗，呈下降趨勢；而到達燃盡區(qū)，大量分離式燃盡風的補入，CO會迅速燃燒直至燃盡，到達爐膛出口處趨向于零。

圖6 爐膛橫截面氧濃度變化曲線圖7 爐膛橫截面一氧化碳濃度變化曲線

圖8 爐膛橫截面平均NOX濃度變化曲線

圖9 改造前水平煙道中間截面特性

3.4 爐膛出口氮氧化物排放濃度

煤粉燃燒過程中會產(chǎn)生三種類型的NOx：熱力型NOx、燃料型NOx和快速型NOx。由于快速型NOx生成量相比另外兩種少得多，一般占總量的5%以下[8]，本文研究中主要考慮熱力型NOx和燃料型NOx[9]。圖8為爐膛橫截面平均NOx濃度變化曲線，NOx排放濃度為φ(O2)=6%的計算結(jié)果。

改造前主燃區(qū)溫度較高，截面平均溫度在1 690 K左右，而對應(yīng)截面處最高溫度達到2 000 K，以致在燃料型NOx生成的同時熱力型NOx也在快速生成，總的NOx量較大，在500 mg/m3左右。由于改造前的鍋爐不存在還原區(qū)，燃燒器上部區(qū)域還原性氣體也較少，生成的氮氧化物氣體不會大幅度降低，排放濃度達到469 mg/m3。

對于改造后的鍋爐，主燃燒區(qū)域是缺氧燃燒，溫度較改造前有了大幅降低，切圓處的溫度大約為1 600 K，抑制了NOx的生成，熱力型NOx生成量較少，同時該燃燒階段的不完全燃燒使部分中間產(chǎn)物(如：HCN、NHi)在缺氧條件下將NOx還原成N2[10]，在還原區(qū)沒有燃料的補入，由于中間產(chǎn)物的還原作用，NOx濃度呈下降趨勢[11]；而在燃盡區(qū)，由于氧氣的補入，使得未完全燃燒產(chǎn)物繼續(xù)燃燒，同時溫度也有所升高，該階段會生成部分NOx，其主要來自燃料型NOx，之后趨于穩(wěn)定，排放濃度為321 mg/m3。相比改造前，爐膛出口NOx排放濃度降幅為31.6%。

3.5 爐膛出口煙溫偏差分析

3.5.1 改造前水平煙道中間截面特性分析

改造前水平煙道中間截面溫度、速度特性，如圖9所示。由圖9(a)溫度場可見，爐膛分隔屏處左側(cè)煙氣溫度較高，右側(cè)溫度較低，差值達到了149 K，而爐膛出口處右側(cè)煙溫高于左側(cè)。由圖9(b)速度場可知，爐膛出口煙氣流速右側(cè)整體高于左側(cè)，靠近右墻局部區(qū)域達到了16 m/s，這對于該位置處布置的屏式再熱器極為不利，會造成嚴重的磨損。

由煙氣溫度和速度分布對比可知，煙氣溫度分布不均勻伴隨著速度分布不均勻；煙速越大，煙溫越高。燃燒切圓呈逆時針旋轉(zhuǎn)，爐膛出口處煙氣流速右側(cè)高于左側(cè)，這說明爐膛出口處存在煙氣殘余旋轉(zhuǎn)。右側(cè)氣流直接流向水平煙道，而左側(cè)氣流先向前墻流動，后流向水平煙道，經(jīng)過一個先減速后反向加速過程，這導(dǎo)致出口處煙氣流速右側(cè)高于左側(cè)；而在分割屏處左側(cè)氣流擾動強于右側(cè)，會造成分割屏受熱面吸熱量左側(cè)高于右側(cè)。

3.5.2 改造后水平煙道中間截面特性分析

改造采用與一次風反切圓的分離式燃盡風減小煙溫偏差的措施，模擬不同的反切角度對煙溫偏差的影響。額定工況為25%的SOFA風率下，不同SOFA 風反切角度時，水平煙道中間截面溫度場如圖10所示；水平煙道中間截面溫度差值表，如表2所示。

