600 MW“W”型火焰鍋爐爐內燃燒過程的數值模擬

曹小玲，皮正仁，彭好義，蔣紹堅

(1.長沙理工大學 能源與動力工程學院，湖南 長沙，410004；2.中南大學 能源科學與工程學院，湖南 長沙，410083)

“W”型火焰鍋爐是我國燃用低揮發分燃料的主要爐型。由于電網調峰需要,國內投運的“W”型火焰鍋爐負荷變動較頻繁，且長時間在較低負荷下運行，受熱面拉裂變形嚴重及爆管次數較多[1?3]，導致鍋爐停運和啟動頻繁，不但降低經濟效益和鍋爐的使用壽命，嚴重時，影響鍋爐的安全運行。隨著計算機技術的發展，數值模擬計算成為研究爐內燃燒過程的一種有效手段，數值模擬結果可以詳細反映爐內負荷及煤質變化對燃燒過程的影響[4?10]，且模擬結果準確性很高[11?15]，因此，利用數值模擬結果分析水冷壁可能存在應力變形的位置及爆管位置，對水冷壁的改造研究有重要的指導作用。湖南某電廠的600 MW超臨界機組無煙煤“W”型火焰鍋爐在運行中存在水冷壁異常變形和爆管情況，嚴重威脅著機組的安全、穩定運行，在此，本文作者對該鍋爐進行數值模擬，并對水冷壁膨脹以及爆管原因進行分析。

1 模擬對象

本文模擬的對象為某發電分公司擴建工程二期的600 MW超臨界鍋爐，為北京B&W公司按美國B&W公司“W”型火焰及超臨界系列鍋爐技術標準，結合本工程燃用的設計、校核煤質特性和自然條件，進行性能、結構優化設計的超臨界參數“W”火焰鍋爐。鍋爐具有超臨界參數、垂直爐膛、一次中間再熱、平衡通風、固態排渣、全鋼構架、露天布置的Ⅱ型鍋爐，鍋爐配有帶循環泵的內置式啟動系統。

圖1 燃燒器與磨煤機之間的匹配關系Fig.1 Relationship between burner and coal grinding mill

制粉系統為雙進雙出磨煤機正壓直吹系統，鍋爐采用“W”型火焰燃燒方式，鍋爐配A，B，C，D，E和F共6臺磨煤機，并配置濃縮型EI-XCL低NOx雙調風旋流燃燒器，燃燒器布置在爐膛的前后拱上，并垂直于前后拱。前后拱與水平面呈 15°，每排各有12只燃燒器，分別與6臺磨煤機相連。燃燒器與磨煤機的匹配關系見圖1，鍋爐燃用煤質見表1。本鍋爐采用開式大風箱，在鍋爐的前后拱上、下部各有1個開式大風箱，二次風進入上部風箱，分級風進入下部風箱，內、外二次風分別經燃燒器的內、外二次風調風套筒調風后噴入爐內；每臺鍋爐共24個乏氣噴口，前后墻各12個，布置在燃燒器的下部，與燃燒器一一對應，并與水平呈 35°。在乏氣管路上設有電動快關插板門，當某個燃燒器要停運時，需將該燃燒器對應的乏氣管道上電動快關門關閉；每個燃燒器下部均設有分級風管，風管上裝有電動風門，每個分級風管分成 2個支管，每臺鍋爐共有 48個分級風噴口，前后墻各24個，分級風從風箱底部引出，分級風噴口與水平方向呈 25°傾角引入爐膛，燃燒風箱圖如圖2所示。

