660 MW切圓燃燒塔式鍋爐煙溫偏差機理數值模擬

毛 睿，李 源，任利明，張平安，陳鑫科，馬 侖，方慶艷

(1.潤電能源科學技術有限公司，河南 鄭州 450003；2.華中科技大學 煤燃燒國家重點實驗室，湖北 武漢 430074)

0 引 言

我國目前主要的發電方式是火力發電，2020年我國火力發電量達53 302.5億kWh，占全國發電總量的68.52%[1]。雖然近年我國清潔能源發電中，風電與水電等發電總量不斷增長，但受限于調峰資源在供給雙方的對接問題，棄電現象仍普遍存在[2-3]。在未來很長時間里，我國能源消費結構依然以煤炭為主[4]。

在大型燃煤電站中，塔式鍋爐結構應用廣泛，塔式鍋爐中煤粉的燃燒形式通常為四角切園燃燒，該燃燒方式具有爐膛內火焰充盈度高、受熱面加熱均勻等優勢[5-6]。四角切圓燃燒在Π型鍋爐的應用與研究較多，主要問題集中在切圓旋流造成的流速不均和煙溫偏差方面，將進一步造成受熱管內汽溫偏差與局部的超溫爆管，引發鍋爐運行的安全問題[7-9]。一般來說，塔式鍋爐煙溫偏差與汽溫偏差相較于Π型鍋爐都偏小，這主要是由于塔式鍋爐的受熱面布置在豎直煙道內，鍋爐內高溫煙氣的流動更均勻。然而，塔式鍋爐實際運行過程中仍存在煙溫偏差較大等問題[10-11]。

相較直接試驗法，數值分析方法在大型電站鍋爐研究中具有投入成本低、效率高以及量化分析等優勢。Tian等[12]模擬了某四角切圓Π型鍋爐，發現爐膛上部煙氣的殘余旋轉是水平煙道流場和煙溫分布不均的主要原因。Zhou等[13]發現，鍋爐負荷會增加水平煙道的煙溫偏差。Park[14]等研究表明，適當調整燃盡風的水平擺角能改善主蒸汽溫的偏差情況。Zhou和Liu等[15-16]研究表明，一次風和SOFA風的水平擺角方向與主氣流形成反切能有效降低煙溫偏差程度。Sha等[17]在雙切圓鍋爐上的研究表明，雙切圓方向相反也能有效降低鍋爐的煙溫偏差。目前，鮮見切圓燃燒塔式鍋爐煙溫偏差成因以及優化的報道。本文對某660 MW切圓塔式鍋爐展開了建模和數值分析研究，并進行試驗驗證；設計并模擬了4種不同煙道及受熱面結構，分析屏式受熱面區域煙氣的流動和溫度偏差特性，并揭示煙溫偏差的機理。

1 模型概況

本文研究對象為某660 MW四角切圓塔式鍋爐(以上海鍋爐廠設計制造)，爐高為105.95 m，爐寬和爐深均為21.23 m。主燃區配備有6層一次風(A、B、C、D、E、F)，各一次風燃燒器上下兩側各設置一層可偏置的二次風(AA、AB、BC、CC、DD、DE、EF、FF)，主燃區上方有2組分離式燃盡風(BAGP、UAGP)。受熱面主要包括2層過熱器(SH)、2層再熱器(RH)與1層省煤器(ECO)。該四角切園燃煤塔式鍋爐結構如圖1所示，燃用煤種的煤質分析見表1，額定負荷條件下鍋爐運行參數見表2。

圖1 試驗裝置示意Fig.1 Schematic diagram of test device

表1 燃用煤種的煤質分析

表2 運行過程中的主要參數

2 數值模擬及工況設置

2.1 數學模型與網格劃分

本文模擬計算采用Fluent 16.0軟件，湍流計算采用Realizablek-ε湍流模型，揮發分析出采用雙步競爭模型，氣相燃燒采用混合分數與概率密度函數模型，顆粒運動采用隨機軌道模型，焦炭燃燒采用動力/擴散聯合控制的表面燃燒反應模型，燃燒過程中的輻射換熱采用P-1輻射模型，NOx反應機理采用De Scoete機理。模型網格劃分過程中對流變及反應集中區域進行網格加密，以提高計算精度，如圖2所示[18-19]。在3種不同的網格數量下開展了針對網格獨立性的驗證計算，其中網格1～3的網格數量依次為155萬、253萬與355萬，網格無關性的驗證結果如圖3所示。可知網格2為兼顧計算精度和效率的最優方案。

