W爐旋風微油煤粉燃燒器的數值模擬研究與應用

蒲學森，肖宏博，錢 鋒，謝明均，趙興華，金 黃

(1.深圳東方鍋爐控制有限公司，廣東 深圳 518057;2.四川華電珙縣發電有限公司，四川 珙縣 644500)

0 前言

近年來隨著燃油供應日益緊張及油價不斷上漲，為降低火力發電廠煤粉鍋爐在基建調試、啟動和低負荷穩燃油耗，微油點火技術在150～1000 MW級四角切圓燃燒鍋爐和前后墻對沖燃燒鍋爐上已得到了廣泛的應用。而對W型火焰鍋爐，由于其燃用較難點燃的無煙煤、空間結構緊湊、燃燒方式特殊，采用節油燃燒技術的應用較為困難。

現有一些針對W型火焰鍋爐提出的節油燃燒器方案，由于對燃燒器改動較大，因而帶來對鍋爐正常運行時性能影響尚不明確。針對采用雙旋風煤粉燃燒器的W型火焰鍋爐，提出了一種旋風微油煤粉燃燒器，利用微油點火降低鍋爐啟動和低負荷穩燃的油耗，重點關注其作為正常燃燒器運行時與原雙旋風煤粉燃燒器的性能對比。

1 雙旋風煤粉燃燒器

針對無煙煤難著火的特點，雙旋風煤粉燃燒器利用旋風分離將煤粉濃縮，煤粉氣流經過均分器，切向進入燃燒器兩個旋風筒。在離心力作用下，煤粉顆粒被甩向外周，一部分含粉較少的乏氣在燃燒器中心部分被引出后，通過乏氣管，在拱上的靠近爐膛中心的部位送入爐內高溫區域。從燃燒器噴口下射的主煤粉氣流由于風量的減少，風粉比降低，提高了燃燒器主噴口煤粉濃度［1］。燃燒器主噴口裝有消旋葉片，可以使燃燒器煤粉氣流旋流減小，增大其剛性。燃燒器的主噴口和乏氣噴口均設有環形二次風。拱上每只燃燒器還設有兩個二次風開口，其中一個插入大油槍和點火槍。下爐膛水冷壁區域有D擋板控制的一層二次風和F擋板分別控制的兩層二次風。

2 旋風微油煤粉燃燒器的技術原理

旋風微油煤粉燃燒器將旋風分離技術和微油點火技術結合，保持了原有的旋風分離，在煤粉主噴口直段內部設分級煤粉燃燒室，帶有獨立配風的微油油槍從燃燒器乏氣彎頭軸向插入至一級煤粉燃燒室入口。其關鍵在于在燃燒器旋風筒內的消旋濃縮裝置，將煤粉從旋風筒邊壁區域濃縮至中心一級燃燒室。煤粉在一級燃燒室內被高溫微油火焰點燃，在燃燒器噴口處即形成較為穩定的煤粉火焰。保留原有的大油槍，保持燃燒器噴口的位置和大小不變，保持原有的風量配比風速和燃燒組織不變。圖1為旋風微油煤粉燃燒器結構示意圖(單噴口)。

3 旋風微油煤粉燃燒器性能分析

3.1 燃燒器噴口消旋效果對比

采用FLUENT流體計算軟件，對旋風微油煤粉燃燒器內部空氣流場進行了分析。幾何模型選取從煤粉均分器出口到燃燒器主噴口和乏氣噴口的范圍。根據王海剛等人［2］的研究，標準k-ε模型在計算旋風分離時有明顯缺陷，RNG k-ε模型仍然是基于渦粘性假設同樣不適用于旋風分離計算。RSM湍流模型的計算精度較高［2］，因此采用RSM模型模擬旋風分離器內部的氣流湍流流動。

