墻式燃盡風水平擺角及風量偏置對四角切圓鍋爐煙溫偏差影響的模擬與試驗研究

嚴杏初，馬 侖，陳鑫科，張 成，夏 季

（1.廣東省能源集團沙角C電廠，廣東 虎門 523900；2.華中科技大學煤燃燒國家重點實驗室，湖北 武漢 430074；3.武漢華中思能科技有限公司，湖北 武漢 430070）

0 引言

切圓燃燒方式具有較好的火焰充滿度、高燃燒效率、煤種適應性強等優點，在我國大型燃煤電站中廣泛應用［1-3］。但切圓燃燒下爐內氣流旋轉上升，在爐膛出口處也仍存在殘余旋轉，這會導致水平煙道兩側出現速度以及煙氣溫度偏差，進而導致兩側過熱、再熱汽溫的偏差，影響鍋爐安全運行［4-6］。為改善切圓鍋爐出口煙溫偏差，國內外學者開展了豐富的研究，主要技術手段如優化受熱面布置形式（大屏過熱器與末級過熱器之間管道由交叉改為平行）［7］、主燃燒區二次風反切［8］、調整燃燒器擺角［9］等。與此同時，為達到國家環保要求，低氮燃燒技術也廣泛應用于燃煤電站鍋爐，其中燃盡風技術是火電廠燃煤鍋爐采用深度空氣分級低NOx燃燒技術的重要方法之一［10-14］。調整燃盡風以達到減小爐膛出口部分殘余旋轉動量，使得水平煙道煙速分布更加均勻，是解決四角切圓鍋爐殘余旋轉帶來熱偏差問題的有效方式［15-16］。方慶艷［17］、付忠廣［18］等人對切圓鍋爐的煙溫偏差開展了模擬研究，發現燃盡風水平擺角反切有利于降低爐膛出口煙溫偏差。劉基昌［19］、龍敦武［20］等人研究發現通過設置合適的燃盡風風速度偏置可以有效改善切圓鍋爐煙溫偏差。目前，四角切圓鍋爐為實現低氮燃燒，燃盡風大多布置于鍋爐的四角，而采用墻式對沖形式的燃盡風布置方式相對較少。本文所研究某600 MW四角切圓鍋爐（燃盡風布置于前后墻）在低氮燃燒改造后，爐內空氣動力場和溫度場發生了較大的變化，汽溫特性也隨之發生了變化，而主蒸汽只有一級噴水減溫器作為調溫手段，導致主汽溫經常失控、超溫，再熱器溫通過燃燒器擺角＋噴水調節的方式來調節，仍然會出現汽溫失控、超溫現象，經常出現兩側汽溫偏差、汽溫顯著低于設定值等問題；與此同時，由于爐內流場、燃燒工況發生變化，兩側氧量及CO含量出現不平衡，嚴重影響機組運行的安全性、經濟性。基于此，本文對該燃盡風布置于前后墻的四角切圓鍋爐開展了數值模擬，并研究了墻式對沖燃盡風偏置角度對煙溫偏差以及出口CO濃度協同影響，并開展了現場試驗調整，取得了較好的效果。研究結果可為同類鍋爐的優化運行提供相關參考。

1 鍋爐概況

某660 MW鍋爐是美國ABB-CE公司設計生產的亞臨界參數、單汽包中間再熱、控制循環鍋爐，膜式水冷壁，單爐膛四角雙切圓燃燒。制粉系統為正壓直吹制粉系統，配有6臺HP983碗式中速磨煤機，設計煤種出力為53 t/h，運行5臺磨煤機即可滿足BMCR出力。6個一次風噴口（A、B、C、D、E和F）和7個供給燃料燃燒空氣用的二次風噴口（AA、AB、BC、CD、DE、EF和FF），其中AA、BC、DE、FF相對一次風同向偏轉22°角。為實現爐內低氮燃燒，在上爐膛左右側墻設置了8組燃盡風噴口（SOFA）。鍋爐結構及燃盡風噴口布置圖如圖1所示。鍋爐燃用煤質特性分析如表1所示。

表1 煤質分析Table 1 Coal quality analysis

圖1 鍋爐結構及燃盡風噴口布置圖Fig.1 Schematic diagram of meshing and overfire air layout

2 數學模型及計算工況

鍋爐內煤粉燃燒是一個復雜的物理、化學過程，它涉及到多相流動、傳熱傳質和燃燒等多個學科，因此要完全和準確地描述燃燒過程是很困難的。考慮到工程應用的特點，本文從實用性出發對鍋爐爐內的燃燒過程進行數值模擬。在本文計算中，主要模型如下：氣相湍流流動Realizable（帶旋轉修正）雙方程模型，煤粉顆粒相的運動采用隨即軌道模型，煤粉揮發分析出采用雙平行競爭反應模型，氣相燃燒采用混合分數—概率密度函數（PDF）模型，焦炭燃燒采用動力/擴散控制燃燒模型，輻射模型采用P-1模型。更多模型介紹，見文獻［21］-文獻［30］。煤粉顆粒的粒徑遵循Rosin-Rammler分布，平均粒徑為65μm，分布指數為1.5。根據鍋爐和燃燒器實際幾何結構尺寸進行了精細化的建模和網格劃分，以提高計算結果的精確性。采用分區網格劃分方法，使用高質量的六面體網格，網格無關性測試結果發現，綜合考慮計算精度和時間250萬左右網格既能滿足模擬精度要求又能保證計算效率。爐膛網格結構及燃盡風噴口布置如圖2所示。

