600 MW超臨界對沖燃燒鍋爐主蒸汽溫度偏差模擬與試驗研究

唐 文，丁皓軒，黃 鑒，寧新宇，柳 順，江 龍，向 軍*

（1.中電華創（蘇州）電力技術研究有限公司，江蘇 蘇州 215000；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

根據國家統計局在2021年工業生產提供的數據，指出了我國的火力發電量仍然占總發電量的71.13%［1］，能源結構將長期以火力發電為主?；鹆Πl電技術的提高將會有效保障工業生產、居民生活、環境保護、產業升級等社會各方面的發展。受到運行成本、電價改革和環境保護政策等因素的影響，燃煤火力發電廠會根據自身的發展狀況調整煤種的使用。發電機組及其配套裝置如果未能及時進行調整，以適應不穩定煤種變化將會導致殘渣的碳含量增加、爐膛與換熱器壁面結焦、燃燒不均勻和風管堵塞等問題［2］。這些不利因素都將直接作用于爐膛的燃燒，進而產生鍋爐的主汽溫偏差的問題。蒸汽溫度偏差過大，直接導致汽輪機內部產生較大的熱應力，使汽缸變形，危及機組安全，并將導致減溫水大量投入［3］和局部超溫爆管［4］等問題，嚴重時會引起機組非計劃停運，影響電網的安全生產［5-6］。

聶鑫等［7］對1 000 MW 超超臨界鍋爐水冷壁出現的較大汽溫偏差進行了實驗研究，發現升負荷速率和局部熱負荷過大會造成較大汽溫偏差。李學顏等［8］的研究表明一次風管中煤粉分配偏差所引起的汽溫偏差是水冷壁超溫的主要原因，而磨煤機啟動過程也會由于給煤機的虛假煤量信號使煤水比失調，加劇煤粉分配偏差，引起更大的汽溫偏差及震蕩。李虎［9］發現煤質的改變、粉管系統阻力特性和爐膛負壓擾動會使某臺磨煤機的一次風粉流的狀態產生較大變化，從而造成燃燒偏差產生汽溫偏差。陳瑞龍［10］發現燃燒器對沖布置，同層燃燒器各一次風粉管分布不均勻會使對沖射流動量不相等，氣流就可能偏向動量小的一側，使爐內火焰的充滿度變差，爐內熱負荷沿爐膛寬度和高度分布的均勻性較差造成汽溫偏差。

以某電廠的600 MW 鍋爐為對象，重點研究該型鍋爐在低氮改造后，兩側主蒸汽出口溫度存在偏差較大的運行問題。主要體現在75%BRL負荷下，兩側主蒸汽溫度平均偏差約20 ℃（A 側汽溫高于B 側），嚴重時可達50 ℃～70 ℃。本文研究通過調整燃燒組織、風量和粉量分配、磨組合和負荷變化的變化針對在75%BRL 負荷時主蒸汽溫度偏差的影響，把實際工況條件與模擬數值相互結合的方法作為該鍋爐機組主蒸汽溫度偏差解決方案的指導依據，實現機組穩定、安全運行。

1 研究對象

某火力電廠鍋爐為600 MW 超臨界直流鍋爐，鍋爐經過改造后采用單爐膛、平衡通風、固態排渣、π 型布置。燃燒器采用前、后墻對沖布置，前墻由低到高布置了C、D、E 3 層燃燒器，后墻由低到高布置了A、B、F 3 層燃燒器，3 層燃燒器平面的標高由低到高分別為21.18 m、26.19 m 和31.20 m，每層5 只燃燒器，燃燒器布置在分層風箱內，燃盡風噴口平面標高為34.71 m，鍋爐的幾何模型見圖1。鍋爐燃燒采用配煤摻燒的方式，設計煤種與摻燒煤種煤質分析見表1，不同磨組的配煤摻燒方案見表2。

