某1 000 MW超超臨界旋流對沖鍋爐外二次風葉片開度對燃燒及NOx排放影響的數值模擬

李超亮

（國電漢川發電有限公司，湖北 孝感 432300）

某1 000 MW超超臨界旋流對沖鍋爐外二次風葉片開度對燃燒及NOx排放影響的數值模擬

李超亮

（國電漢川發電有限公司，湖北 孝感 432300）

對一臺1 000 MW超超臨界前后墻旋流對沖燃燒煤粉鍋爐，在HT-NR3型低NOx旋流煤粉燃燒器不同外二次風葉片開度下(50%、75%、100%)，進行了爐內流動、燃燒、傳熱與NOx排放特性數值模擬研究。模擬結果與試驗測量值符合性較好，結果表明：外二次風旋流葉片開度對爐內燃燒特性及排放特性影響較大，旋流葉片開度減小導致旋流強度增大，卷吸高溫煙氣增多，煤粉著火距離減小，煤粉燃燒劇烈程度增加，爐內主燃區溫度水平升高，燃盡區溫度水平有所降低，煤粉燃燼率增大，NOx排放量減小。實際運行中采用外二次風開度為50%的高旋流強度工況，達到了燃燒穩定、高效低NOx的目的。

超超臨界；旋流對沖；外二次風；數值模擬

0 引言

超超臨界機組在我國燃煤發電機組中發展迅速，已經成為國內火電機組發展的主要方向[1],其中對沖鍋爐比四角切圓鍋爐在緩解尾部煙氣殘余旋轉、煙溫偏差等方便表現出一定優勢，在1 000 MW超超臨界機組上得到了廣泛應用。由于HT-NR3型低NOx旋流煤粉燃燒器在穩定著火、高效燃燒及低NOx排放方面表現出了優越的性能，大量應用于超超臨界旋流對沖鍋爐中，其具備特殊的結構：在一次風風道中布置煤粉濃縮器，實現煤粉穩燃；二次風則通過燃燒器內二次通道送入爐膛，參與燃燒，外二次風通道內設置獨立的旋流裝置；風從燃燒的不同階段送入爐膛，實現分級，有效抑制了NOx生成。由于旋流燃燒器結構較為復雜，在實際燃燒過程中測量難度較大，國內外許多研究者利用數值模擬手段進行了研究[2-5]。

本文通過數值模擬，將爐膛和全部燃燒器作為一個整體的計算域進行建模并沿流動方向進行了仔細的網格劃分。這種方法既能充分體現燃燒器特性，充分考慮燃燒器具體結構，還可以很好地解決燃燒器出口和爐膛入口數據交換不連續等問題。對不同外二次風葉片開度下爐內的流動、燃燒及排放特性進行了模擬計算，以期望能為鍋爐實際運行提供相關參考。

1 鍋爐概況

本文研究對象為一臺DG3000/26.15-Ⅱ1型1 000 MW超超臨界參數變壓直流爐，爐膛寬度為33.974 m，深度為15.559 m，高度為64.000 m，冷灰斗的傾斜角度為55°。爐膛采用分級燃燒技術，燃燒系統采用對沖布置方式，前后墻各布置三層HT-NR3型低NOx旋流煤粉燃燒器，每層8只，各只燃燒器在爐膛內單獨組織燃燒；同時前后墻各布置2只側燃盡風（SAP）噴口和8只燃盡風（AAP）噴口。鍋爐采用正壓直吹式制粉系統，配備6臺BBD4360型雙進雙出鋼球磨，每臺磨煤機帶1層中的8只燃燒器。圖1所示為燃燒器布置示意圖。