圖2 網格劃分Fig.2 Mesh generation

圖3 網格無關性驗證Fig.3 Mesh independence verification

2.2 數學模型工況

數值模擬工況設置見表3，總工況數設定為4個。工況1為基本工況，與試驗結果對比，驗證本文建立的數值模擬模型的可靠性，同時研究塔式鍋爐在額定負荷運行下的流場與溫度分布特性。工況2在工況1基礎上將水平煙道設置在爐膛前墻一方，其余一致，研究水平煙道出口位置對煙溫偏差的影響。工況3以豎直向上的煙道替換水平煙道，比較工況1和2以研究煙溫偏差受煙道內煙氣轉角的影響程度。工況4在工況3基礎上取消煙道上的受熱面，對比工況3以研究原受熱面區域的受熱面對煙溫偏差的影響。各工況煙道及受熱面結構如圖4所示。

圖4 各工況煙道及受熱面結構Fig.4 Structure of flue and heating surface on each conditions

表3 工況設置

3 結果及討論

3.1 數值模擬可靠性驗證

該塔式鍋爐在100%負荷下鍋爐出口煙氣O2、CO2、NO濃度以及煤粉燃盡率的計算值與試驗值(工況1)對比見表4，可知計算值與試驗值的相對誤差都在10%以內。

表4 試驗值和模擬值對比

本文進一步采用過熱器入口截面沿爐膛寬度方向的煙氣溫度計算值和管壁壁溫測量值的分布特性對比驗證了計算的煙氣溫度分布合理性，管壁溫度測量值由布置的過熱器各管壁溫度測點獲得。其中，Line-1位于過熱器入口距離前墻5.31 m的線段位置，Line-2位于過熱器入口距離后墻5.31 m的線段位置，Line-3位于Line-1與Line-2兩線的中間位置，Line-1、Line-2、Line-3三條線在圖1(a)中以“L1”、“L2”、“L3”標示，對比結果如圖5所示。可知測量的管壁溫度值與計算的煙氣溫度值沿爐膛寬度方向的分布特性一致；管壁壁溫測量值和煙氣溫度計算值表明，在過熱器入口處已呈現爐膛左側溫度高于右側的現象。

圖5 過熱器入口沿爐膛寬度方向的煙氣溫度計算值和管壁壁溫測量值分布特性對比Fig.5 Comparison of temperature variation trend ofgas and tube wall at the inlet of superheater

上述實際運行參數與計算值對比表明，本文建立的幾何模型與選用的計算模型能合理模擬該660 MW四角切圓燃燃燒塔式鍋爐的實際燃燒特性。

3.2 基本工況流動及煙溫偏差特性

工況1下爐膛各水平截面的速度場和溫度場如圖6所示。速度分布和溫度分布表明，在燃燒器區域不論是速度場還是溫度場都基本呈現對稱分布特點，此區域內參數的左右偏差相對較小。當爐膛內的煙氣從燃燒器區域進入到屏式受熱面區域后，煙氣在水平截面上的速度與溫度逐漸呈現出非對稱分布的特點，左右兩側可以看出明顯的偏差。煙氣在屏式受熱面區域速度的豎直分量呈現以下特點：高速朝上煙氣流動區域偏向左墻，而在右墻附近的大片區域朝下運動，形成局部的煙氣回流區。這表明在屏式受熱面區域的左半區單位時間內流經的煙氣量遠大于右半區，對左半區而言，更多的煙氣流經相同面積的受熱面，將會使該區域吸收更多的熱量，使受熱面和蒸汽溫度提高，同時高速高溫的煙氣在流通該區域后也能維持較高溫度；而對右半區，相對較少的煙氣則使得煙氣流經該區域的停留時間大大增加，煙氣帶入熱量較低且使得自身溫度快速降低，這會加劇右半區下游的煙溫更快降低。

圖6 工況1爐膛水平截面速度場和溫度場Fig.6 Velocity and temperature field of furnace horizontal section on case 1

屏式受熱面流速和溫度分布的不均勻特性會引起左右半區的過熱器與再熱器的汽溫偏差，從而導致鍋爐運行的安全性和經濟性降低。

塔式鍋爐以對流換熱和輻射換熱2種換熱方式作為屏式受熱面與煙氣的主要換熱方式，而內部蒸汽主要為對流換熱，當屏式受熱面區域的左右半區出現煙溫偏差時，將相應產生過熱器與再熱器的煙溫偏差。為考察煙氣溫度在屏式受熱面左右半區的煙溫偏差特性，本文定義了以下指標用以量化煙氣在屏式受熱面區域的煙溫偏差：

ΔVZ=VZmean,left-VZmean,right，

(1)