圖1 鍋爐幾何模型及燃燒器平面的標高Fig.1 Boiler geometric model and elevation of burner plane

表1 設計煤種與摻燒煤種煤質分析Table 1 Coal quality analysis of designed and blended coal

表2 不同磨的配煤摻燒方案Table 2 Coal blending and burning schemes of different mills

2 研究方法

2.1 幾何建模與網格劃分

利用基于Gambit軟件平臺針對600 MW超臨界直流鍋爐的外形設計進行1∶1 建模，該鍋爐爐膛斷面尺寸為22.19 m 寬、15.63 m 深，水平煙道深度為5.32 m，鍋爐高度為58.55 m。由于鍋爐系統結構復雜，在保證計算準確度的前提下對燃燒器的結構進行了簡化，保留了各風道的形狀，省略了其中的導流葉片和其他機械結構，并且用矩形平面代替了爐內換熱器的吸熱面。針對鍋爐實際幾何結構建模之后，采用分區網格的劃分方法對鍋爐進行了網格劃分，并在燃燒反應劇烈的燃燒器區域對網格進行了加密處理，同時為了加快計算收斂的速度對網格線的走向也做了調整，盡量保證從燃燒器噴出的氣流會沿著網格線的方向發展，減少了偽擴散效應［11-14］，劃分好的網格如圖2所示。

圖2 鍋爐整體與燃燒器區域的網格劃分Fig.2 Meshing of whole boiler and burner area

2.2 網格無關性驗證與反應動力學參數

網格的數量提升能有效地提高模型計算的準確性，但是網格數量過多會消耗服務器的計算資源，因此在顧及模型計算精度的同時也要充分考慮到算力成本，原理就是計算精度能夠保證的前提下盡量減少網格的數量，所以進行網格無關性的驗證就能保證成本與精度兼顧，科學地劃定網格數量。基于高性能計算公共服務平臺對模型展開網格的無關性驗證，網格數量與爐膛出口煙氣溫度和氧量的關系如表3所述。本次網格劃分數量接近200 萬個，所劃分的網格均為結構化網格，網格質量良好且可以很好地滿足計算要求。設定的模型反應動力學參數：指數前因子為0.002、極限速率活化能為7.9×107。

表3 模型的驗證Table 3 Model test verification

2.3 數學模型與邊界條件

本文模型選用及邊界條件設置方法基于前期模擬研究基礎，采用旋流流動精度較高的自帶旋流修正項Realizable k-ε湍流模型模擬湍流流動；選用的輻射換熱模型為P1模型計算爐內輻射換熱；選取隨機顆粒軌道模型計算煤粉粒子的運動軌跡。爐膛內揮發分的均相燃燒過程為非預混擴散燃燒，通過混合分數/概率密度函數（PDF）模型引入混合分數f及其脈動值g來模擬化學反應過程各化學組分濃度的分布及湍流對燃燒的影響。揮發分的燃燒選取雙方程競爭模型，焦炭的燃燒選用動力學/擴散控制速率模型［15-18］。

本文模型的一次風為直流風、二次風為旋流風；同時一次風口設置為速度入口、二次風口設置為旋流風。二次風口入口邊界條件較為復雜，因此在柱坐標系下增設置質量流量入口。爐膛出口則設置為-120 Pa 的壓力出口邊界。爐內各壁面設置為無滑移的溫度邊界條件，其中水冷壁的輻射率根據爐膛內部水冷壁的沾污情況設置；在豎直方向上設置重力項。煤粉顆粒按照Rosin-Rammler 公式［19-20］分布粒徑，煤粉顆粒粒徑為10 μm ～250 μm，平均粒徑為50 μm，經計算煤粉顆粒的分布指數為1.1。表4和表5的煤粉量和一次風口的風速是根據現場測試結果的偏差值來對應設置，各粉管的偏差值計算基準是5 個粉管粉量的平均值，各風速的偏差值計算的基準是5 個粉管風速的平均值。表中的1 號至5號粉管編號規則是靠近鍋爐水冷壁左墻的為1號粉管，從左到右序號依次增大。

