1 000 MW超超臨界雙切圓燃煤鍋爐爐膛燃燒特性模擬

周亞明，王新宇，黃亞繼，高瑞斌，蔣欣軍，萬 旭，劉宇謙，劉曉東，戴維葆，陳國慶

(1.國家能源集團泰州發電有限公司，江蘇 泰州 253200；2.東南大學 能源熱轉換及其過程測控教育部重點實驗室，江蘇 南京 210096；3.國電科學技術研究院有限公司，江蘇 南京 210000)

0 引 言

當前，我國大型燃煤鍋爐主要分為對沖燃燒鍋爐和切圓燃燒鍋爐2類[1]。與對沖燃燒方式相比，切圓燃燒具有爐膛火焰充滿度好、有利于煤粉燃盡、NOx排放較低和燃燒調節更靈活等優點[2]。但傳統的四角切圓燃燒會導致爐膛出口煙氣殘留余旋的存在，引發煙氣流量和溫度不均，進而產生過熱器和再熱器的熱負荷偏差[3]。目前，部分大型燃煤鍋爐采用雙切圓燃燒方式。這種燃燒方式既保留了四角切圓燃燒方式的優點，又能很大程度減少爐膛出口熱偏差[4]。

高溫熱腐蝕是影響鍋爐安全運行的重要因素。含硫煤粉燃燒產生的硫化物和單質硫會腐蝕水冷壁，爐膛內部高溫缺氧環境會加劇水冷壁發生高溫熱腐蝕[5]。隨著環保要求日益嚴格，低NOx燃燒技術成為大型電廠的標配。但低氮改造的燃煤鍋爐由于燃燒區缺氧情況加劇，高溫熱腐蝕更加嚴重。水冷壁管道因腐蝕減薄到一定程度可能導致“爆管”事故，嚴重影響電廠經濟效益和人員設備安全。故爐膛運行過程中的高溫熱腐蝕需重點關注。

考慮到實際爐膛燃燒過程設計復雜的理化過程，采用試驗方式成本比較高，且當前技術無法準確測量爐膛的內部參數，采用數值計算的方法來模擬研究鍋爐爐膛內部的燃燒過程已經成為一種成熟有效的研究方法[6-8]。孟濤等[9]采用渦流耗散模型研究了某四角切圓鍋爐過量空氣系數以及配風方式對污泥摻混燃燒及NOx生成的影響，認為二次風的配風采用束腰配風方式既可以保證燃燒效率，也可以減少NOx的生成。MODLINSKI[10]采用數值模擬方法比較了新型RI-JET2旋流燃燒器和傳統旋流燃燒器的工作效果，結果表明，新型燃燒器有快速點火的優勢，可以減少爐膛高溫腐蝕。RYNO和PIETER[11]研究了某620 MW旋流對沖鍋爐，發現相鄰旋流火焰之間有一定影響，且增加旋流強度可以減少爐膛出口未燃盡碳。蔣曉鋒[12]對某1 000 MW雙切圓鍋爐低氮同軸燃燒系統進行了數值模擬，分析了偏置風和分離式燃盡風擺角對爐膛燃燒的影響，但針對雙切圓鍋爐的腐蝕情況研究不透徹。當前眾多學者對四角切圓鍋爐和前后墻對沖鍋爐的數值模擬研究較多，但針對雙切圓鍋爐的研究報道還不夠深入。

筆者基于Fluent軟件，采用數值模擬方法針對某1 000 MW超臨界雙切圓燃煤鍋爐進行研究，對爐膛的氣體流動、煤粉燃燒和傳熱傳質過程進行模擬。分析了爐膛內部的速度場、溫度場、氣體組分場分布，結合實測數據，研究該爐膛燃燒情況和高溫熱腐蝕分布，并分析了水平煙道的速度偏差、溫度偏差和側墻水冷壁的高溫腐蝕，以模擬結果指導電廠運行，使鍋爐運行更加經濟、安全、環保。

1 鍋爐結構

對象鍋爐為超超臨界變壓運行直流鍋爐，采用П型布置、單爐膛、一次中間再熱、MPM低NOx燃燒器、反向雙切圓燃燒方式，爐膛為內螺紋管垂直上升膜式水冷壁，循環泵啟動系統；調溫方式除煤/水比外，還采用煙氣分配擋板、燃燒器擺動、噴水等方式。鍋爐采用平衡通風、露天布置、固態排渣、全鋼構架、全懸吊結構。