圖2 燃燒風箱Fig.2 Combustion wind-box

表1 煤的工業分析與元素分析(質量分數)Table 1 Coal industrial and elemental analysis %

2 數學模型及工況條件

2.1 數學模型

煤粉燃燒過程是一種具有化學反應的湍流反應流動過程，包括流體的流動、傳熱與傳質、組分間的化學反應以及它們之間的相互耦合作用。煤粉燃燒過程劃分為揮發分的析出與反應、焦炭的異相氣化反應、輻射傳熱、顆粒運動和湍流流動等過程。本文所研究鍋爐模型及網格劃分如圖3所示，運用gambit軟件對鍋爐模型劃分六面體網格和適應性四面體網格的混合型網格，并對流動復雜區域進行加密，最終生成的網格總數為65萬個。使用 Realizablek?ε模型模擬湍流氣相流動；采用標量守恒的混合分數?概率密度函數模擬氣相湍流燃燒，PDF模型的簡化形式采用β函數分布；采用P1輻射模型計算爐內輻射換熱；采用單步競爭反應速率模型模擬煤粉揮發分的析出，采用動力/擴散控制反應速率模型模擬焦炭顆粒表面燃燒；采用Rosin-Rammler分布描述固相顆粒分布特征，采用拉格朗日離散相模型考慮顆粒相和氣相間的相互作用，并采用隨機軌道模型追蹤顆粒運動軌跡，同時考慮湍流脈動對焦炭運動的影響。

圖3 鍋爐模型及網格劃分Fig.3 Generated grids in boiler model

2.2 計算工況

本文對4種工況的燃燒過程進行數值計算：100%負荷下鍋爐投運所有燃燒器，75%負荷下拱部停用 C磨煤機對應的燃燒器，50%負荷下停用C和D 2臺磨煤機對應的燃燒器。計算工況見表2。

表2 計算工況表Table 2 Calculation conditions

3 模擬結果及分析

3.1 不同負荷時爐內速度場及溫度場分布

3.1.1 速度場

圖4所示為3種負荷下豎直截面y=3.135處的速度場圖，爐膛截面中心坐標為y=0。由圖4可見：100%負荷和50%負荷下的速度場比較對稱；在75%負荷時下爐膛速度場向前墻偏斜，上爐膛則向后墻偏斜；在75%負荷下，由于停運磨煤機 C，前后拱上運行的燃燒器位置不對稱，所以，爐內速度場對稱性較差，導致后墻火焰成為主導火焰，對前墻火焰沖擊較大，使得后拱上噴入的煤粉顆粒有很大一部分向冷灰斗下沖，較少部分能轉折向上運動，氣流進入上爐膛后向后墻處偏斜；在50%負荷下，由于停運C和D 2臺磨煤機對應的燃燒器在前后拱上對稱布置，所以，速度場也較對稱。

比較3種負荷變化中拱上風的下沖程度可看出：100%負荷下拱上射流下沖距離較短，50%負荷下則下沖較深，而75%負荷下前拱射流下沖較短，后拱射流下沖則較長，這能導致后墻火焰沖刷前墻，后拱上噴入的煤粉顆粒有很大一部分沖刷冷灰斗，較少部分能轉折向上運動。此外，在進入上爐膛后，75%負荷和50%負荷下的氣流速度比100%負荷下的氣流速度小；拱上風下沖越深時，煤粉在下爐膛燃燒的位置越低，會使得爐內火焰中心靠下，如圖5所示。

3.1.2 溫度場

圖5所示為3種負荷下豎直截面y=3.135處的溫度分布。與速度場相對應，100%和50%負荷下爐內溫度場較對稱，75%負荷下爐內溫度場對稱性較差。從圖5可以看出：由于爐內水冷壁的吸熱作用，3種負荷下爐內溫度場呈左右兩側低、中部高的變化趨勢，沿爐高方向溫度呈先升高、后逐漸降低的變化趨勢，并且前后墻火焰在向上轉折之前分別達到了最高溫度。煤粉由拱部噴入爐膛一段距離后才著火燃燒，這對防止燃燒器噴口處燒壞和防止其附近的水冷壁結渣及爆管十分有利。與拱上風下沖深度相對應，100%負荷和75%負荷下火焰中心位置較高，50%負荷下的火焰中心較低。75%負荷時，由于前拱上停運C磨對應的燃燒器，前后拱上的氣粉動量分布不對稱，后拱氣粉動量大，后墻火焰為主火焰，其嚴重沖刷下爐膛前墻及前墻側的冷灰斗，此區域溫度梯度很大，可導致受熱面應力變形嚴重而拉裂；并且上爐膛溫度也過高，這使得煤粉的有效燃盡時間減少，造成飛灰含碳量上升[16]，減溫水量增加，容易引起過熱器超溫爆管；在50%負荷下，火焰中心下降深度較大，導致高溫煙氣沖刷冷灰斗嚴重，下灰斗處受熱面撕裂變形。