表4 不同磨煤機對應燃燒器粉管粉量偏差Table 4 Powder quantity deviation of burner powder pipe corresponding to different coal mills

表5 各磨煤機粉管熱態一次風風速偏差Table 5 Deviation of hot primary air speed of pulverized coal pipe of each pulverizer

3 結果討論與分析

3.1 一次風管煤粉量與風量對汽溫偏差的影響

根據現場燃燒器粉管粉量偏差（如表4）和各磨煤機粉管熱態一次風風速偏差（如表5）數據顯示，鍋爐內部的煤粉量和一次風速的分配都有明顯差異，總體上呈現左側區域大，右側區域小的問題。為了對比煤粉量與一次風量偏差帶來的影響，用上述構建的模型模擬了各粉管中一次風與煤粉量調整前的實際偏差以及調整后的無偏差兩種工況，對比模擬結果見圖3。在風量與煤粉量存在偏差時，一層、二層燃燒器工況的流場組織較差、煤粉速度流場較紊亂；同時溫度場分布不均，高溫區域分布較廣。將流速場與溫度場結合來看，在水冷壁周圍會出現噴射火焰的沖刷現象，這可能是風速偏差量過高導致風口流速變化大的一側氣流剛性更強，直接干擾對面風口的氣流流動，擾動的火焰可能會無規律地沖刷壁面，這都直接導致鍋爐左右區域的熱負荷分布不均。調整后的流場與溫度場分布圖可以看出整體更加穩定，燃燒組織良好，火焰沖刷水冷壁的情況減弱，鍋爐左右兩側燃燒偏差的情況得到了顯著改善。這可以說明各粉管中的一次風速和煤粉量的偏差對鍋爐偏燒有重要影響，實際運行過程中建議調平粉管風量和煤粉量偏差。

圖3 一次風與煤粉量調整前后爐內燃燒工況Fig.3 Combustion conditions in the boiler before and after primary air and pulverized coal volume adjustment

爐膛中的煤粉在經歷不充分燃燒的時候會產生CO，同一個層面的CO 濃度差異可以直觀地反映燃燒情況。因此，如圖4 所示通過模型的數值模擬得到標高24 m、27 m、30 m 和33 m 平面內的CO 濃度（體積分數）分布情況，可以很明顯觀察到一個平面上的CO濃度分布是相對不均勻的，同時擁有燃燒器的平面的CO濃度明顯比燃盡風噴口平面的要多，總體呈現鍋爐左側區域CO含量大于右側，在靠近鍋爐左右墻水冷壁的區域尤為明顯。結合現場一次粉管粉量偏差測試數據來看，由于左側的煤粉偏差量明顯多于右側，區域內的煤粉濃度提升會顯著影響鍋爐燃燒狀況，因此會發生部分區域CO的濃度過高以及燃燒偏差問題的突顯。

圖4 標高24 m～33 m平面CO濃度分布Fig.4 CO concentration distribution at elevation 24 m-33 m

鍋爐四周布置了由上部垂直管圈（標高46.66 m～65.55 m）和下部的螺旋管圈（標高8.00 m～46.66 m）組成的螺旋管圈水冷壁，通過這種布置方案可以在一定程度上消除鍋爐周圍熱負荷偏移對汽溫的影響，因此可以重點探討垂直管圈區域水冷壁壁面的熱流分布，以此來反映一次風與煤粉量偏差對熱負荷的影響。圖5展示了一次粉管風量與粉量調平前后垂直管圈區域水冷壁壁面的熱流分布情況，調平前鍋爐左墻和前墻的熱流密度明顯大于右墻與后墻，這直接導致靠近左墻的A 側主蒸汽吸熱比靠近右墻的B 側高，使屏式過熱器入口A 側主汽溫溫度高于B 側，這與現場DCS 溫度測點數據一致。調平后結果顯示，左墻、前墻、后墻的熱流密度得到了顯著改善，整體的熱流分布更加均勻，水冷壁四周的熱流分布偏差減小，將有效降低主蒸汽溫度偏差。