圖1 燃燒器布置示意圖Fig.1 Schematic diagram of burners layout

圖2 HT-NR3型低NOx旋流燃燒器結構圖Fig.2 Schematic of HT-NR3burners structure

2 數學模型及計算條件

2.1 數學模型

數值計算采用realizablek-ε模型計算湍流流動，氣相湍流燃燒采用組分輸運模型（Species-transport），爐內輻射傳熱采用P-1輻射模型模擬，揮發分釋放采用雙步競爭模型模擬，焦炭燃燒采用動力/擴散控制燃燒模型，煤粉顆粒的運動軌跡采用隨機軌道模型跟蹤。NOx的生成采用后處理的方法，熱力型NO生成采用Extended Zeldovich模型，燃料中揮發分氮均相反應機理NO選用De Soete機理,而焦炭氮異相反應則采用Smooth機理[6-7]。燃料型NO轉化機理簡化如圖3所示。

圖3 燃料型NO生成機理簡化示意圖Fig.3 Schematic diagram of fuel-NO formation

2.2 計算條件

依據燃燒器實際結構和尺寸，對燃燒器中心風、一次風、內二次風、外二次風以及旋流葉片等具體結構進行建模，盡可能還原燃燒器原型，以減小模擬誤差，提高計算精度。雖然燃燒器結構較為復雜，但是為了保證網格質量，在對燃燒器進行網格劃分時，全部采用結構化六面體網格，單燃燒器網格總數為15 618，如圖4所示。

圖4 燃燒器及鍋爐網格劃分Fig.4 Burner and grid division

由于鍋爐結構、流動及燃燒特性對稱，為節省計算資源只進行半爐膛建模，同時為了使模擬結果與實際情況更為接近，將爐膛和全部燃燒器作為一個整體的計算域進行考慮。這種方法既能充分體現燃燒器特性，充分考慮燃燒器具體結構，還可以很好地解決燃燒器出口和爐膛入口數據交換不連續等問題。結合HT-NR3燃燒器的具體結構可知，燃燒器外二次風出口處存在擴流錐，該擴錐會對回流區的形成產生很大幫助，考慮盡可能減少該處偽擴散對計算精度的影響，網格劃分時使二次風出口處氣流流動方向與其中一組網格線保持一致。爐膛整體采用分區劃分網格的方法進行，在燃燒器區域進行加密處理，如圖4所示為網格示意圖，半爐膛總網格數為222萬。

表1 煤質分析Tab.1 Coal quality analysis

模擬負荷為1 000 MW，一次風量為191.5 kg/s，總二次風量為717.4 kg/s，其中燃盡風風量為189.2 kg/s，運行出口氧量為3.0%，主燃燒區域過量空氣系數為0.90。6臺磨煤機組合運行，單臺出力82.334 kg/s。

在邊界條件設定中，將中心風、一次風、燃盡風、側燃盡風設為設置為速度入口，內二次風和外二次風設為質量入口。出口采用壓力出口，出口壓力設為－80 Pa。煤質分析如表1所示，最大粒徑300 μm，最小粒徑5 μm，平均粒徑54 μm，分布指數0.9。外二次風調風器為切向可調式葉片，圖4所示中的θ為外二次風旋流葉片角度。切向葉片式旋流煤粉燃燒器的旋流強度通過改變外二次風葉片角度，角度越大，所對應的旋流強度越大。本文對外二次風旋流葉片開展三個不同角度的數值模擬，具體參數設置如表2所示。

表2 工況參數Tab.2 Cases and parameters

3 模擬結果與分析

3.1 模擬結果驗證

本文對基準工況1的模擬結果中，煤粉燃盡率為99.66%，NOx排放量為285 mg/m3(6%O2)。采用《電站鍋爐性能試驗規程》中方法對鍋爐進行,試驗測量時，采用基準工況的運行參數，測量的煤粉燃盡率為99.51%，NOx排放量為297 mg/m3(6%O2)。圖5為37.5°角度下模擬結果與現場結果對比（靠近左側墻中間層燃燒器），可以看出模擬結果與試驗結果特性具有相似性。綜上表明，實驗可見計算結果與試驗值吻合較好，說明本文所采用的網格和數學模型能夠較合理地預測爐內流動、燃燒及NOx排放等特性。