該機組鍋爐爐膛為長方形結構，燃燒器采用前后墻布置，每層布置8只燃燒器，前后墻各布置4只燃燒器，按照爐膛尺寸選取的燃燒器出口射流中心線和前后墻水冷壁中心線的夾角分別為63°和53°，燃燒器平面布置如圖1所示，鍋爐最大連續蒸發量(BMCR)工況下4層燃燒器全開。2、3、5、8號噴口附近溫度較高，稱為熱角，1、4、6、7號噴口附近溫度較低，稱為冷角。燃燒結構如圖2所示。主燃燒器上方設置分離燃盡風(SOFA風)。采用燃燒器分組拉開式布置及合理配風形式，可控制NOx排放量。選取距離水冷壁0.03 m的截面為近壁面區域，研究水冷壁附近氣體氛圍。

圖1 燃燒器平面布置

圖2 燃燒器結構

2 幾何建模與網格劃分

采用ICEM軟件對爐膛結構進行簡化幾何建模和網格的劃分，選取爐膛冷灰斗至爐膛水平煙道出口之間的區域作為計算域。為防止爐膛出口可能出現的回流情況干擾模擬結果，將爐膛出口處改造為錐形縮口，考慮爐膛內部煙氣狀態和網格劃分的便捷，將爐膛分為4個區域：爐膛上部區域、燃燒區、燃燒器出口和冷灰斗區域。為保證網格質量，提高計算精度和效率，整個爐膛使用結構化網格，不同區域用interface連接。由于燃燒區是煤粉注入、燃燒和燃盡的主要位置，速度場、溫度場和各氣體組分的濃度場非常復雜，所以加密此處網格。燃燒器區域采用Y-Block網格適應其三角形的水平截面結構，燃燒器區域局部網格如圖3所示。由于氣流在燃燒區與前后墻呈一定角度注入爐膛，并形成2個橢圓，為減少偽擴散現象以保證該區域模擬精度，需沿著氣流流動方向劃分網格。經網格獨立性分析后，最終確定網格數目為396萬。燃燒區爐網格俯視圖如圖4所示，爐膛整體網格如圖5所示。

圖3 燃燒器區域局部網格

圖4 燃燒區網格俯視圖

圖5 爐膛整體網格

3 模型及邊界條件設置

考慮到雙切圓鍋爐的煙氣是帶旋流的完全湍流狀態，因此選用Realizablek-epsilon雙方程模型模擬湍流流動[13]；煤粉顆?？傮w積遠小于爐膛容積，故煤粉輸入采用離散相模型(DPM)；煤粉顆粒在爐膛隨氣流的運動軌跡則選擇拉格朗日隨機軌道模型描述；考慮煤的熱解過程溫度跨度較大，選用雙平行競爭反應模型模擬；焦炭燃燒過程選取動力-擴散模型進行描述[14]；氣相湍流燃燒選用混合分數-概率密度函數(PDF)模擬[15]；由于爐膛內部光學深度較大，輻射換熱過程采用P1模型進行計算；保證收斂速度和結果足夠準確，采用Fluent軟件的simple算法求解模型方程。由于爐膛NOx生成量中NO占比最高，且快速型NO產量很小，所以本文NOx模擬僅考慮熱力型NO和燃料型NO的生成[16-17]。

煤粉顆粒直徑滿足Rosin-Rammler分布，最大顆粒直徑為130 μm，最小顆粒直徑為2 μm，平均顆粒直徑為35 μm，均勻性系數為3.6。鍋爐燃用煤的工業分析和元素分析見表1。各一二次風入口邊界設置為質量流量入口，質量流量及風溫根據鍋爐實際運行參數條件見表2。爐膛水冷壁面和屏式受熱器設置為定溫壁面。爐膛水平煙道出口邊界條件設置為壓力出口，壓力設置為-150 Pa。離散相邊界條件見表3。

表1 鍋爐燃用煤的工業分析和元素分析

表2 爐膛重要邊界條件參數

表3 離散相邊界條件設置

4 結果分析與討論

4.1 速度場

各層燃燒器速度矢量場如圖6所示。速度分布總體上左右對稱，煙氣形成了2個橢圓。左側煙氣順時針流動，右側煙氣逆時針流動。兩切圓之間的區域速度矢量較小，說明兩切圓物質交換較少，相對獨立。橢圓長軸和熱角形成的對角線基本重合。冷角附近存在回流區卷吸熱空氣。以上描述均符合雙切圓鍋爐流場的一般規律。值得注意的是，各個燃燒器射流存在不同程度的偏斜，氣流偏斜的主要原因是鄰角氣流的撞擊。射流自燃燒器噴口射出后，受到上游鄰角氣流的撞擊而偏斜。由于冷角距離上游鄰角較近，故冷角出口射流偏斜較大，甚至偏斜到接近下游熱角出口的位置，其中5號和8號燃燒器上游有明顯的氣流刷墻現象，這一特性很大程度上影響了溫度場和氣體組分分布。此外，射流偏斜還受射流兩側“補氣”條件的影響。爐膛中心氣體較水冷壁附近區域氣體充足，也會使各個射流偏向水冷壁。由于較下層燃燒器平面5號和8號燃燒器的上游氣流刷墻嚴重，氣流向上流動后改善了較上層燃燒器貼墻側的補氣條件。所以各層燃燒器平面的速度場相互之間存在不同，比較圖6可知，隨著高度升高，各水平截面射流偏斜得到一定減弱，氣流刷墻現象逐漸緩解。建議通過調整一次風入射角度、減少切圓半徑的方法改善熱角上游煙氣刷墻的現象。