圖5 調整前后垂直管圈區域水冷壁壁面的熱流分布Fig.5 Adjusting the heat flow distribution of the water-cooled wall in the front and rear vertical pipe coil area

根據fluent軟件模擬，通過調整一次風量與粉量改變各壁面的平均熱流（如表6），可以很清楚分析出各壁面的熱流情況。在調整前，左墻與前墻的平均熱流接近，分別為：-63 964.97 W/m2、-65 501.98 W/m2，右墻平均熱流為-42 363.42 W/m2，左墻平均熱流是右墻的1.51倍。經過調整后，左墻熱流最大為-56 346.48 W/m2，右墻為-47 752.30 W/m2，左墻平均熱流是右墻的1.18倍。這表明一次空氣流和粉量流之間的差異與水冷壁中的熱流分布不均之間有密切的關系。所研究的電廠鍋爐實際上是在爐子左側的煤粉量明顯高于右側的情況下運行的，而且整體的一次風速往往在A 側較高，在B 側較低，導致垂直管圈區域左側的熱流明顯高于右側。

表6 調整前后垂直管圈區域水冷壁的平均熱流Table 6 Adjusting the average heat flow of the water wall in the front and rear vertical pipe coil area

3.2 二次風量的分配對汽溫偏差的影響

根據3.1節的研究結果，一次風和煤粉量偏差會對爐膛左右側的水冷壁產生較大的影響而對前后水冷壁影響很弱，但是該機組在實際運行時的火孔溫度分布（如圖6）會出現后墻水冷壁區域溫度比前墻水冷壁區域溫度高150 ℃～200 ℃的異?，F象。由于只有DCS系統二次風總量無法確定單個燃燒器具體二次風量，在對一次風和煤粉量偏差研究時沒有考慮二次風量的偏差，所以二次風量的偏差可能引起后墻水冷壁區域溫度比前墻水冷壁區域溫度高的原因。

圖6 標高22 m～33 m平面前后墻看火孔溫度分布Fig.6 Temperature distribution of fire hole on the front and rear walls of the plane with an elevation of 22 m-33 m

在控制總二次風量不變與同層的5個燃燒器二次風量相等的條件下，通過同時等量增加和減少的前墻燃燒器與后墻燃燒器的二次風量創造對照組來研究爐膛內部的熱負荷分布。圖7 分別展示了無偏差、偏差5%和偏差10%3 個工況的鍋爐寬度方向中心截面溫度分布與速度分布的模擬結果，結果表明，隨著前墻二次風量的提高，主燃燒區域頂端火焰向后墻偏移的趨勢，當風量偏差為5%時，上升的煙氣受到前后流體不對稱風量吹動干擾煙氣會對后墻壁輕微沖刷；當風量偏差為10%時會產生明顯的高溫煙氣沖刷后墻水冷壁的情況，所以二次風量的偏差過大會直接導致后側壁面的熱負荷過高，進而導致汽溫偏差過大。

圖7 二次風量分配對鍋爐燃燒工況的影響Fig.7 Influence of secondary air volume distribution on boiler combustion conditions

圖7的結果只是從定性的角度去探討二次風量偏差對水冷壁溫度的影響，通過研究前后墻溫差量化研究二次風量偏差的影響，圖8 給出了數值模擬中標高22 m、27 m、30 m 和33 m 平面在有二次風量偏差時前后墻附近區域對應點的溫度差值（后墻溫度-前墻溫度），每層平面前后墻壁面上各取10個位置點，其中的橫坐標值是各位置點距離左墻的距離。隨著二次風偏差的增大，后墻的輻射換熱進一步增強，后墻與前墻對應點的溫度差值也在增大。偏差為5%時，后墻中線不同高度位置的溫度差明顯在100 ℃以上；當偏差到達10%時，基本上后墻各平臺的大部分位置溫度都比前墻的溫度要高，尤其是靠近右側壁面的溫度上升較快，每一層平臺溫度差的波動都比偏差為5%時有顯著減小，整體上后墻的輻射換熱進一步增強會加劇汽溫差距，這和圖6 的試驗測量結果一致，這說明二次風量偏差是引起前后墻水冷壁區域溫度偏差的原因。

