曹乘雀， 丁士發(fā)， 施鴻飛

(上海發(fā)電設備成套設計研究院，上海 200240)

燃盡風配風率對爐膛出口煙氣溫度的影響

曹乘雀， 丁士發(fā)， 施鴻飛

(上海發(fā)電設備成套設計研究院，上海 200240)

以某1 000 MW超超臨界雙切圓燃煤鍋爐為模型，利用Fluent軟件對煙煤分級燃燒后爐膛出口煙氣溫度進行了數(shù)值計算和分析，并將計算結果與實際改造后的數(shù)據(jù)進行比較.結果表明：在一定燃盡風配風率下，該鍋爐燃燒煙煤時燃盡風配風率提高會導致燃燒中心升高，使分離燃盡風(SOFA)層以上的煙氣冷卻段縮短，進而導致爐膛出口煙氣溫度升高.通過對爐膛出口煙氣溫度公式中的火焰中心系數(shù)M進行修正，計算結果基本能滿足實際工程改造的需要，具有一定的工程應用價值.

分級燃燒；煙氣溫度；煤粉燃燒；燃盡風配風率；數(shù)值計算

作為最重要的一次能源，煤炭在工業(yè)動力設備、電站鍋爐等使用中占有很大的比例，約為70%，但煤的燃燒也帶來不可忽視的環(huán)境問題.根據(jù)《火電廠大氣污染物排放標準》[1]和《煤電節(jié)能減排升級與改造行動計劃(2014—2020年)》的要求，燃煤電廠鍋爐的改造和煤的高效清潔利用已經(jīng)成為當下節(jié)能減排的主要方向.燃煤過程中排放的NOx通常指NO和NO2，按其生成原理可分為熱力型NOx和燃料型NOx兩大類[2].目前，電廠改造使用最普遍的是空氣分級燃燒法[3]，其原理為：將原理論空氣分兩級送入，下層為主燃區(qū)，該燃燒區(qū)域內過量空氣系數(shù)控制在0.8左右[4]，煤在缺氧的富燃料情況下燃燒導致燃燒溫度降低，從而可抑制熱力型NOx的生成；上層為燃盡風區(qū)，燃燒生成的CO與NO進行還原反應，從而抑制燃料型NOx的產生.

根據(jù)熱力計算標準，一般認為增設燃盡風區(qū)后，爐膛出口煙氣溫度會升高，但標準中很難看出因燃盡風配風率的不同導致爐內溫度分布的變化，對實際工程的改造分析還不夠全面.爐膛出口煙氣溫度對鍋爐運行的安全性、經(jīng)濟性有重要影響，煙氣溫度過高會導致受熱面管子熱偏差增大[5]，過低會造成再熱器欠溫等問題.筆者利用計算流體力學(CFD)軟件對在不同燃盡風配風率下煙煤的燃燒情況進行數(shù)值計算和分析，探討不同燃盡風配風率對爐膛出口煙氣溫度的影響并分析原因，對火焰中心系數(shù)M進行修正，以期能對分級燃燒鍋爐的設計和改造提供有益的參考.

1 數(shù)值計算方法

1.1 數(shù)值計算對象

數(shù)值計算對象為1 000 MW等級超超臨界、變壓運行、單爐膛雙切圓、平衡通風、一次中間再熱、固態(tài)排渣、全懸吊鋼構結構、半露天Π型布置、螺旋管圈直流鍋爐.爐膛寬度為34 290 mm，爐膛深度為15 544 mm，水冷壁下集箱標高為7 500 mm，爐頂管中心標高為74 860 mm，大板梁底標高為83 560 mm，爐底冷灰斗角度為55°.鍋爐制粉系統(tǒng)為中速磨煤機、冷一次風直吹式系統(tǒng).燃燒方式采用單爐膛雙切圓布置擺動式直流燃燒器技術，48只直流式燃燒器分為6層8組，布置在爐膛下部，煤粉和空氣從四角送入.三次風(即燃盡風)包括緊湊燃盡風(CCOFA)和可分離燃盡風(SOFA).主燃區(qū)包括一次風、直吹二次風、預置水平偏角輔助風(CFS)和緊湊燃盡風.可分離燃盡風層在主燃區(qū)之上5 m，包括5層風口，采用風口可水平擺動設計.鍋爐整體分布如圖1所示.

一次風、二次風和燃盡風噴口布置如圖2所示.

原設計煤種為煙煤，表1給出了設計煤種的元素分析和工業(yè)分析結果.表2為設計煤種不同配風比參數(shù).固定一次風率不變，設計工況下一次風率為19.9%，燃盡風配風率分別取14.4%、19.9%、25.3%，記作工況1、工況2和工況3.