圖1 旋風微油煤粉燃燒器結構示意圖

圖2和圖3分別為原燃燒器與旋風微油煤粉燃燒器主噴口切向速度分布計算結果。原燃燒器主噴口由于消旋葉片的作用，明顯分為3個區域。但由于消旋葉片位置位于燃燒器噴口附近，噴口靠近外圈部分區域切向速度較大，最高達16 m/s。而旋風微油燃燒器的消旋效果較好，切向速度分布均勻，最高切向速度僅為6～8 m/s。

上述結果表明旋風微油煤粉燃燒器的消旋效果顯著。

3.2 風量分配和阻力

圖2 原燃燒器主噴口切向速度分布

圖3 旋風微油燃燒器主噴口切向速度分布

通過對原雙旋風煤粉燃燒器和旋風微油煤粉燃燒器的風量計算結果對比，原燃燒器乏氣比例約占33%(假設乏氣風門全開)，與張杰等人［3］的試驗結果較接近。旋風微油煤粉燃燒器乏氣比例約為34%～42%，根據內部消旋濃縮裝置結構變化有所差異。

在相同條件下旋風微油煤粉燃燒器的阻力增大約100 Pa，相對原燃燒器設計阻力變化不大。

3.3 燃燒器外流場計算結果

為研究旋風微油煤粉燃燒器的應用對爐膛內流場產生的影響，對單組噴口(含乏氣噴口和環形二次風噴口)的外流場進行建模分析，不考慮爐膛形狀、煙氣回流以及其他配風的影響。模型計算域如圖4所示。計算域形狀為長圓柱體，寬度為1.2 m(Z軸，沿爐膛長度方向)，長度為3.2 m(X軸，沿爐膛寬度方向)，為避免壓力出口條件對噴口外區域流場的影響，計算域高度為11 m(Y軸，爐膛高度方向)。

圖4 燃燒器外流場計算域示意圖

計算網格劃分為結構體網格，對靠近主、乏氣噴口的區域局部加密。壁面及各噴口的形狀考慮了爐拱的實際角度。分別對原燃燒器及旋風微油煤粉燃燒器的內流場進行計算，將主噴口與乏氣噴口的結果作為輸入條件，考察燃燒器外流場的分布。

對原燃燒器噴口外流場的計算結果顯示，主噴口和乏氣噴口受到環形二次風的射流影響，速度逐漸增大，在發展到一定程度后再衰減。主噴口、乏氣噴口及其相應的環形二次風的兩股射流相對獨立。圖5為Z=0截面上的軸向速度分布。在距主噴口5.5 m處，兩股射流已基本融合。

圖5 原燃燒器外Z=0平面軸向速度

旋風微油煤粉燃燒器做主燃燒器的噴口外流場的計算結果表明，對于主噴口和乏氣噴口出口速度分布，起主要作用的同樣為環形二次風的射流。在二次風出口處，氣流速度較高，進入計算域一定深度后發生衰減。圖6為旋風微油煤粉燃燒器Z=0截面上的軸向速度分布，與原燃燒器流場近似。

圖6 旋風微油煤粉燃燒器Z=0截面軸向速度分布

3.4 燃燒器外流場分析

圖7為原燃燒器和微油煤粉燃燒器外流場不同高度截面上Z=0中心線的軸向速度分布。盡管乏氣比例有所差異，乏氣噴口外的速度場基本保持一致。這是由于環形二次風的動量較大，是影響流場的主要因素。同樣，主噴口外的流場也主要受環形二次風的影響。在噴口2.5 m外，軸向速度分布幾乎一致。

在主噴口附近，原燃燒器軸向速度呈V型分布，即主噴口中間速度高外圍速度低，而旋風微油煤粉燃燒器呈A型分布，與之相反。這種差異在主噴口外2 m內都有所體現。從圖7中可以明顯看出燃燒器主噴口外1.5 m的范圍內，旋風微油煤粉燃燒器的速度更低，表明煤粉在此區間的停留時間較長。

由于環形二次風的風速遠高于一次風，因此噴口外中心線的速度先是在環形二次風的帶動下逐漸升高，在二者風速達到一致后，隨著射流的衰減逐漸減小。因此可以認為中心線上風速出現下降時環二次風與一次風完成混合。