圖6 燃燒器平面速度矢量場

4.2 溫度場

各層燃燒器溫度場如圖7所示。溫度云圖呈對稱的橢圓環分布，由于滿負荷狀態的爐膛點火迅速，火焰充滿度好，最高溫度超過2 000 K，溫度較低的射流進入爐膛后迅速升溫，故溫度云圖中藍色區域分布極少。高溫區出現在橢圓外側，切圓中心溫度較低。爐膛中部為兩高溫橢圓環相切的位置，隨著高度升高，高溫區域明顯增大，同時切圓中心低溫區逐漸縮小。熱角附近溫度較高，點火距離短，冷角附近溫度較低，點火距離長。以上描述均符合雙切圓鍋爐特性。冷角和熱角附近溫度特性差別主要原因為：冷角附近有回流區卷吸溫度較低的氣體，故點火距離較長；熱角上游的射流偏斜較大，直接沖向熱角噴口出口加熱一次風，故點火距離短。

爐膛沿高度方向平均溫度曲線如圖8所示。其中紅點由下到上分別為4層燃燒器、最下層和最上層SOFA風平面。爐膛下部平均溫度隨高度升高而升高，在3、4層燃燒器附近區域平緩，第4層燃燒器達到峰值，約為1 860 K。在SOFA風高度煙氣溫度先大幅下降，又有所回升，最后逐漸下降。這是由于煤粉進入爐膛劇烈燃燒，但缺氧使燃燒不完全，導致上層燃燒器燃燒放熱不充分。由于SOFA風風量較大，進入爐膛會立刻降低局部溫度水平，但攜帶的氧氣也會使煤粉充分燃燒放熱，煙氣溫度逐漸上升。隨后煤粉燃盡后，煙氣向壁面放熱，溫度逐漸降低。折焰角上方水平煙道平均溫度1 264.7 K，和實際測量值1 300 K接近，誤差小于5%，說明模擬結果有足夠的精度。

圖8 爐膛沿高度方向平均溫度曲線

4.3 O2/CO體積分數場

各層燃燒器平面O2和CO體積分數分布如圖9所示。氣流的O2濃度離開噴口時迅速下降，說明爐膛點火迅速。低氧區分布在切圓中心和冷角出口。O2和CO分布互補，說明煤粉燃燒不完全。熱角射出氣流中O2貼墻明顯，能較好覆蓋前后墻，前后墻CO體積分數均較低，而冷角氣流中對側墻保護很差，側墻靠近后墻的位置CO體積分數在一個很高的水平。

圖9 燃燒器平面O2和CO體積分數分布

爐膛沿高度方向平均O2和CO體積分數曲線如圖10所示，其中紅點含義與圖8相同?？芍紵齾^缺氧燃燒特征明顯，燃燒器平面O2體積分數較低，均小于0.02，而CO體積分數較大，接近0.09。因為一次風和二次風交錯布置，O2和CO體積分數都有明顯波動，總體上各層燃燒器平面O2體積分數隨高度逐漸降低。整個燃燒區都處于缺氧氛圍中，有利于減少NOx的產生，但也增加了燃燒區水冷壁發生高溫腐蝕的可能。SOFA風對截面平均O2體積分數提升明顯，但隨著煤粉和CO燃盡，O2體積分數逐漸下降。爐膛出口氧量為2.86%，與實際測量值3%接近，誤差小于5%，說明模擬結果具備足夠的精度。

圖10 爐膛沿高度方向平均O2和CO體積分數

4.4 NO分布

1層燃燒器平面NO分布如圖11所示。可知NO低濃度區域清晰可見，分布在爐膛出口和切圓外環等低氧區域。根據De Soete理論，煤粉含氮的揮發分受熱分解產生HCN、NH3等氣體會被氧化為燃料型NO，但這一過程在爐膛還原性氛圍下被抑制，且已經生成的NO還會被還原成氮氣。