1.2 網(wǎng)格劃分模型

采用Gambit軟件對爐膛進行1∶1建模，選取冷灰斗底部到屏式過熱器頂部為計算域，且不考慮屏式過熱器的影響.為使計算更好地收斂，在折焰角和冷灰斗下側采用非結構化網(wǎng)格，其余部分采用結構化網(wǎng)格，在燃燒器和燃盡風區(qū)域對網(wǎng)格進行局部加密(見圖3)，最終網(wǎng)格個數(shù)為1 394 320.

圖1 鍋爐整體分布圖

圖2 各風口平面布置

參數(shù)數(shù)值全水分質量分數(shù)w(Mt)/%9.61干燥基水分質量分數(shù)w(Ma)/%2.85收到基灰分質量分數(shù)w(Aar)/%19.77干燥無灰基揮發(fā)分質量分數(shù)w(Vdaf)/%32.31收到基低位發(fā)熱量Qnet,ar/(kJ·kg-1)22441收到基碳質量分數(shù)w(Car)/%58.56收到基氫質量分數(shù)w(Har)/%3.36收到基氧質量分數(shù)w(Oar)/%7.28收到基氮質量分數(shù)w(Nar)/%0.79收到基硫質量分數(shù)w(Sar)/%0.63可磨性指數(shù)HGI57.64

表2 不同配風比參數(shù)

圖3 爐膛網(wǎng)格和燃燒區(qū)域網(wǎng)格劃分

1.3 計算模型設置

數(shù)值計算采用三維穩(wěn)態(tài)模型，考慮到爐內有大量的旋轉、擴散流動，故采用Realizablek-ε湍流模型[6]，即帶旋流修正的湍流模型.輻射計算采用P1模型，對于爐內的擴散燃燒，散射效應有很好的適用性.燃燒計算采用渦耗散燃燒模型.煤粉不同于空氣，不是連續(xù)介質，因此在計算中需要設置離散項.由于離散項計算是在拉格朗日觀點下進行的，即以單個粒子為對象進行計算，所以實際計算量很大，故設置每計算50步連續(xù)相后計算一次離散項.設置煤粉參數(shù)時將煤粉的氣化溫度先降低200 K，待反應開始進行時再調回初值.

1.4 邊界條件設置

仿真初值采用原設計參數(shù)，邊界條件包括進口速度邊界條件：一次風、直吹二次風、CFS風、端部風、CCOFA風以及SOFA風.不同風層的直吹二次風、CFS風、端部風、CCOFA風和SOFA風質量流量均為統(tǒng)一值，同一類別進風速度可統(tǒng)一設置，不同磨煤機出口的一次風質量流量不同，因此不同風口的風速需要單獨設置.一次風溫度設置為70 ℃，二次風、燃盡風溫度為334 ℃.鍋爐最大出力工況(BMCR)下鍋爐燃燒總風質量流量為913.3 kg/s.固壁為水冷壁，考慮到水冷壁不同高度的溫度不同，將整體壁面劃分為底部冷灰斗區(qū)、下層主燃區(qū)、中層區(qū)、上層燃盡風區(qū)和爐頂區(qū).區(qū)域內溫度采用平均值，由于爐內燃燒區(qū)溫度極高，因此主燃區(qū)水冷壁溫度設置值應比實際值偏高.出口條件為壓力出口.攝入粒子采用surface type，即每個攝入口采用對應的一次風口，攝入速度與一次風口風速相對應.每個噴口燃料質量流量由總燃料質量流量平均分配，BMCR設計工況下總燃料質量流量為98.6 kg/s.

1.5 計算過程

首先進行冷態(tài)計算，即關閉能量方程、反應方程、輻射方程和顆粒離散項(DPM)進行計算，固壁設置為絕熱邊界條件，discretization選項設置為一階迎風格式.待計算收斂后得到冷態(tài)流場，再打開能量方程、反應方程和離散項，進行600步迭代計算.打開輻射方程，將煤粉氣化溫度調回設定值，進行600步迭代計算.設置水冷壁溫度，進行600步迭代計算.discretization選項設置為二階迎風格式，直至迭代收斂，得到各層流場分布、溫度分布和壓力云圖.

2 計算結果與分析

2.1 設計工況下主燃區(qū)和SOFA層冷態(tài)流場分布

以BMCR設計工況冷態(tài)流場為例，分析爐內主燃區(qū)和SOFA層流場分布.圖4為設計工況下爐內一次風、SOFA風下側和上側速度場分布.

(a)主燃區(qū)上側一次風截面速度矢量圖(b)主燃區(qū)下側一次風截面速度矢量圖(c)SOFA風下側截面速度矢量圖(d)SOFA風上側截面速度矢量圖

圖4 主燃區(qū)和燃盡風區(qū)截面速度矢量圖

Fig.4 velocity vector in main combustion zone and OFA area

設計工況下燃盡風的配風率為19.9%，由圖4可知，實際切圓直徑大約是假想切圓直徑的7倍，主燃區(qū)速度場相對穩(wěn)定，由于SOFA風風速比一次風、二次風風速大很多，導致SOFA層上下差異較大，速度場在上層發(fā)生了明顯的形變，呈拉伸橢圓狀.