EVZ=VZmean,left/VZmean,right，

(2)

ΔM=Mmean,left-Mmean,right，

(3)

EM=Mmean,left/Mmean,right，

(4)

ΔT=Tmean,left-Tmean,right，

(5)

ET=Tmean,left/Tmean,right，

(6)

式中，ΔVZ為水平截面左右半區的豎直方向速度的絕對偏差；EVZ為豎直方向速度的相對偏差；ΔM為質量流率的絕對偏差；EM為質量流率的相對偏差；ΔT為煙溫的絕對偏差；ET為煙溫的相對偏差；VZmean,left和VZmean,right分別為水平截面上左半區和右半區豎直方向速度平均值，m/s；Mmean,left和Mmean,right分別為水平截面上左半區和右半區的質量流量平均值，kg/s；Tmean,left和Tmean,right分別為水平截面上左半區和右半區的溫度平均值，K。

如果煙溫絕對偏差指標ΔVZ、ΔM和ΔT均大于0，同時煙溫相對偏差指標EVZ、EM和ET均大于1，表明屏式受熱面區域水平截面左半區的豎直方向速度、質量流率和溫度平均值均高于右半區對應數值，流場向左半區偏斜，高溫區向左半區偏置，且差值越大，流場的偏斜和高溫區的偏置越大。而偏差指標反之，其流場和高溫區向偏向右半區。

過熱器入口到省煤器出口區域的煙溫偏差指標統計結果如圖7所示。可知工況1在該區域的煙溫絕對偏差指標ΔVz、ΔM和ΔT均大于0，煙溫相對偏差指標EVz、EM和ET均大于1，說明工況1該區域的流場和高溫區向偏向左半區。隨著煙氣在爐膛中高度的增加，豎直方向速度的絕對偏差不斷降低，相對偏差不斷增加；質量流量的絕對偏差與相對偏差不斷增加；煙溫絕對偏差先增加后減少。在過熱器的入口位置處(64～68 m)，煙溫偏差快速增加，水平截面的平均溫度則逐漸下降。在68 m高度位置左右半區煙溫偏差最大。在之后的區域內，由于煙氣不斷加熱受熱面內的蒸汽，整體平均溫度逐漸降低，溫度偏差逐漸降低。因此整個屏式受熱面區域中，煙氣流經過熱器入口的位置處氣體溫度偏高，屏式受熱面左右半區的煙溫偏差較大。工況2各偏差特性參數規律均與工況1相反，煙溫絕對偏差指標ΔVZ、ΔM和ΔT均小于0，煙溫相對偏差指標EVZ、EM和ET均小于1，工況2在該區域的流場和高溫區向偏向右半區。工況1與工況2偏差特性差異說明煙氣抽吸方向將顯著影響煙溫偏差的偏向，抽吸方向對煙溫偏差影響的機理需進一步深入分析。工況3與工況4煙氣保持豎直方向流動，煙氣通過受熱面區域時左右區偏差差異較小，工況3與工況4煙溫絕對偏差指標ΔVZ、ΔM和ΔT均接近0，煙溫相對偏差指標EVZ、EM和ET均接近1。其中不設置水平煙道和受熱面的工況4偏差程度最趨于左右區平衡。

圖7 屏式受熱面區域偏差特性隨高度變化規律Fig.7 Regional deviation with height of screen heating surface

3.3 流場與溫度場偏差形成機理

4種不同的煙道結構和屏式受熱面布置的工況下，煙氣的豎直方向速度分布和溫度分布如圖8、9所示。可知工況1在后墻頂部放置爐頂水平煙道，屏式受熱面區域的煙氣向左半區偏斜運動，使得左半區的煙氣流速和溫度均較高。工況2的水平煙道布置位置與工況1相反，在前墻頂部放置爐頂水平煙道，此時屏式受熱面區域的煙氣向右半區偏斜運動，使得右半區煙氣流速和溫度均較高。工況3以豎直向上的煙道替換水平煙道，其速度分布和溫度分布情況與前2個工況不同。整體呈現速度場和溫度場沿幾何中心對稱分布，總體來說高溫高流速區域位于爐膛中心位置，分布形狀從下到上由圓形過渡橢圓形再過渡到呈帶狀的對角分布。工況3左右半區的流場偏置與煙溫偏差均較小，雖然煙溫偏差問題較前2個工況明顯改善，但爐膛幾何中心處溫度仍偏高。工況4在工況3的基礎上取消煙道上的受熱面，直觀發現取消了水平煙道和屏式受熱面的煙道將不再出現速度場偏斜與煙溫偏差問題，左右半區的流場和溫度場不隨高度增加而出現偏斜問題。結合現場測得的測量數據與數值模擬的模擬結果進一步發現，由于工況1的SOFA風反切過度，使得煙氣在沿逆時針方向產生過大的旋轉強度，同樣使得屏式受熱面區域存在較大的煙溫偏差。

