1 000 MW旋流對沖鍋爐配風(fēng)優(yōu)化調(diào)整

方軍庭， 韓 磊， 馬啟磊

(中國大唐集團(tuán)科學(xué)技術(shù)研究院有限公司 華東電力試驗(yàn)研究院， 合肥 230031)

旋流對沖燃燒鍋爐由于其燃燒器結(jié)構(gòu)及布置方式的局限性，導(dǎo)致燃燒器之間的混合及燃燒后期擾動差，易出現(xiàn)CO排放質(zhì)量濃度高的問題。由于二次風(fēng)風(fēng)箱較長，二次風(fēng)在沿爐膛寬度方向存在著一定的壓力梯度，造成鍋爐沿爐膛寬度方向O2體積分?jǐn)?shù)分布偏差大，爐膛中部區(qū)域進(jìn)風(fēng)量大，兩側(cè)墻區(qū)域進(jìn)風(fēng)量小。風(fēng)箱內(nèi)各燃燒器之間的流量分配不均勻，進(jìn)而對燃燒和污染物排放特性產(chǎn)生一定的影響。若運(yùn)行調(diào)整不當(dāng)，將造成水冷壁高溫腐蝕、燃燒器燒損以及排煙溫度高、鍋爐熱效率低等問題[1-6]。

要優(yōu)化控制風(fēng)箱內(nèi)各燃燒器之間的二次風(fēng)流量分配，需要詳細(xì)了解風(fēng)箱內(nèi)的流動特性及二次風(fēng)在多個燃燒器之間的流量分配特性。通過合理優(yōu)化調(diào)整鍋爐配風(fēng)，能夠有效降低CO排放質(zhì)量濃度高等問題[7]。

目前，對沖鍋爐二次風(fēng)量分配及流動特性研究主要應(yīng)用數(shù)值模擬方法[8-10]。陳天杰等[11]對某電廠660 MW鍋爐二次風(fēng)箱內(nèi)部各旋流燃燒器之間的流量分配特性進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，結(jié)果表明：同一風(fēng)箱內(nèi)，在葉片開度相同的情況下，兩側(cè)燃燒器的流量低于中間燃燒器的流量，流量偏差在6%～10%。

筆者通過數(shù)值模擬分析及現(xiàn)場試驗(yàn)對對沖鍋爐燃燒器配風(fēng)進(jìn)行優(yōu)化調(diào)整，為鍋爐運(yùn)行及優(yōu)化研究提供依據(jù)。

1 設(shè)備概況及布置

某電廠1 000 MW機(jī)組鍋爐為DG3060/27.46-π1型超超臨界變壓直流爐，鍋爐共設(shè)有48個燃燒器，分為6層布置，每層8個燃燒器由同一臺磨煤機(jī)供給煤粉，采用HT-NR3旋流式低NOx燃燒器，前后墻布置，對沖燃燒。最下層A磨煤機(jī)8個燃燒器配置等離子點(diǎn)火裝置。

HT-NR3旋流式低NOx燃燒器將燃燒用空氣分為一次風(fēng)、內(nèi)二次風(fēng)、外二次風(fēng)和中心風(fēng)四部分，燃燒器結(jié)構(gòu)見圖1。

圖1 HT-NR3旋流式燃燒器結(jié)構(gòu)示意圖

燃燒器二次風(fēng)箱為運(yùn)行燃燒器提供內(nèi)二次風(fēng)和外二次風(fēng)，為停運(yùn)燃燒器提供冷卻風(fēng)。內(nèi)二次風(fēng)和外二次風(fēng)通過燃燒器內(nèi)同心的內(nèi)二次風(fēng)、外二次風(fēng)環(huán)形通道在燃燒的不同階段噴入爐內(nèi)，實(shí)現(xiàn)分級供風(fēng)，降低NOx的生成量。

進(jìn)入燃燒器的內(nèi)二次風(fēng)量可通過燃燒器上的二次風(fēng)門擋板進(jìn)行手動調(diào)節(jié)，調(diào)節(jié)量程為0°～90°。通過調(diào)節(jié)內(nèi)二次風(fēng)門擋板可得到適當(dāng)?shù)娘L(fēng)量，以獲得最佳燃燒工況，即良好的著火穩(wěn)燃性能、高燃燒效率、低NOx排放量，以及防止燃燒器結(jié)焦等。內(nèi)二次風(fēng)通道內(nèi)布置有軸向旋流器使經(jīng)過的二次風(fēng)產(chǎn)生旋轉(zhuǎn)，離開燃燒器后旋轉(zhuǎn)的氣流在離心力的作用下擴(kuò)張，從而在中心區(qū)域產(chǎn)生負(fù)壓，使高溫?zé)煔饣亓?，為煤粉氣流的著火提供能量。?nèi)二次風(fēng)旋流器為固定式，不可調(diào)節(jié)，葉片傾角為60°。

進(jìn)入燃燒器的外二次風(fēng)量可通過燃燒器上切向布置的葉輪式風(fēng)門擋板進(jìn)行調(diào)節(jié)，調(diào)節(jié)量程為0%～100%，調(diào)節(jié)外二次風(fēng)門擋板開度，可得到合適的外二次風(fēng)量和外二次風(fēng)旋流強(qiáng)度，以獲得最佳燃燒工況。