2.2 不同燃盡風配風率下煙煤溫度隨爐膛高度的變化

分別選取煙煤燃燒燃盡風配風率為14.4%、19.9%和25.3%，圖5給出了爐內溫度隨標高高度變化的折線圖.

由圖5可知，整個爐膛溫度分布呈現(xiàn)先升高后降低的趨勢.在爐膛15～30 m區(qū)域內，爐內溫度處于上升階段，該區(qū)域為主燃區(qū)；30～40 m區(qū)域溫度開始發(fā)生偏折，該區(qū)域為SOFA層.燃盡風配風率較低時爐膛下層溫度高于燃盡風配風率較高時爐膛下層溫度，當高度達到30 m時，燃盡風配風率越高，爐內溫度越高.從峰值位置和數(shù)值來看，燃盡風配風率提高，爐內最高溫度處會上移.在燃盡風區(qū)域內燃料再燃放熱，燃盡風配風率的提高使該區(qū)域溫度升高，爐膛出口處溫度也有所升高.

圖5 爐內溫度隨標高高度的變化

2.3 不同燃盡風配風率下的溫度分布

圖6給出了爐膛縱向溫度分布.由圖6可以看出，當燃盡風配風率較低時，爐膛下側主燃區(qū)溫度較高，燃盡風區(qū)溫度較低.隨著燃盡風配風率的提高，主燃區(qū)下側溫度降低，溫度云圖中高溫區(qū)面積較大且分布集中，該區(qū)域即為爐內溫度峰值所在區(qū)域.隨著燃盡風配風率的提高，燃燒中心會升高，直至燃盡風下層噴口附近溫度達到最高值，燃盡風區(qū)溫度也隨之升高.由于煙氣離開SOFA層后基本處于冷卻狀態(tài)，當燃燒中心上移時，此冷卻段會縮短.從縱截面圖可明顯看出，燃盡風配風率越高，爐膛出口處溫度越高.

14.4% 19.9% 25.3%

圖7給出了爐膛15 m和25 m高度水平截面的溫度分布.從水平截面上看，爐內各層溫度高溫帶沿空氣速度矢量較大區(qū)域呈環(huán)形分布，即溫度帶與速度帶協(xié)同性較高.15 m高度(即主燃區(qū)下層)燃盡風配風率越高，該區(qū)域一次風、二次風質量流量越小，高溫帶越薄.25 m高度(即主燃區(qū)上層)燃盡風配風率越高，溫度帶越厚，與主燃區(qū)下層呈相反分布趨勢，說明燃燒中心位置發(fā)生偏移.隨著燃盡風配風率的提高，燃燒中心上移，導致主燃區(qū)上層溫度隨燃盡風配風率的提高而升高.

(a) 15 m高度

(b) 25 m高度

圖8給出了38 m高度水平截面溫度分布.38 m高度為SOFA風中上層，由于該區(qū)域空氣量充足，當燃盡風配風率提高時，溫度有所升高，此區(qū)域部分煤粉仍處于反應放熱階段，高溫帶不再沿速度矢量較大的區(qū)域分布，開始向其他地方擴散，溫度帶與速度帶協(xié)同性較低.

圖8 38 m高度水平截面溫度分布

綜上分析，當煤粉進入爐膛時，由于增設三次風(即燃盡風)，一次風和二次風質量流量減小，主燃區(qū)下層煤粉處于缺氧燃燒狀態(tài)，大部分焦炭粒子處于緩慢燃燒階段；隨著爐內空氣受熱向上移動至燃盡風區(qū)，未完成反應的焦炭粒子處于富氧燃燒階段，在上層繼續(xù)發(fā)生反應，爐內燃燒中心上移，煙氣離開SOFA層后基本不再發(fā)生反應，直至爐膛出口達到冷卻狀態(tài).因此爐內燃燒中心越高，煙氣與水冷壁換熱過程越短，爐膛出口的煙氣溫度越高.

3 爐膛出口煙氣溫度計算

3.1 出口煙氣溫度計算方法

根據(jù)鍋爐熱力計算標準，爐膛出口煙氣溫度計算公式[7]為：

(1)

式中：Ta為燃料絕熱燃燒溫度；Bp為燃料消耗量；Fct為爐墻面積；Ψcp為水冷壁有效系數(shù)；φ為保熱系數(shù)；(Vc)cp為煙氣平均比熱容；Bu為布格爾系數(shù)；M為火焰中心高度系數(shù).