圖5 模擬結果與試驗結果對比Fig.5 Comparison of numerical and measured results

3.2 流場及溫度場分析

圖6為燃燒器中心截面速度分布。根據HT-NR3低氮燃燒器結構特點，內直流二次風對一次風起著較強的隔離作用，一次風不會明顯被旋流外二次風卷吸。Yakhot等對共軸旋轉射流復雜的相互作用進行了研究[8]，認為旋流燃燒器復雜的組合流場基本上取決于共軸外射流的發展規律。在本文的模擬結果圖5也驗證了這一點。隨著外二次風旋流葉片角度減小，開度增加，旋流強度減弱，外二次風向內擴展，卷吸回流低速區減小，卷吸高溫氣體逐漸減弱，這將導致著火距離增加。

圖6 燃燒器出口速度分布（單位：m/s）Fig.6 Flow field near the burner outlet(unit：m/s)

圖7為燃燒器中心截面速度分布和氣流跡線，充分反映了燃燒器對沖布置的流動特點。由燃燒器噴出的氣流在爐膛中心相匯，形成中心上升主氣流，加入燃盡風之后，氣流速度有所增加；旋流燃燒器外二次風對煙氣的卷吸作用顯著，單個燃燒器內外二次風之間均有回流區存在，并且在每兩層燃燒器之間均可形成回流；下層燃燒器氣流在爐膛中心相遇后，一部分匯入中心主氣流向上運動，另一部分經過沖撞后向下運動，但由于受到下層燃燒器旋流二次風的卷吸作用，在冷灰斗區域形成兩個漩渦區；上層燃燒器氣流上升過程中遇到燃盡風的阻截，經過沖撞后在燃燒器與燃盡風之間形成較大的漩渦區。這些漩渦的形成有利于增加煤粉停留時間，提高煤粉燃盡率。燃盡風具有較強的剛性，在一定程度上可以增強燃燒器區域的后期燃燒情況，有助于提高煤粉燃盡率。對比不同旋流葉片角度下中心截面速度分布圖7可以發現，隨著外二次風葉片角度減?。ㄩ_度增加），軸向速度增加，煤粉燃燒器水平穿透力有所增加，下層與中層燃燒器之間低速區范圍減小。這是由于葉片角度越小，氣流切向速度越小，軸向分速度越大，氣流軸向剛性越強，衰減越慢。

圖7 爐膛燃燒器中心截面速度分布（單位：m/s）Fig.7 Flow field at the furnace center cross-section(unit：m/s)

圖8 燃燒器出口溫度分布(單位：K)Fig.8 Temperature distributions near the burner outlet(unit:K)

圖8為不同旋流強度下燃燒器出口區域溫度分布，紅色圈出區域為1 000 K溫度區，定義為煤粉著火位置[9]?？梢钥闯?，隨著外二次風葉片角度減小（開度增加），高溫火焰區域有所減小，且高溫區域遠離噴口，著火距離增大，這可能不利于煤粉的穩燃。結合圖6速度分布，由于回流區域減小，氣流卷吸熱量減少，煤粉需要更長距離才能達到著火溫度。圖9為不同外二次風旋流葉片開度下燃燒器截面溫度分布，隨著角度減小，旋流強度隨之減小，中心2 000 K以上高溫區域減小。這一方面是由于葉片角度越小，煤粉顆粒著火放熱延遲，導致高溫區域減?。涣硪环矫?，角度越小，旋流強度越小，軸向速度增大，軸向穿透力增加，與中心高溫氣流混合降低了該區域溫度水平。圖10為爐膛中心截面溫度分布，由于下層燃燒器下部存在一定回流區，在該回流區內有煤粉燃燒，因此燃燒區域從冷灰斗開始逐漸向上，煙氣溫度在上層燃燒器與燃盡風之間達到最高；燃盡風上部仍存在一定高溫區，這是由于燃燒器區域的未燃盡碳進一步與燃盡風中的氧反應所造成的。隨著外二次風旋流葉片角度減小（開度增加）時，外二次風旋流強度減弱，鍋爐中心主燃燒高溫度區域范圍減小，燃盡區溫度有所增加。

