摻燒煤質差異較大煤種對“W”火焰爐運行參數的影響

高建強，仝國興

（華北電力大學能源動力與機械工程學院，河北 保定 071003）

燃煤鍋爐不同煤種的合理摻燒可以降低發電成本，國內關于燃煤鍋爐的摻燒研究較多[1-2]，但是大部分集中于四角切圓燃燒和對沖燃燒方式的燃煤鍋爐[3-5]，關于超臨界“W”火焰鍋爐的摻燒研究較為欠缺，同時有些研究只關注摻燒時爐膛參數變化情況，得到的結論較為偏頗[6-8]。

為了提升燃煤鍋爐的煤種適應性，提高爐膛內煤粉的著火和穩燃效果，某燃煤電廠一臺660 MW的“W”火焰爐現燃煤種為金竹山無煙煤（無煙煤），決定摻燒一些揮發分含量較高但煤化程度較淺的義馬煙煤（煙煤）[1]。鍋爐在進行實爐摻燒試驗前通常會進行數值仿真，以獲得一部分爐膛參數的參考數據[9-11]。鍋爐以滿負荷運行時的燃煤量最多，此時燃煤的不同摻混比例對爐膛參數的影響最明顯，故在本次研究中以該鍋爐的爐膛部分作為數值模擬區域，得到按照不同比例摻燒煤粉滿負荷時鍋爐有效利用熱、煙氣速度和溫度以及NOx、SOx、CO產量的變化情況。

1 鍋爐概況

該660 MW 機組“W”火焰爐為FW 型式，其各項運行參數測試值是以100%THA（熱耗率驗收工況）作為鍋爐滿負荷運行前提條件所得到的，故以100%THA 作為本文仿真模擬的鍋爐負荷條件。現燃煤種為金竹山無煙煤，2 種煤煤質分析見表1。由表1 可見，義馬煙煤的發熱量相比金竹山無煙煤偏低，但其揮發分含量很高，有利于煤粉的點燃和煤粒的燃盡。

表1 金竹山無煙煤及義馬煙煤煤質分析Tab.1 Quality analysis for Jinzhushan anthracite coal

該“W”火焰鍋爐共配有6 臺雙進雙出磨煤機，每臺磨煤機帶4 只濃縮型DRB 旋流燃燒器，一次風粉混合物經輸粉管道輸送至燃燒器后，由于離心力作用被分成2 股煤粉氣流，分別由主煤粉噴口和乏氣噴口送入爐膛。24 只燃燒器分別順列布置在燃燒室的前、后爐拱上，磨煤機與燃燒器的對應關系如圖1 所示。

圖1 磨煤機與燃燒器的對應關系Fig.1 Correspondence between coal mills and burners

金竹山無煙煤與義馬煙煤的可磨性系數相差較大，不適于“爐前摻混，爐內混燒”的摻燒方式，所以每臺磨煤機只磨制1 種煤。磨制義馬煙煤的磨煤機需要適當加大出力。由于該“W”火焰鍋爐沿左、右墻方向是對稱布置的，為簡化計算過程，加快收斂速度，選取靠右墻的一半爐膛進行研究。根據圖1 采用3 種燃煤摻混比例，結合燃煤摻混時燃燒器布置的要求：“相似煤質局部整合，不同煤質整體穿插”。2 種燃煤按照不同比例摻混時各燃燒器噴射煤種如圖2 所示。

圖2 不同比例摻混時各燃燒器噴射煤種Fig.2 Types of pulverized coal injected by each burner at various blending ratios

爐膛的寬度為32 121 mm，其他主要界限尺寸如圖3 所示。

圖3 爐膛主要界限尺寸（mm）Fig.3 Main boundary size of the furnace(mm)

2 幾何模型

2.1 網格劃分

數值模擬的區域只涉及爐膛部分，由于其形狀整齊，因此燃燒室和燃盡室的大部分區域生成結構化網格。在爐拱附近速度和溫度等參數的變化較大，此處生成非結構化網格。爐膛噴口附近采用加密的非結構化網格還可以有效降低偽擴散發生的可能。在進行網格無關性[12]檢查后，將網格數量確定為610 萬。

2.2 模擬設置

本文采用三維穩態計算，氣相湍流流動模型采用標準k-ε雙方程模型；對于化學反應模型，在對單一煤種進行分析時，采用非預混燃燒模型，在對多煤種摻燒進行分析時，采用組分輸運模型中的有限速率/渦耗散模型；煤粉顆粒運動模型采用離散相隨機軌道模型；對于爐膛燃燒的模擬，輻射傳熱模型常采用P1 模型，但是在模型的幾何形狀變化比較大的位置P1 模型的計算精度下降得很厲害，所以本文采用DO 模型；對于煤粉燃燒過程的模擬，揮發分析出模型采用雙競爭反應模型，焦炭燃燒模型采用動力學/擴散控制反應速率模型[13-14]。

3 結果分析

3.1 鍋爐有效利用熱

根據文獻[15]提供的計算模型，可以得到不同煤粉摻混比例下鍋爐有效利用熱（表2）。

表2 鍋爐有效利用熱Tab.2 Effective heating use of the boiler

由表2 可以發現，隨著煙煤摻混比例的增加，鍋爐有效利用熱下降了。但是由于所使用的金竹山無煙煤的發熱量相對于設計煤質偏高，電廠將其作為主燃煤后鍋爐有效利用熱普遍比設計值高，因此即使在摻混了35%或者50%煙煤的情況下，鍋爐有效利用熱依然高于額定值。在滿足鍋爐額定效率的條件下，從降低發電成本的角度分析，可以選擇65%無煙煤+35%煙煤這一摻混比例。