由圖10可見，反切角度為12°和16°時，爐膛出口中間偏右墻區(qū)域煙氣溫度較高，靠近右墻區(qū)域溫度較低，出口處左右墻兩側(cè)煙溫差值分別為115 K和88 K。當反切角度為20°時，分割屏過熱器區(qū)域和爐膛出口區(qū)域左右兩側(cè)煙氣溫度分布均勻，其中最大差值為59K，在合理范圍之內(nèi)。當反切角度達到24°時，爐膛出口煙氣溫度變成中間偏左墻區(qū)域較高，這是由于反切角度過大，造成氣流反向旋轉(zhuǎn)，爐膛出口處左側(cè)切向速度指向爐后。

隨著SOFA反切角度由12°增加到20°時，爐膛出口左右兩側(cè)煙溫差值由115 K降低到53K，角度繼續(xù)加大，差值又會呈升高趨勢，反切角度為24°時，差值達到151 K。SOFA反切角度宜在16°到20°之間選取，最佳角度為20°。

圖10 水平煙道中間截面溫度場(K)

3.6 改造前模擬結(jié)果與實測結(jié)果對比

現(xiàn)場試驗采用手持式紅外測溫儀測量鍋爐標高為65m處分割屏過熱器以及出口水平煙道兩側(cè)的溫度。由表2數(shù)據(jù)可知，模擬值略小于實測值，誤差在5%以下，說明該數(shù)學模型模擬結(jié)果可以較好地反應(yīng)出鍋爐的燃燒狀態(tài)。模擬結(jié)果與實測結(jié)果溫度對比值，如表2所示。

表2 模擬結(jié)果與實測結(jié)果溫度對比(K)

4 結(jié) 論

鍋爐燃燒器改造前，對爐內(nèi)燃燒進行了數(shù)值計算，結(jié)果顯示爐膛分割屏過熱器處煙氣溫度左側(cè)高于右側(cè)，出口處右側(cè)高于左側(cè)，出口處煙氣流速右側(cè)高于左側(cè)，計算結(jié)果表明爐膛出口煙氣速度和溫度分布不均是由煙氣殘余旋轉(zhuǎn)造成的。

根據(jù)計算結(jié)果分析提出了采用SOFA風反切圓消除煙氣殘余旋轉(zhuǎn)的措施，改造后的計算結(jié)果表明，恰當?shù)腟OFA風反切角度能使煙溫偏差減小到60K以下，改造方案是合理可行的。調(diào)整煙氣殘余旋轉(zhuǎn)的同時，主燃區(qū)缺氧燃燒，降低了該區(qū)域的溫度，抑制部分NOx在該區(qū)域的生成，使得爐膛出口NOx排放濃度降幅達31.6%。該改造方案，可為同類型鍋爐的設(shè)計和改造提供數(shù)據(jù)參考。

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Numerical Optimization and Improvement Research on Burner in a 2093t/h Tangentially Fired Boiler

LV Tai1，YU Zhan-hai1，CHENG Chao1，DING Shuai1，Xu He2

(1.Energy Resources and Power Engineering College，Northeast Dianli University，Jilin Jilin 132012；2.Technology and information Center，SPIC Henan Electric Power Co.Ltd，Zhengzhou Henan 450001)

Against the serious problem of flue gas temperature deviation was too large between two sides at furnace exit and NOx emission concentration was so high in a 2093t/h tangentially fired boiler，the reasons resulted in flue gas temperature deviation were analyzed through the numerical calculation.Modification measures of using the reversed tangential SOFA to eliminate residual rotation are proposed based on the results of calculation.At the same time，the air staged combustion technology was used to reduce NOx emissions.Under the condition of 25% sofa rate after transformation，the temperature field in furnace，distribution of proper components，as well NOx emission were analyzed contrastively before and after the modification on burners.In addition，different reversed tangential SOFA angles on flue gas temperature deviation at furnace outlet were analyzed.Results show that，the appropriate reversed tangential angle of SOFA can effectively reduce the deviation of flue gas temperature，the air-staged combustion technology can keep the furnace temperature in a low level which can inhibit the formation of NOx.NOx emission concentration decreased 31.6% at furnace exit.This modification scheme can provide reference for the design and innovation of this type of boiler.

Flue gas temperature deviation；Tangentially fired boiler；Residual swirl；Numerical simulation

2016-04-12

呂 太(1957-)，男，吉林省吉林市人，東北電力大學能源與動力工程學院教授，碩士，主要研究方向：鍋爐燃燒技術(shù)、動力工程等.

1005-2992(2016)05-0032-07

TK227.1

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