圖9 燃燒器截面溫度分布（單位：K）Fig.9 Temperature distributions at the cross-section of burners(unit：K)

圖10 爐膛中心截面溫度分布（單位：K）Fig.10 Temperature distributions at the furnace center cross-section(unit：K)

3.3 沿爐膛高度分布參數

圖11為不同外二次風旋流葉片開度下平均溫度沿爐膛高度分布曲線。隨著爐膛高度增加，爐內平均溫度整體呈上升趨勢，在上層燃燒器和燃盡風之間平均溫度達到最高。由于燃燒器和燃盡風處送入的空氣溫度較低，使得每層燃燒器和燃盡風處溫度均出現波谷。在燃盡風區域上部，未燃盡焦炭繼續燃燒放熱，使該區域區域溫度有所升高，之后由于水冷壁吸熱，煙溫逐漸降低，到達折焰角之后，與屏式過熱器的換熱增強，煙氣溫度迅速下降。比較不同旋流葉片開度的平均溫度發現，在冷灰斗區至下層燃燒器區域，隨著葉片角度開度增加時，旋流強度減弱，氣流卷吸高溫煙氣熱量能力減弱，著火延遲，煤粉燃燒釋放的熱量減少，使主燃燒器區(下層燃燒器～上層燃燒器)溫度較低；在燃盡區由于角度減小，主燃區未燃盡煤粉較多，與燃盡風繼續燃燒放熱較多，因此在燃盡區平均溫度有所升高。

圖11 沿爐膛高度溫度分布（單位：K）Fig.11 Temperature distribution along the furnace height(unit：K)

圖12為沿爐膛高度氧氣濃度分布，可以看出沿爐膛高度氧量分布與溫度分布情況相反。隨著爐膛高度增加，平均氧量呈下降趨勢，在燃盡風下部區域達到最低。由于燃燒器和燃盡風處氧氣的大量補入，使燃燒器和燃盡風高度處平均氧量均出現波峰。在燃盡風上部，由于煤粉繼續燃燒需要消耗氧氣，使氧氣濃度進一步降低。比較不同旋流葉片開度的氧量分布發現，隨著旋流葉片開度增加，旋流強度減弱，在主燃燒區和燃盡區，平均氧氣濃度增加。這是由于未燃盡碳數量增多，剩余的氧量也增多。

圖12 沿爐膛高度氧氣濃度分布Fig.12 O2 concentration distribution along the furnace height

圖13為沿爐膛高度的平均NOx生成量分布。隨著爐膛高度增加，NOx生成量逐漸增加。在冷灰斗區域，由于溫度和氧量較低，生成的NOx很少；到達燃燒器區域之后，由于煤粉燃燒劇烈，且溫度較高，使燃料型和熱力型NOx的值都比較高，因此燃燒器區域NOx平均值整體呈上升趨勢，但由于燃燒器區域過剩空氣系數只有0.9，為還原性氣氛，生成的一部分NOx被CO和HCN等中間產物還原，造成NOx的值出現波動，在到達燃盡風下部區域時，由于溫度較低且還原性氣氛最強，NOx被大量還原，因此平均值降低較多；在燃盡風區域上部，大量空氣的補入使該區域形成氧化性氣氛，有利于NOx的生成，并且未燃盡顆粒燃燒也生成了一部分NOx，使該部分NOx平均值增加較多。隨著爐膛高度繼續增加，未燃盡煤粉會對NOx產生還原作用，使NOx值開始降低。比較不同旋流葉片角度的NOx分布值發現，隨著旋流葉片開度增加時，旋流強度減小，爐膛內氧量較高，煤粉停留時間減小，對NOx還原程度減弱，NOx平均值較高。

圖13 沿爐膛高度的平均NOx生成量分布Fig.13 NOxconcentration distribution along the furnace height