圖8 受熱面水平截面豎直方向速度分布Fig.8 Vertical velocity distribution of horizontal section of heating surface

圖9 受熱面水平截面溫度分布Fig.9 Temperature distribution in horizontal section of heating surface

煙氣在屏式受熱面區域內流場偏置和溫度偏差的形成與爐膛內煙道幾何結構和屏式受熱管布置情況緊密相關。下游引風機對爐膛內煙氣的抽吸作用方位通過煙道安裝方位確定，即煙道結構對流場和溫度場分布的影響可視為下游引風機對爐膛內煙氣抽吸作用的影響。

除了煙道結構能對煙氣流動產生影響，屏式受熱管屏對各屏之間煙氣流動也存在一定約束。比較工況3、4的流場分布可知，在屏式受熱管區域中，煙氣呈螺旋狀上升，在受熱管的深度方向煙氣流動較自由，但橫向流動受到限制，使得煙氣進入某一屏式受熱面后，在寬度方向速度分量迅速轉變為爐膛深度和高度方向的速度分量，煙氣也會轉向爐膛的高度和深度方向運動，使得在受熱面布置方向與煙氣旋流流向不一致區域的煙氣將持續向受熱面布置方向與煙氣旋流流向一致的區域轉移，且兩級屏式受熱面之間空腔區域煙氣橫向流動相對高度和深度方向的移動不明顯，這是屏式受熱面區域水平截面流速分布不均的重要原因。該趨勢將一直持續到煙氣完全離開所有的屏式受熱面區域后，即進入爐頂的空間。此時由于爐膛頂部阻擋作用，煙氣在豎直方向的速度急速降低，該區域煙氣將在壓差驅動下，一部分在引風機抽力作用下流向下游的水平煙道，另一部分沿寬度方向擴散，向由于屏式換熱器約束形成的低流速區域進行倒灌回流。

結合上述結論，對工況1出現的流場偏置與煙溫偏差現象進行分析。屏式受熱面區域在爐膛在深度方向截面上的速度和溫度分布如圖10、11所示。其中位于爐內與右墻距離2.61 m的位置為Y1截面，位于左右墻面正中間位置的為Y2截面，位于爐內距離左墻2.61 m位置的為Y3截面。

由圖10(a)可知，靠近爐膛的右墻區域為屏式受熱面的入口，煙氣流線向后墻區域存在明顯偏斜情況，根據前文分析，Y1截面的左邊區域是受熱面布置方向與煙氣旋流流向不一致的區域，故該區域煙氣在沖刷受熱面后，受到受熱面的約束作用，煙氣會向受熱面布置方向與煙氣旋流流向一致的區域轉移，即煙氣會轉向該截面的右邊區域流動，并在沖刷后墻后受到后墻和受熱面2個方位的同時約束轉而向上運動。隨著高度增加，Y1截面左側區域煙氣不斷向右側區域流出，加之引風機向右的抽吸作用加劇了這種作用，并在此形成低壓區，在受熱面約束下，該區域只能從沖刷爐頂后回流的煙氣中“補充”向右側流失的煙氣，故Y1截面屏式受熱面的上部區域會出現向下回流的現象。由圖10(c)可知，Y3截面上煙氣流線出現向前墻偏斜的情況同理，但與Y1截面不同的是，Y3截面上，由于引風機向右的抽吸作用在右側形成負壓區，煙氣受到牽引轉而向右流動，該截面上煙氣向左“流失”的現象有效緩解，流場分布相較Y1截面也較均勻，回流區非常小。由圖10(b)可知，Y2截面上煙氣流向偏轉不明顯的原因是該截面上煙氣流動方向與受熱面垂直，煙氣在沖刷受熱面后左右偏斜程度相互抵消，故整體向上流動，并在引風機作用下呈現整體向右偏轉的趨勢。

圖10 工況1屏式受熱面區域等Y值截面上速度分布Fig.10 Velocity distribution on Y equivalent section of screen heating surface on Case 1