圖7 距燃燒器噴口不同高度截面上Z=0中心線軸向速度

從圖8可以看出混合距離的具體變化。在距原燃燒器主噴口0.5 m處軸向速度達到最大，這是由一次風本身在消旋葉片的影響下產生的變化，而在距主噴口1.5 m處，環形二次風與一次風即完成混合。在旋風微油煤粉燃燒結構中，該距離推遲到距噴口2.5 m外。在環形二次風保證噴口整體下沖動量不受影響的情況下，局部較低的速度有利于延長煤粉的停留時間，和環形二次風混合時間延遲有助于減小煤粉著火所需的著火熱，從而更易于著火和燃燒。

圖8 主噴口外Z=0中心線上軸向速度

圖9為原燃燒器與微油煤粉燃燒器主噴口外中心線上的切向速度。旋風微油煤粉燃燒器采用固定式的消旋葉片能夠在燃燒器外中心線上大幅消除旋流。隨著下沖深度的增加，在環形二次風射流的作用下，兩種燃燒器的旋流均逐漸被消除。

圖9 主噴口外Z=0中心線切向速度

4 旋風微油煤粉燃燒器的應用情況

四川華電珙縣電廠2×600 MW新建機組的鍋爐采用東方鍋爐股份有限公司生產的配600 MW機組的超臨界W型火焰燃燒、垂直管圈水冷壁變壓直流鍋爐。單爐膛露天島式布置，燃用無煙煤。鍋爐配備6臺雙進雙出鋼球磨煤機并采用了動態分離器，每臺磨煤機對應4只燃燒器，總共24只煤粉燃燒器。為減少機組在基建調試期間油耗，將其中B、E兩臺磨煤機對應的煤粉燃燒器改為旋風微油煤粉燃燒器，在機組調試期間節油效果顯著，節油率達到36%。

1號爐在通過168 h試運行后進行了燃燒優化，鍋爐運行情況良好。占燃燒器總數量三分之一的旋風微油煤粉燃燒器作為正常燃燒器使用時與原雙旋風煤粉燃燒器性能基本一致。根據燃燒優化其中的24個試驗工況的統計，平均排煙溫度與設計值相當;飛灰可燃物含量在2.5% ～5.0%之間;鍋爐效率能達到設計保證值;NOx排放量小于700 mg/Nm3，明顯低于國內已投運的同類型鍋爐排放量［4］。

5 結論

介紹了一種新型旋風微油煤粉燃燒器，可有效降低W型火焰鍋爐的點火啟動與低負荷穩燃油耗。

1)通過燃燒器內部流場的計算分析得知，旋風微油煤粉燃燒器與原雙旋風燃燒器相比，消旋效果更為顯著，乏氣比例相差不大，阻力略有增加;

2)燃燒器的噴口外流場主要受到環形二次風的控制，對主噴口的流場變化不敏感;

3)旋風微油煤粉燃燒器與原燃燒器在噴口處的速度略有不同，更有利于延長煤粉的停留時間，有利于著火。

4)旋風微油煤粉燃燒器在華電珙縣電廠2×600 MW超臨界機組W爐上得到應用，作為節油點火燃燒器使用時節油效果顯著，作為正常燃燒器使用時性能與原雙旋風煤粉燃燒器一致。

［1］黃志強，王軍.雙旋風筒煤粉濃縮型燃燒器特性試驗研究［J］.廣東電力，2004，17(3):47-49.

［2］王海剛，劉石.不同湍流模型在旋風分離器三維數值模擬中的應用和比較［J］.熱能動力工程，2003，18(4):337-342.

［3］張杰，李爭起，靖劍平，等.W型火焰爐旋風分離器分離特性的實驗研究［J］.熱能動力工程，2007，22(1):65-68.

［4］柳宏剛，白少林.現役各類W火焰鍋爐NOx排放對比分析研究［J］.熱力發電，2007，36(3):1-4，9.