圖4 不同負荷時爐內y=3.135截面處速度場圖Fig.4 Furnace flow field in section of y=3.135 from different loads

圖5 不同負荷下爐膛y=3.135截面處溫度分布圖Fig.5 Furnace temperature distribution in section of y=3.135 from different loads

圖6 不同負荷下爐膛z=16.624截面處等溫線圖Fig.6 Furnace temperature distribution in section of z=16.624 from different loads

圖6所示為不同負荷下水平截面在z=16.624處溫度分布圖。從圖6可以看出：在 100%負荷下，爐內溫度呈“三角形”分布，沿著爐深方向前后墻溫度變得越來越高，以致沖刷前后墻，特別在乏氣風水平面附近靠近翼墻附近的2個乏氣噴嘴，溫度達到1 900 K左右，火焰沖刷較為嚴重；在75%負荷下，爐膛中心附近的火焰明顯向前墻偏斜；在50%負荷下，爐膛內溫度場較對稱，沒有向前后墻偏斜，但側墻附近溫度較高。

3.1.3 不同負荷下沿爐膛高度方向的溫度分布

圖7 沿爐膛高度方向平均溫度分布曲線Fig.7 Average temperature distribution along furnace height from different loads

圖7所示為煤質1計算所得不同負荷下沿爐膛高度方向各橫截面的平均溫度變化曲線。由圖7可以看出：隨著高度的變化，爐膛水平截面平均溫度先變高后變低再升高再變低的變化趨勢。因1 m處位于灰斗下部(以灰斗底部為基準)，溫度較低；隨著高度增大，溫度逐漸升高，并在15 m處的乏氣燃燒主區域達到最高；隨著爐膛高度繼續增加。由于一二次風射流的影響，附近沒有著火，所以，溫度有所下降，在靠近燃燒器的截面平均溫度降到極小值，之后，風粉進入上爐膛主燃燒區域，溫度在24 m處達到極大值。由于水冷壁吸熱作用，此后溫度隨高度增大而漸漸降低。從圖7可以看出：75%負荷下上爐膛溫度偏高，這主要是前后拱上燃燒器不對稱所致。爐內速度場不對稱，從而致使從后拱噴入的煤粉在爐內沒有下沖到一定的深度就折轉向上，從而導致上爐膛溫度偏高。而50%工況停運前后拱上相同位置的燃燒器，爐內速度場趨于對稱，前后拱上的主氣流下沖深度高于 100%負荷下的下沖深度，火焰中心位置下移，下爐膛溫度偏高。

3.2 煤質變化對速度場和溫度場分布的影響

3.2.1 100%負荷下煤質2爐內速度場及溫度場分布

圖8所示為100%負荷下煤質2爐膛y=3.135截面處速度場及溫度場分布。從圖8可以看出：煤質2在100%工況下的速度場分布類似于煤質1在100%運行工況時的速度場，但也有細微差別：煤質2爐膛控體中央主氣流的風粉運行速度高于煤質 1在 100%運行工況時的運行速度，且對稱性更好。

圖8 100%負荷下煤質2爐膛y=3.135截面處速度場及溫度場分布Fig.8 Furnace flow field and temperature field distribution in section of y=3.135 for 100% loads of coal 2