圖11 1層燃燒器平面NO體積分數分布

爐膛沿高度方向截面平均NO質量濃度如圖12所示(6%O2)，其中紅點含義與圖8相同。可知曲線在燃燒區有波動，燃燒器平面由于缺氧，NO質量濃度一般低于相鄰截面。在SOFA風區域，NO質量濃度先下降，后有回升，最后緩慢下降。這是由于燃盡風的注入，噴口附近NO被稀釋，但煤粉富氧燃燒同樣產生NO。煤粉燃盡后煙氣溫度下降，熱力型NO產量減少，總體NO質量濃度下降。爐膛出口折算NO質量濃度為287 mg/Nm3，高于實際測量值200 mg/Nm3，主要原因是模型簡化了MPM燃燒器結構，沒有完全發揮該燃燒器降低NOx的作用。

圖12 爐膛沿高度方向平均NO質量濃度

4.5 水平煙道溫度、速度分布

上層SOFA平面速度矢量圖和溫度場分布如圖13所示。由于本鍋爐采用雙切圓燃燒方式，爐膛出口速度偏差和熱偏差較傳統四角切圓燃燒的鍋爐有較大改善。但根據圖13，由于最上層分離式燃盡風平面距離爐膛出較近，煙氣仍存在較大速度偏差和溫度偏差，會在水平煙道產生殘留余旋，引起過熱器和再熱器熱負荷偏差，導致局部管路超溫甚至爆管。煙氣在折焰角上方區域的水平煙道中心沿爐膛寬度方向的速度和溫度分布如圖14所示?？芍俣群蜏囟妊貙挾绕畈淮?，基本呈“M”型對稱分布，最大值都出現在12和22 m左右處，最小值出現在17 m左右處。速度和溫度最值出現相同位置，會導致過熱器和再熱器熱負荷偏差過大。鍋爐改造時既可采用增大偏差管流量或減少受熱管路長度的方法，預防偏差管超溫，也可使用反切風技術，消除殘留余旋。

圖13 上層SOFA平面速度矢量圖和溫度場分布

圖14 水平煙道沿爐膛寬度方向的速度和溫度分布

4.6 近壁面CO分布

近壁面CO體積分數云圖如圖15所示?？芍狢O體積分數分布非常不均勻，沿爐膛中軸線基本對稱分布，高CO區域從最下層燃燒器高度開始到折焰角結束，說明煤粉燃燒遍布折焰角下部分區域。高CO區域主要分布在燃燒區的側墻靠后墻側和前墻3、4號燃燒器之間的區域，即各熱角上游區域。這些區域局部CO體積分數可超過0.1。CO體積分數分布不均勻，是由冷角和熱角氣流特性差異導致的，前文速度場、氣體組分場的分析已有提及。燃燒區高溫缺氧高CO環境極易發生高溫熱腐蝕，應在熱角上游采取必要措施預防腐蝕發生。既可以通過改變一次風入射角度方法，減少切圓半徑以防止煙氣刷墻，也可以根據實際腐蝕情況，在水冷壁加裝貼壁風裝置。

圖15 水冷壁CO體積分數分布

5 結 論

1)模擬結果符合雙切圓鍋爐燃燒特性，速度場、溫度場、O2/CO體積分數分布都呈明顯的2個橢圓環分布，冷角、熱角附近氣體特性差異顯著。沿高度方向各參數也很好地反映了低氮燃燒方式的特點。出口煙溫和氧量等重要參數都與鍋爐實際運行結果接近，說明數值模擬的準確性，模擬結果對指導電廠運行和設備改造有重要意義。

2)爐膛出口煙道速度偏差和溫度偏差較傳統四角切圓鍋爐有了較大改善，但水平煙道仍存在煙氣速度偏差和溫度偏差，煙氣速度和溫度沿爐膛寬度都呈“M”型分布，在寬度12和22 m處速度和溫度都達到極大值，將導致附近對流換熱器的熱負荷過大。建議在鍋爐改造時可采用增大偏差管流量或減少受熱管路長度的方法預防偏差管超溫，也可使用反切風技術，消除殘留余旋。

3)模擬結果表明，爐膛燃燒區部分存在煙氣偏斜的現象，側墻后側有嚴重的煙氣刷墻現象。熱角射出氣流的O2能較好覆蓋前后墻，但冷角射出氣流對側墻靠后墻部分保護很差。以上原因導致各個熱角上游區域的CO體積分數非常高，局部超過0.1，發生較嚴重的高溫腐蝕。建議通過改變一次風入射角度，減少切圓半徑以防止煙氣刷墻，也可以根據實際腐蝕情況，在水冷壁加裝貼壁風裝置，以保護水冷壁。