3.4 爐膛出口參數

圖14為不同外二次風葉片角度下的煤粉燃盡率、飛灰含碳量和NOx排放量。外二次風旋流葉片開度50%、75%、100%時，煤粉燃盡率分別為99.66%、99.49%和99.24%，飛灰含碳量分別為0.93%、1.38%和2.06%，煤粉燃盡率隨旋流葉片角度增加而增加，飛灰含碳量隨旋流葉片角度增加而減小。這是由于鍋爐通過旋流燃燒器組織爐內煤粉燃燒，改變旋流葉片角度可以改變燃燒器旋流強度，進而改變回流區的大小，對爐內燃燒狀況產生影響。當葉片角度增大時，二次風氣流旋轉逐漸增強，對一次風煤粉氣流卷吸增強，回流區會有所增加；對煙氣的卷吸作用增強，回流區一、二次風混合與傳熱傳質逐漸增強，有利于煤粉早期的擾動與混合；火焰有所變寬，煤粉顆?；鹧鎯鹊耐Ａ魰r間增加。進而使煤粉燃盡率升高、飛灰含碳量降低。

圖14 出口煤粉燃盡率及飛灰含碳量Fig.14 Burnout and carbon content in fly ash

表4為不同外二次風葉片角度下NOx排放量。外二次風旋流葉片開度50%、75%、100%，對應角度分別為 37.50°、18.75°、0.00°時，NOx排放量分別為285、302、313 mg/m3(6%O2)。葉片角度增大，開度增加，其旋流強度減小，越接近于直流，NOx排放量逐漸升高。這是因為旋流強度減小時，軸向氣流速度增加，回流卷吸強度減小，煤粉在爐內的停留時間減小，NOx被還原的程度減弱。

表4 不同外二次風葉片角度下NOx排放量Tab.4 NOxemissions at different outer-vane angle

4 結論

在不同外二次風旋流葉片開度（50%、75%、100%）下，對一臺1 000 MW超超臨界前后墻旋流對沖燃燒煤粉鍋爐進行了爐內流動、燃燒、傳熱與NOx排放特性數值模擬研究。模擬結果與試驗測量值符合性較好。結果表明，外二次風旋流葉片角度對燃燒器出口氣流旋流強度、爐內燃燒特性及排放特性影響較大：角度增大時，外二次風旋流強度增強，氣流卷吸強度增加，煤粉著火距離減小，爐內截面平均溫度、煤粉燃燼率升高，飛灰含碳量及NOx排放量減小。實際工業運行中采用了高旋流強度工況，即開度為50%，達到了穩定高效燃燒、低NOx的目的。

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Numerical Simulation of Effect of Different Outer Secondary-Air Vane Opening Degrees on Coal Combustion Characteristic and NOxEmission in a 1 000 MW Ultra-Supercritical Opposed Swirling Fired Utility Boiler

LI Chaoliang
(Guodian Hanchuan Power Generation Co.,Ltd.,Xiaogan Hubei 432300,China)

The effects of different outer secondary-air vane opening degrees(50%、75%、100%)on the flow,combustion,heat transfer and NOxemission are simulated for a 1 000 MW ultra-supercritical pulverized-coal opposed swirling utility boiler.The numerical results agree with the measured value well.The results show that the out-secondary air swirling blade opening degree has a significant influence on the combustion and NOxemissions.With decreasing the opening degree,the swirl intensity increases,the ignition distance decreases,the average temperature increases in the main burning region and decreases in the burnout region,the burnout rate also increases,and NOxemissions decreases.The actual operation adoptes the swirling opening degree of 50%,the stable flame,high-effeciency combustion and low NOxare achieved.

ultra-supercritical;opposed swirling;outer secondary-air;numerical simulation

TM621.2;TK229.6

A

1006-3986(2017)05-0025-07

10.19308/j.hep.2017.05.007

2017-04-10

李超亮（1972），男，湖北孝感人，學士，工程師。