2 優(yōu)化調(diào)整前鍋爐運(yùn)行情況

燃燒器配風(fēng)調(diào)整前，對1 000 MW和750 MW負(fù)荷進(jìn)行了摸底試驗(yàn)。試驗(yàn)煤質(zhì)的工業(yè)分析結(jié)果見表1，摸底試驗(yàn)數(shù)據(jù)見表2(1 000 MW負(fù)荷時，磨煤機(jī)運(yùn)行方式為A、B、D、E、F。750 MW負(fù)荷時，磨煤機(jī)運(yùn)行方式為A、B、E、F)。

表1 試驗(yàn)煤質(zhì)的工業(yè)分析

表2 摸底試驗(yàn)鍋爐性能參數(shù)

1 000 MW負(fù)荷下，省煤器出口截面煙氣平均O2體積分?jǐn)?shù)為2.54%，A1測點(diǎn)O2體積分?jǐn)?shù)僅為1.01%，與爐膛中部O2體積分?jǐn)?shù)偏差超過3百分點(diǎn)；A1測點(diǎn)CO排放質(zhì)量濃度超過14 000 mg/m3，B6測點(diǎn)CO排放質(zhì)量濃度為4 800 mg/m3，平均CO排放質(zhì)量濃度為2 822 mg/m3；鍋爐排煙溫度為129.0 ℃，高于設(shè)計值12 K；鍋爐熱效率為93.67%，低于設(shè)計值0.51百分點(diǎn)。

750 MW負(fù)荷下，省煤器出口截面煙氣平均O2體積分?jǐn)?shù)為3.64%，B6測點(diǎn)O2體積分?jǐn)?shù)僅為0.76%，與爐膛中部O2體積分?jǐn)?shù)偏差超過4百分點(diǎn)；A1測點(diǎn)CO排放質(zhì)量濃度為6 800 mg/m3，B6測點(diǎn)CO排放質(zhì)量濃度為6 000 mg/m3，平均CO排放質(zhì)量濃度為1 795 mg/m3；鍋爐排煙溫度121.0 ℃，高于設(shè)計值8 K；鍋爐熱效率為94.10%，低于設(shè)計值0.17百分點(diǎn)。

摸底試驗(yàn)結(jié)果表明：該配風(fēng)方式下爐膛中部區(qū)域進(jìn)風(fēng)量大，兩側(cè)區(qū)域進(jìn)風(fēng)量小，爐膛兩側(cè)局部區(qū)域缺氧明顯；CO排放質(zhì)量濃度高將導(dǎo)致嚴(yán)重的爐內(nèi)還原性腐蝕和結(jié)焦傾向，易發(fā)生爆管和泄漏，給鍋爐運(yùn)行帶來極大的安全隱患；排煙溫度高，鍋爐熱效率低于設(shè)計值。該配風(fēng)方式已無法滿足爐內(nèi)正常燃燒，需進(jìn)行優(yōu)化調(diào)整。

3 數(shù)值模擬優(yōu)化

為優(yōu)化鍋爐配風(fēng)方式，采用FLUENT軟件對旋流燃燒器二次風(fēng)箱進(jìn)行數(shù)值模擬。二次風(fēng)箱內(nèi)每層等距安裝8個旋流燃燒器，由各層風(fēng)室兩側(cè)入口均勻進(jìn)風(fēng)。二次風(fēng)箱入口設(shè)計風(fēng)速較低，可將二次風(fēng)箱視為一個靜壓風(fēng)箱，進(jìn)口截面采用速度邊界條件，平均速度為14.8 m/s；燃燒器出口截面采用壓力出口邊界條件，平均速度為40 m/s；采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型進(jìn)行計算。在煙道阻力特性及進(jìn)口流速不變的情況下，改變旋流燃燒器外二次風(fēng)門開度，研究每層風(fēng)室內(nèi)各燃燒器流量分配特性的變化規(guī)律，對旋流燃燒器配風(fēng)進(jìn)行優(yōu)化調(diào)整。

不同方案下的各燃燒器外二次風(fēng)門開度大小見表3。

表3 外二次風(fēng)門開度調(diào)整方案

圖2為每個燃燒器外二次風(fēng)門開度均為80%及風(fēng)門開度改變后各方案下的流量比例，圖中流量比例為各燃燒器風(fēng)量占總風(fēng)量之比。

圖2 外二次風(fēng)不同風(fēng)門開度下燃燒器流量占比

從圖2可以看出：在外二次風(fēng)門開度均為80%時，1號和8號燃燒器流量最小，占比僅7.5%，4號和5號燃燒器流量最大，占比17.3%，即由爐膛兩側(cè)到爐膛中部燃燒器流量逐漸增加，1號和5號燃燒器流量偏差近10百分點(diǎn)。