屏式換熱面中回流區與低速區的高溫煙氣流通量非常低，如Y1截面在受熱面上的左中側區域、Y2截面在受熱面上的左上部區域與Y3截面水平煙道與后墻連接處附近的回流區，這些區域單位時間流經的高溫煙氣相對較少，吸熱量較低，蒸汽得不到充足加熱，同時這些區域的煙氣停留時間較長，進一步降低了該處煙氣溫度。由圖11直觀看到，上述回流區和低速區的煙氣溫度非常接近爐膛出口溫度，換熱量遠低于高速區域。同時發現煙氣高速流通區域由于停留時間短，煙氣保持在較高溫度，易出現管內蒸汽超溫超壓、爆管等安全問題。

圖11 工況1屏式受熱面區域等Y值截面上溫度分布Fig.11 Temperature distribution on Y equivalent section of screen heating surface on Case 1

對比發現屏式受熱面右半區域有大范圍回流區，而左半區域由于引風機向右抽吸作用，回流規模大幅減少，故左半區域的流動阻力低于右半區域，使屏式換熱面左半區域流速和流量都大于右半區域，進一步造成了煙氣溫度在屏式換熱面左右半區的差異。

屏式受熱面區域等X值截面上的速度和溫度分布如圖12、13所示。其中X1截面為位于爐內距離前墻2.61 m位置，X2截面為位于前后墻面正中間位置，X3截面為位于爐內距離后墻2.61 m位置。圖12中X1截面上，前墻附近的煙氣在屏式受熱面區域入口前向具有向右墻的速度分量，X3截面上，后墻附近煙氣具有向左墻的速度分量。屏式受熱管的分割與整流作用會在一定程度上影響煙氣在X值截面上的流動。圖12(a)、(b)中，煙氣流動基本與屏式受熱面保持平行，很少在相鄰兩級受熱面之間出現橫向流動。同時，靠近右墻區域有大量回流區域，其中回流煙氣來源于受熱面左半區或中部區域的煙氣在沖刷爐頂后的回流。圖12(c)中煙氣向上流動時，煙氣在相鄰兩級受熱面之間多為橫向流動，且整體流速較低，未形成明顯回流區。

圖12中的煙氣流動特征與前文煙氣在屏式受熱管區域中受到的約束分析一致。分析煙氣的溫度場時也能得出與前文一致的結論，即各X值截面上的溫度分布與流場分布具有相關性，圖13中，屏式受熱面右半區域的煙氣整體溫度比左半區域的煙氣整體溫度低，高溫區域向受熱面的左半區偏斜。

圖12 工況1屏式受熱面區域等X值截面上速度分布Fig.12 Velocity distribution on X equivalent section of screen heating surface on Case 1

圖13 工況1屏式受熱面區域等X值截面上溫度分布Fig.13 Temperature distribution on X equivalent section of screen heating surface on case 1

綜上，屏式受熱面區域的溫度偏差與流場的偏斜緊密相關，而流場的偏斜因素為旋轉上升煙氣同時受到了管屏的分割作用與引風機的抽吸作用，如圖14所示。首先，煙氣旋轉上升進入管屏后，煙氣流動將受到管屏約束，垂直于管屏布置方向的速度分量發生轉向，靠近左墻一側的煙氣向前墻方向流動，靠近右墻一側的煙氣向后墻方向流動。然后，在下游引風機的抽吸作用下，左墻附近的煙氣流動先向前墻傾斜，而后轉向后墻，在屏式受熱面區域分布較為居中；而右墻附近的煙氣先向后墻傾斜，后被引風機沿后墻抽走，流場偏斜嚴重，回流規模大。針對塔式切圓鍋爐煙溫偏差問題，采取以下措施：合理調整SOFA風偏置角、上下擺角，改變各SOFA噴口送風配比，降低進入屏區煙氣的初始偏差等。

圖14 屏式受熱面區域流場偏斜機理Fig.14 Mechanism of flow field deflection in screen heating surface

4 結 論

1)屏式受熱面區域存在明顯的煙氣流動偏斜和溫度偏差，左側區域速度和溫度明顯高于右側；隨高度增加，左右兩側的流動和煙溫偏差先增后減，標高68 m的三級過熱器入口附近煙溫偏差達最大。

2)引起煙氣流動和煙溫偏差的原因有2方面：一是在受熱面管屏分割約束的作用下，旋轉上升進入屏區的煙氣的垂直于管屏方向的速度分量被迫發生轉向，導致靠近左側區域煙氣主要向前墻流動，而右側區域煙氣主要向后墻流動。二是由于爐膛頂部煙氣出口不對稱布置在后墻，在引風機的抽吸作用下，左側區域的煙氣流動先向前墻傾斜，而后轉向后墻，在整個屏式受熱面區域分布較為居中；而右墻區域的煙氣先向后墻傾斜，后沿后墻區域被抽走；左右兩側不同的煙氣流動偏差導致溫度偏差。