圖2 爐膛網格劃分及無關性測試Fig.2 Grid division and independece test

在鍋爐滿負荷運行的基礎上研究了燃盡風噴口水平擺角以及燃盡風風量偏置的7個工況，如表2。燃盡風噴口布置在左側墻和右側墻上，當燃盡噴入方向與鍋爐墻壁垂直時，擺角記為0°度，燃盡風噴入為順時針與下爐膛主氣流反切時計為“+”，逆時針與下爐膛主氣正切時計為“-”。

表2 工況設置Table 2 Case setting

3 模擬結果分析與討論

3.1 模擬結果合理性驗證

計算得到的爐膛出口參數（工況1）與試驗測試結果的對比如表3所示，從表中可以看到，出口氧量、CO以及溫度均與試驗結果相近，計算結果基本在誤差可接受圍之內。這表明，本文所建立的網格和采用的模型是合理的，可以用來開展不同燃盡風參數對煙溫偏差以及燃燒效率協同影響的研究。

表3 試驗與模擬計算爐膛出口參數對比Table 3 Comparison between the measured and simulated results at furnace outlet

3.2 變燃盡風水平擺角下煙溫偏差及燃燒效率的模擬及現場試驗結果

圖3是燃盡風水平擺角順時針和逆時針送入時爐內溫度分布，燃盡風垂直送入爐內時，上爐膛高溫區向左側墻偏斜明顯，這會顯著影響過左右側汽溫水平；實際運行中左右側再熱汽溫偏差達到15.6℃。燃盡風順時針與主氣流反切送入爐內（工況2、3）會削弱煙氣的殘余旋轉，使得上爐膛燃盡區溫度不集中，左右側溫度分布均勻性相對較好；燃盡風逆時針與主氣流正切送入爐內時（工況4、5）會強化煙氣的殘余旋轉，反而使得燃盡區高溫區域相對集中，容易在氣流擾動下出現偏斜，從而導致溫度偏差。

圖3 燃盡風不同水平擺角下溫度分布(K)Fig.3 Temperature distribution under different horizontal angles(K)

表4為燃盡風水平擺角正切與反切時爐膛的出口參數。燃盡風順時針與主氣流反切送入爐內時，可以發現出口左右側煙氣溫度偏差逐漸降低；同時，氣流反切使得下爐膛未燃盡碳和CO與燃盡風混合強度增強，其燃燒劇烈程度增加，使得出口氧量和CO濃度都有所降低、燃盡率有所提高。而當燃盡風逆時針與主氣流正切送入爐內時，可以發現出口左右側煙氣溫度偏差有所增加；出口氧量和CO濃度顯著增加、燃盡率明顯降低，這會影響燃燒的經濟性和安全性。綜上所述，建議在實際運行中，燃盡風順時針與主氣流反切送入爐內既可以降低煙溫偏差，又可以提高燃燒經濟性。

表4 變燃盡風水平擺角時爐膛出口模擬值Table 4 The simulated results at furnace outlet under different horizontal angles

基于上述模擬研究結果，開展了燃盡風水平角度的現場試驗調整。鑒于現場設備可調范圍的限制，實際調整中，1號～8號燃盡風噴口角度只開展了-5°～+5°范圍內燃盡風角度的調整試驗。表5為燃盡風不同水平擺角下汽溫特性，表6為空預器入口煙氣濃度和飛灰含碳測量結果。可以看出，燃盡風逆時針與主氣流同向正切送入爐內時，A、B汽溫偏差顯著，且B側CO濃度、飛灰含碳量顯著增加。燃盡風順時針與主氣流反切送入爐內時，A、B側氣汽溫特性良好且偏差明相對較小，且由于燃盡風氣流與爐內高溫煙氣混合充分，有利于煤粉燃燒與燃盡、降低CO排放和兩側煙氣濃度偏差。

表5 燃盡風不同水平擺角下汽溫特性Table 5 Steam characteristics under different horizontal angles

表6 燃盡風不同水平擺角下空預器入口煙氣濃度和飛灰含碳測量結果Table 6 The measured flue gas concentration and carbon content in fly ash at the air preheater entrance under different horizontal angles