3.2 煙氣速度和溫度

圖4 為沿著爐膛高度方向煙氣速度的變化情況。由圖4 可見，高溫煙氣的速度在經過主燃區域后沒有太大變化，只有在經過燃盡風噴口時有一個小幅的提高。當爐拱相對的一排燃燒器分別噴射無煙煤和煙煤時，煙氣在燃盡室內會發生強烈偏斜且貼近前爐壁，這使得此處極易形成結渣和積灰，影響水冷壁換熱。除此之外，固態的灰粒也會沖擊管外壁造成磨損。

圖4 煙氣速度變化情況Fig.4 Changes in flue gas velocity

圖5 為沿著爐膛高度方向煙氣溫度的變化情況。

圖5 煙氣溫度變化情況Fig.5 Changes in flue gas temperature

由圖5 可見：由于分級配風的燃燒方式，4 條溫度變化曲線的第1 個高峰區間均在10 000～19 000 mm，穩定的高溫區域使得煤粉可以充分燃燒，減少固體未完全燃燒熱損失Q4；第2個溫度高峰區間在27 000～30 000 mm，這處在燃盡風噴口高度。4 種燃煤摻混比例下煙氣溫度的整體變化情況無明顯區別。

值得注意的是，35%無煙煤+65%煙煤燃燒無第2 個溫度高峰區間，這說明這樣的摻混比例可以使煤粉在主燃區域就充分燃燒，降低了飛灰含碳量。但同時爐膛發熱量會嚴重不足，只能通過增加煙煤的燃用量來解決，違背了降低成本的初衷。而且“W”火焰爐以高負荷運行時不允許摻燒過高比例的煙煤或褐煤。綜上，從提高鍋爐使用壽命的角度分析，應該采用65%無煙煤+35%煙煤的摻混比例。

3.3 NOx、SOx、CO 產量

鍋爐燃煤產生的NOx和SOx不僅會對環境造成污染，也會對爐膛內壁和受熱面造成腐蝕。事實上，近年的研究發現在鍋爐運行過程中，如果還原性氣體濃度較高，就會加重NOx和SOx對受熱面的腐蝕，造成還原性氣氛的主要氣體為CO。這是因為高濃度的還原性氣體會使金屬表面的腐蝕層變為疏松的海綿狀，從而促使腐蝕的進一步發生。如果此時有未完全燃燒的煤粒沖擊到受熱面，則會在其表面留下大量的凹陷，長此以往則會使管壁一側變薄，增加了爆管的可能。

圖6 為沿著爐膛高度方向上NOx產量的變化情況。揮發分含量較高的煤種在燃燒時會產生較多的燃料型NOx，圖6 中的曲線也證實了這一點。當摻燒煙煤之后，主燃區域的NOx產量相比僅燃燒無煙煤時升高了4～7 倍。但在爐膛的屏下出口處NOx含量卻沒有大的區別，這可能是由于煤粉在燃盡后煙氣中的O2含量極低，還原性氣體（如CO、H2等）占據主導地位，將NO2還原為了N2或NH3。

圖6 NOx 產量變化情況Fig.6 Changes in NOx production

圖7 為沿著爐膛高度方向上SOx產量的變化情況。由圖7 可以發現，隨著摻混煙煤的比例增加，爐膛中污染物SOx產量整體偏大。這是由于煙煤中的S 含量比無煙煤中的大1 倍多。值得注意的是，50%無煙煤+50%煙煤燃燒的SOx產量普遍偏高，35%無煙煤+65%煙煤和65%無煙煤+35%煙煤燃燒的SOx產量卻非常相近。這一現象證明了現代混煤燃燒理論技術中所述：“混煤的某些指標可以通過簡單的加權平均進行計算，例如不同煤種的成分和發熱量，但對于煤灰的熔融溫度、煙氣中組分濃度以及氮化物、硫化物等的產量就不能用簡單的加權平均進行計算。”

圖7 SOx 產量變化情況Fig.7 Changes in SOx production

圖8 為沿著爐膛高度方向上CO 產量的變化情況。

圖8 CO 產量變化情況Fig.8 Changes in CO production

由圖8 可見，摻混煙煤之后，在主燃區域CO濃度要比單獨燃燒無煙煤時多4～5 倍。這是由于義馬煙煤的揮發分含量較高，固定碳含量較低，使得磨制而成的煤粉在初期燃燒速度極快，可以快速形成一個局部高溫區域，高溫促使了反應C+CO2?2CO 向正反應方向進行，從而使主燃區域匯集了大量的CO。綜合考慮沿著爐膛高度方向上NOx、SOx和CO 產量的變化情況，單獨燃燒無煙煤時爐膛受熱面遭到腐蝕的概率無疑是最低的。在摻燒煙煤的情況下，65%無煙煤+35%煙煤的摻混比例NOx、SOx和CO 產量比其他2 種摻混比例的少。

4 結論

本文對一臺660 MW“W”火焰爐爐膛內的煤粉燃燒過程進行了數值模擬，得到在100%THA 的鍋爐負荷下按照不同比例摻燒2 種煤化程度相差較大的煤種時，鍋爐有效利用熱、煙氣速度和溫度以及NOx、SOx和CO 產量的變化情況。

為了減少煙氣沖刷對爐膛內壁造成的磨損，提高鍋爐使用壽命，同時降低由于氧化性氣體和還原性氣體濃度過高從而使爐膛受熱面發生腐蝕的概率，鍋爐在以高負荷運行時可以采用65%無煙煤+35%煙煤的摻燒比例。但是以這樣的比例摻燒對提高煤粉的著火和穩燃效果的幫助較為有限。采用50%無煙煤+50%煙煤的摻燒比例不僅可以滿足鍋爐額定效率，同時能顯著降低發電成本。但爐膛受熱面的腐蝕情況可能會較為嚴重。