圖8 模擬計算中二次風量偏差時前后墻對應位置點的溫度差Fig.8 Temperature difference of the corresponding position of the front and rear walls in the simulation calculation of secondary air volume deviation

為了定量描述二次風偏差對熱負荷的影響，進一步分析了垂直管圈區域水冷壁壁面的熱流分布特性，結果見表7。隨著前墻燃燒器的二次風量提高，后墻垂直管圈的平均熱流逐漸增大，而前墻、左墻與右墻的平均熱流呈現下降趨勢；后墻平均熱流從前墻的0.87倍增加至1.15 倍，意味著后墻與前墻的平均熱流偏差加大，這與火焰中心向后墻偏向有關；左墻和右墻的熱流偏差依舊存在，同時偏差程度也有增加，這可以推斷是二次風的擾動加強了燃燒火焰對左右墻面的沖刷，因此燃燒器的二次風分配不勻也會使水冷壁整體的吸熱不均進而導致主汽溫出現偏差。

表7 二次風量偏差下垂直管圈區域水冷壁的平均熱流Table 7 Average heat flow of water wall in vertical coil area under secondary air volume deviation

3.3 現場試驗數據分析

根據現場的鍋爐前墻水冷壁垂直段出口30 個壁溫測點監測數據，圖9所示在數據時段為20 h、機組負荷在300 MW～600 MW，前墻水冷壁壁溫分布差異較大，A側壁溫較大幅度高于B側，這與數值模擬中A側熱負荷高于B側的結果相符。

圖9 前墻垂直水冷壁溫度分布Fig.9 Temperature distribution of vertical water wall in front wall

如表8所示鍋爐的磨組合系統也會對熱負荷有影響，具體是B、C、D磨對主汽溫偏差有較明顯影響。粉量偏差試驗結果表明，與B、C、D磨相連的燃燒器的煤粉量分布偏差程度更大，相應的對燃燒偏差的影響也更大，所以消除B、C、D磨的煤粉量分布偏差可以有效減少磨煤機對主汽溫偏差的影響。

表8 燃燒系統切磨試驗對主汽溫偏差的影響Table 8 Influence of grinding test on main steam temperature deviation in combustion system

4 結語

1）通過實際測量得到鍋爐各燃燒器的一次風量與煤粉量分布，發現鍋爐左側區域煤粉量顯著多于右側，且一次風速整體呈現鍋爐左側側墻區域大，右側小的趨勢。在此基礎上進行了數值模擬，結果表明爐內燃燒工況組織較差，鍋爐熱負荷分布不均。在垂直管圈，左墻平均熱流是右墻的1.51 倍。調平一次風和煤粉量后，左墻平均熱流是右墻的1.18 倍。這說明消除各燃燒器一次風與粉量的偏差能顯著降低垂直管圈區域水冷壁左右墻的熱流偏差，進而減小A、B兩側的主蒸汽溫度差。

2）燃燒器的二次風分配不勻會導致該鍋爐后墻水冷壁溫度比前墻高，表現為主燃燒區域頂端火焰向后墻偏移，隨著前墻燃燒器的二次風量提高，后墻垂直管圈的平均熱流逐漸增大，后墻平均熱流從前墻的0.87 倍增加至1.15 倍，而左墻與右墻的平均熱流呈現下降趨勢。

3）磨組優化運行方式表明，B、C、D磨對主汽溫偏差有較明顯影響。從粉量偏差試驗可知，由于B、C、D磨運行導致對應燃燒器煤粉量分布偏差程度更大，因此消除煤粉量偏差有助于減小主汽溫偏差。