3.3 變燃盡風風量偏置下煙溫偏差及燃燒效率的模擬及現場試驗結果

圖4為左右墻不同偏置工況下沿爐膛寬度方向的溫度分布。可以看出，左右墻燃盡風風量均等送入爐內時（工況1），上爐膛高溫區向左墻偏斜。當減少左墻燃盡風風量、增加右墻燃盡風風量后（工況6），上爐膛高溫區進一步向左墻偏斜，這會加劇煙溫偏差。當增加左墻燃盡風風量、減少右墻燃盡風風量后（工況7），促使高溫區向右墻區域移動，使得上爐膛高溫區較為對稱，這說明適當增加左墻燃盡風風量也有利于減少尾部煙氣的殘余旋轉，減少上爐膛左右側區域煙溫偏差程度。

圖4 燃盡風左右風量偏置下溫度分布(K)Fig.4 Temperature distribution under left and right-SOFA air volume offset(K)

表7為燃盡風左右風量偏置時模擬得到的爐膛出口參數。減少左墻燃盡風風量、增加右墻燃盡風風量后煙溫偏差加劇了左右側墻區域煙氣流量的不均勻程度，使得左右側煙溫偏差由相左右墻均勻配風下的60 K增加到75 K，燃盡率顯著下降，CO濃度水平有所增加，這主要是由于下爐膛未燃盡碳、CO與燃盡風混合不充分所致。增加左墻燃盡風風量、減少右墻燃盡風風量后，左右墻區域煙氣流量均勻性得到改善，煙溫偏差由相左右墻均勻配風下的60 K顯著降低到27 K；與此同時，下爐膛未燃盡碳和CO與燃盡風混合強度增強，其燃燒劇烈程度增加，燃盡率有所升高，CO濃度明顯降低，這有利于改善燃燒的經濟性和安全性。建議在實際運行中，適當增加左墻燃盡風風量、減少右墻燃盡風風量，既可以降低煙溫偏差，又可以提高燃燒經濟性。

表7 變燃盡風左右風量偏置時爐膛出口模擬值Table 7 The simulated results at furnace outlet under left and right-SOFA air volume offset

基于模擬研究結果，進一步開展了燃盡風左右墻開度偏置的現場試驗調整。表8-表9分別為燃盡風左右墻開度偏置下汽溫特性和空預器入口煙氣濃度測量結果。可以看出，調整燃盡風左右墻開度偏置對現場出口參數影響規律與模擬結果基本一致。左墻燃盡風開度為40%、右墻為30%時，A、B測再熱、過熱汽溫偏差增大，出口飛灰含碳及CO濃度有所增加，燃燒經濟性降低；左墻燃盡風開度為20%、右墻為40%時，A、B測再熱、過熱汽溫偏差較小，出口飛灰含碳及CO濃度明顯降低。

表8 燃盡風左右墻開度偏置下汽溫特性Table 8 Steam characteristics under left and right-SOFA opening degree offset

表9 左右墻燃盡風開度偏置下空預器入口煙氣濃度和飛灰含碳測量結果Table 9 The measured flue gas concentration and carbon content in fly ash at the air preheater entrance under left and right-SOFA opening degree offset

4 結語

針對存在汽溫偏差的某660 MW四角切圓鍋爐，本文采用數值模擬與試驗方法研究了墻式燃盡風水平擺角以及風量偏置對煙溫偏差及燃燒特性的影響。模擬結果與現場實際情況吻合較好。燃盡風左右墻均等垂直送入爐內時，左側煙氣溫度高于右側，存在明顯煙溫偏差；現場實際運行中也表明存在明顯汽溫偏差。燃盡風逆時針與主氣流同向送入爐內時，左右側煙氣溫度偏差有所增加，且出口氧量和CO濃度顯著增加、燃盡率明顯降低；燃盡風與主氣流反切送入爐內減弱了煙氣殘余旋轉，有利于減少左右側煙溫及汽溫偏差，下爐膛未燃盡碳、CO與燃盡風混合強度的增強降低了爐膛出口CO濃度、提高了燃盡程度。減少左墻燃盡風風量、增加右墻燃盡風風量后煙溫偏差加劇了左右側煙溫及汽溫偏差，燃盡率顯著下降，CO濃度水平有所增加；增加左墻燃盡風風量、減少右墻燃盡風風量，左右側煙氣流量均勻性得到改善，煙溫及汽溫偏差減小，下爐膛未燃盡碳和CO與燃盡風混合強度增強，燃盡率有所升高，CO濃度明顯降低，這有利于改善燃燒的經濟性和安全性。建議在實際運行中，燃盡風順時針與主氣流反切送入爐內，或者適當增加左墻燃盡風風量、減少右墻燃盡風風量，既可以降低煙溫偏差，又可以提高燃燒經濟性。