方案1中將4號和5號燃燒器風(fēng)門開度減小至50%，4號、5號燃燒器流量比例下降至15.8%，1號、8號燃燒器流量比例增加至約8.9%，2號、3號、5號、6號燃燒器流量比例變化較小，爐膛兩側(cè)與中部燃燒器流量偏差減小。方案2中將1號、2號、7號、8號燃燒器風(fēng)門開度增加至100%，3號、6號燃燒器風(fēng)門開度降低至50%，4號、5號燃燒器流量比例下降至13.9%，1號、8號燃燒器流量比例增加至10.8%，2號、7號燃燒器流量比例增加至12.1%，3號、6號燃燒器流量比例降低至13%。方案3在方案2的基礎(chǔ)上，將4號、5號燃燒器風(fēng)門開度降低至30%，各燃燒器流量占比均為12.5%左右。

4 鍋爐配風(fēng)優(yōu)化調(diào)整及效果

根據(jù)摸底試驗(yàn)結(jié)果，優(yōu)化調(diào)整鍋爐配風(fēng)方式，保持各燃燒器內(nèi)二次風(fēng)門開度均為45°，按照方案3調(diào)整外二次風(fēng)門開度。

燃燒器配風(fēng)調(diào)整后，在鍋爐1 000 MW和750 MW負(fù)荷下進(jìn)行試驗(yàn)，試驗(yàn)煤質(zhì)與調(diào)整前相同。調(diào)整前后省煤器出口截面煙氣中O2體積分?jǐn)?shù)及CO排放質(zhì)量濃度對比見圖3～圖6，試驗(yàn)數(shù)據(jù)見表4(1 000 MW負(fù)荷時，磨煤機(jī)運(yùn)行方式為A、B、D、E、F。750 MW負(fù)荷時，磨煤機(jī)運(yùn)行方式為A、B、E、F)。

圖3 1 000 MW工況調(diào)整前后煙氣中O2體積分?jǐn)?shù)對比

圖4 750 MW工況調(diào)整前后煙氣中O2體積分?jǐn)?shù)對比

圖5 1 000 MW工況調(diào)整前后CO排放質(zhì)量濃度對比

圖6 750 MW工況調(diào)整前后CO排放質(zhì)量濃度對比

表4 鍋爐配風(fēng)優(yōu)化調(diào)整后性能試驗(yàn)參數(shù)

配風(fēng)調(diào)整后1 000 MW負(fù)荷下，省煤器出口截面煙氣平均O2體積分?jǐn)?shù)為3.02%，O2體積分?jǐn)?shù)沿爐膛寬度方向分布均勻；A1、B6測點(diǎn)CO排放質(zhì)量濃度約為600 mg/m3，平均CO排放質(zhì)量濃度為146 mg/m3；鍋爐排煙溫度為117.3℃，與設(shè)計值持平；鍋爐熱效率為95.01%，高于設(shè)計值0.83百分點(diǎn)。

750 MW負(fù)荷下，省煤器出口截面煙氣平均O2體積分?jǐn)?shù)為3.75%；A1測點(diǎn)CO排放質(zhì)量濃度為108 mg/m3，B6測點(diǎn)CO排放質(zhì)量濃度為404 mg/m3，平均CO排放質(zhì)量濃度為105 mg/m3；鍋爐排煙溫度108.5 ℃，低于設(shè)計值4.5 K；鍋爐熱效率為95.29%，高于設(shè)計值1.02百分點(diǎn)。

5 結(jié)語

(1) 該1 000 MW超超臨界對沖燃燒鍋爐由于二次風(fēng)箱結(jié)構(gòu)的原因，二次風(fēng)在沿爐膛寬度方向存在著一定的壓力梯度，造成鍋爐沿爐膛寬度方向O2體積分?jǐn)?shù)分布偏差大，爐膛中部區(qū)域進(jìn)風(fēng)量大，兩側(cè)墻區(qū)域進(jìn)風(fēng)量小。1 000 MW負(fù)荷下局部CO排放質(zhì)量濃度超過14 000 mg/m3，排煙溫度高，鍋爐熱效率低于設(shè)計值。

(2) 根據(jù)鍋爐運(yùn)行現(xiàn)狀，優(yōu)化配風(fēng)方式，通過調(diào)整不同燃燒器風(fēng)門開度，加大缺氧區(qū)域風(fēng)量，減少富氧區(qū)域風(fēng)量，提高O2體積分?jǐn)?shù)分布的均勻性。鍋爐配風(fēng)優(yōu)化調(diào)整后，在1 000 MW和750 MW負(fù)荷下，煙氣中CO排放質(zhì)量濃度明顯降低，平均值分別降低至146 mg/m3和106 mg/m3，爐內(nèi)還原性腐蝕和結(jié)焦傾向降低，鍋爐運(yùn)行安全性提高。

(3) 在1 000 MW和750 MW負(fù)荷下，配風(fēng)優(yōu)化調(diào)整后鍋爐平均排煙溫度分別降低11.7 K和12.5 K，鍋爐熱效率分別提高了1.34百分點(diǎn)和1.19百分點(diǎn)，鍋爐經(jīng)濟(jì)性顯著提高，配風(fēng)優(yōu)化調(diào)整效果明顯。