與速度場相對應的溫度場較對稱，如圖8和圖9所示。從圖8和圖9可見：與煤質1相比，冷灰斗溫度較低，下爐膛溫度低，火焰充滿度差，這大大浪費了下爐膛受熱面的有效吸熱面積；而上爐膛溫度過高，特別在上爐膛靠近水冷壁的空間區域，溫度要高于煤質1對應區域的溫度，這容易導致上爐膛的嚴重結渣和爆管，影響鍋爐的安全運行。并且火焰中心提高，將導致爐內的高溫區域上移甚至進入爐膛上部，煤粉的實際燃盡區向上爐膛發展，會造成上爐膛溫度過高，導致上爐膛水冷壁容易拉裂和爆管；同時，也使得煤粉的有效燃盡時間減少，造成飛灰含碳量上升，減溫水量增加，容易引起過熱器超溫爆管。

3.2.2 不同煤質時沿爐高度方的截面平均溫度分布

圖9 100%負荷下煤質2在爐膛z=16.624截面處溫度場分布Fig.9 Furnace temperature field distribution in section of z=16.624 for 100% loads of coal 2

圖10 不同煤質時沿爐高方向截面平均溫度分布Fig.10 Average temperature distribution along furnace height for different coals

圖10所示為不同煤質時沿爐高方向截面平均溫度分布。由圖10可以看出：在相同配風方式下，煤質不同爐內溫度分布則不相同，煤質2與煤質1相比，煤質2的下爐膛溫度比煤質1的低，上爐膛溫度比煤質1的高。這是因為煤質2的低位發熱量比煤質1的高，著火性能較好，進入爐內后迅速著火，致使爐內氣流膨脹加速，上升氣流速度增大，拱上氣流在沒達到理想的下沖深度時就已經折轉向上，致使燃燒火焰中心上移，下爐膛溫度有所下降，上爐膛溫度升高，從而可能導致過熱器超溫，減溫水量增加。這不僅影響機組運行的經濟性，更有可能導致上爐膛嚴重結渣和爆管，影響機組安全運行。

3.3 計算結果與模擬結果分析

下爐膛出口管壁溫為從水冷壁中間集箱出口管到中間混合集箱連接管上的溫度測點，是在同一個截面上且都為水冷壁外壁溫度，標高為43.035 m。左墻水冷壁外側實測溫度在各時間段內的平均值如圖11所示。圖12所示為左墻同一高度內水冷壁面溫度模擬計算結果。

圖11 左墻水冷壁外側溫度測量分布曲線Fig.11 Temperature distribution outside water wall of left-wall in measurements result

圖12 左墻內壁面模擬計算結果溫度分布曲線Fig.12 Temperature distribution of simulated results inside water wall of left-wall

從圖11和圖12可以看出：實測結果與數值計算結果的溫度分布曲線趨勢基本一致，且峰值溫度測量值與峰值溫度計算值之差都在10 K左右，這進一步說明數值計算結果的合理性。

4 結論

(1)在100%負荷和50%負荷下爐內速度場及溫度場均較對稱，但在50%負荷下火焰中心明顯下移，在75%負荷下爐內速度場及溫度場出現明顯偏斜。

(2)在100%負荷下，火焰沖刷下爐膛的前后墻兩端較嚴重，溫度梯度大，容易造成爆管；75%負荷時，后墻火焰沖刷前墻嚴重，容易導致受熱面結渣和爆管，并且上爐膛溫度也過高，這使得煤粉的有效燃盡時間減少，飛灰含碳量上升，減溫水量增加，容易引起過熱器超溫爆管；在50%負荷下，火焰中心下降較多，容易造成冷灰斗結渣和爆管。

(3)沿爐膛高度方向，爐膛水平截面平均溫度呈高→低→高→低的變化趨勢。

(4)在相同配風方式下，煤質不同時，爐內速度場及溫度場分布則不相同，對不同的煤質，則應找到合適的配風方式來優化燃燒，減少受熱面的結渣和爆管。

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