(2)

式中：xr為燃燒器布置相對標高；rv為爐內煙氣惰性成分比.

當燃料和爐膛固有參數(shù)一定時，燃料絕熱燃燒溫度Ta、燃料消耗量Bp、爐墻面積Fct、水冷壁有效系數(shù)Ψcp、保熱系數(shù)φ和布格爾系數(shù)Bu均保持不變.由于燃盡風配風率的變化會導致燃燒中心變化，進而使得M值發(fā)生變化，影響爐膛出口煙氣溫度.

計算分析表明，影響爐膛出口煙氣溫度的主要因素為火焰中心M值，因此有必要對其計算方法進行修正，以滿足實際設計或改造的需要，確保鍋爐熱力性能符合預期.

3.2M值修正

爐膛出口煙氣溫度計算結果見表3.由表3可知，BMCR工況下爐膛出口煙氣溫度為1 311 K，實際運行中爐膛出口煙氣溫度為1 294 K.由于爐內實際燃燒情況復雜且模型中未考慮屏式過熱器的影響，因此計算溫度偏高.根據(jù)熱力計算標準，M值的計算結果為0.434，代入煙氣溫度計算公式得到的爐膛出口煙氣溫度為1 260 K，低于實際爐膛出口煙氣溫度.故在考慮燃盡風配風率變化的情況下，擬合3組計算結果得到修正后的M值為：

(3)

式中：M0以熱力計算標準取值為準；Ftr為三次風份額.

表3 爐膛出口煙氣溫度計算結果

以BMCR工況為例，代入煙氣溫度計算得到新的M值為0.402，出口煙氣溫度為1 308 K，基本與數(shù)值計算結果吻合，修正后的M值隨燃盡風配風率的提高而減小，爐膛出口煙氣溫度隨M值的減小而升高.將修正后M值分別代入BMCR、75%BMCR和50%BMCR工況進行計算，在定燃盡風配風率的情況下計算結果與實測數(shù)據(jù)如表4所示.計算結果與實測結果誤差均小于8%.

表4 各負荷下爐膛出口煙氣溫度計算值與實測值

Tab.4 Comparison of outlet gas temperature between calculated and actual data at different loads

負荷BMCR75%BMCR50%BMCR煙氣溫度計算值/K968749570煙氣溫度實測值/K936713539

3.3 與其他實際工程對比

以國內某電廠600 MW超臨界W型鍋爐[8]為對比對象，代入M*值進行計算，結果見表5.

表5 各燃盡風配風率下爐膛出口煙氣溫度

Tab.5 Comparison of outlet gas temperature between calculated and actual data at different OFA ratios

燃盡風配風率/%12.630.821.4煙氣溫度計算值/K1746.91765.81788.6煙氣溫度實際值/K1689.41698.61715.2

由于M值與爐型、煤種均有關，不同的鍋爐參數(shù)對計算結果有較大的影響，M*值能反映出爐膛出口煙氣溫度隨燃盡風配風率提高而升高的特點，但要使M*計算結果誤差更小、普適性更強，還應做更深、更廣的研究.

4 結 論

(1)燃盡風配風率的提高會導致爐膛火焰中心位置上移，使SOFA層以上水冷壁與煙氣的換熱量減小，火焰中心M值減小導致爐膛出口煙氣溫度升高.

(2)鍋爐爐內實際燃燒情況極為復雜，不同的爐型和燃料特性對M值的計算有較大的影響，實際工程中還需要做更加深入的研究.

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Effect of OFA Ratio on Outlet Gas Temperature of a Boiler

CAOChengque,DINGShifa,SHIHongfei

(Shanghai Power Equipment Research Institute, Shanghai 200240, China)

Taking the 1 000 MW ultra supercritical double-tangential firing boiler as an object of study, numerical calculation and analysis were conducted using Fluent software on the temperature of outlet gas from bituminous coal-fired furnace after air-staged combustion retrofit, and subsequently the calculation results were compared with actual operation data after retrofit. Results show that the flame center of boiler would move upward with the rise of OFA ratio, while the distance from SOFA to boiler outlet is shortened, resulting in increased temperature of outlet gas. By correcting the flame center coefficientMin the gas temperature calculation formula, the calculation results can then satisfy the requirements of actual engineering retrofit, which may serve as a reference for design and retrofit of air-staged combustion boilers.

air-staged combustion; gas temperature; pulverized coal combustion; OFA ratio; numerical calculation

1674-7607(2017)08-0603-05

TK222

A

470.30

2016-08-11

2016-10-13

曹乘雀(1992-)，男，江蘇常州人，碩士研究生，主要從事電站鍋爐燃煤優(yōu)化方面的研究.電話(Tel.)：18221165707； E-mail:caochengque@speri.com.cn.