600 MW鍋爐旋流燃燒器超低負荷穩(wěn)燃數值模擬

鄧海濤，雷凱超 ，鄭立軍 ，蒲建業(yè)

(1.國家電投朝陽燕山湖發(fā)電有限責任公司，遼寧 朝陽 122000； 2.中電投東北能源科技有限公司，遼寧 沈陽 110179)

當前形勢下電網調峰力度增加，峰谷差越來越大。面對新形勢，最大限度地做到節(jié)約燃油，提高鍋爐運行的經濟性和安全性，增強鍋爐的穩(wěn)燃能力是電站鍋爐研究的重點[1]。文獻[2]從機理上闡述了低負荷穩(wěn)燃的影響因素，指出鍋爐穩(wěn)燃可以從降低著火熱和提高著火供熱兩方面入手。文獻[3]試驗發(fā)現，可以通過提高煤粉濃度的方法增強燃燒器的穩(wěn)燃能力。

為了保證朝陽燕山湖發(fā)電有限責任公司鍋爐在高負荷情況下燃燒不受大的影響、低負荷下能保持穩(wěn)定燃燒，需要通過優(yōu)化燃燒器結構來達到合理的煤粉濃度以及配風，提高燃燒器的穩(wěn)燃能力。該燃燒器實現煤粉濃度的提高主要依靠一次風的濃縮結構，通過對燃燒器的濃縮器進行局部優(yōu)化，可以在小范圍內提高局部的煤粉濃度，增強燃燒器的穩(wěn)燃性能。同時針對煤粉氣流受管道影響的特點，對燃燒器的濃縮也會產生影響，為此優(yōu)化了煤粉氣流的均勻性，以期達到合理的濃縮效果。

本文主要針對該思想所提出的結構優(yōu)化方案進行了數值模擬計算。

1 鍋爐概述

國家電投朝陽燕山湖發(fā)電有限責任公司配置兩臺哈爾濱鍋爐廠有限責任公司生產的600 MW超臨界機組，鍋爐型號為HG-1930/25.4-HM2。鍋爐采用中速磨正壓冷一次風式直吹制粉系統(tǒng)，每爐配7臺磨煤機(6臺運行，1臺備用)，煤粉細度按R90=35%選取。燃燒器布置方式采用前后墻布置，對沖燃燒方式。采用7臺中速磨煤機，前墻布置4層煤粉燃燒器，后墻布置3層煤粉燃燒器，每層各有5只低NOx軸向旋流燃燒器，共35只燃燒器。在最上層煤粉燃燒器上方、前后墻及左右側墻環(huán)形布置1層燃盡風燃燒器，前后墻各5只，兩側墻各3只，共16只燃盡風燃燒器。

其對應的鍋爐主要參數如表1所示。

表1 鍋爐設計性能參數

國家電投朝陽燕山湖發(fā)電有限公司燃用煤種為內蒙古白音華煤田產二號露天礦褐煤。設計煤質、校核煤質及灰分見表2。

兩臺鍋爐在實際運行中已經能夠在30%BRL負荷以上不投油穩(wěn)定運行，同時鍋爐整體運行良好，汽水參數、NOx排放量和鍋爐效率等都處于較為理想的狀態(tài)，只是鍋爐在高負荷情況下，部分燃燒器煤粉氣流著火較早，煤粉燃燒器噴口存在局部結焦的問題。為了達到20%BRL負荷下不投油穩(wěn)定運行，同時兼顧鍋爐高負荷運行時的狀態(tài)不受大的影響，需要對原有的燃燒系統(tǒng)進行一定的優(yōu)化改造，一方面能夠保證鍋爐在高負荷情況下整體燃燒工況變化不大，整體運行較優(yōu)化前無大的變化，另外一方面也能夠在20%低負荷情況下，燃燒器能夠保證煤粉的穩(wěn)定燃燒。為了達到20%負荷不投油穩(wěn)燃的目標，在原有鍋爐旋流燃燒器基礎上開展新型寬調節(jié)比旋流燃燒器的優(yōu)化研究。

表2 煤質及灰分分析

2 優(yōu)化方案

影響煤粉氣流著火的因素主要有高煤粉濃度、高溫度、高氧濃度梯度3個方面，也就是常說的“三高理論”。在實際工程上，當鍋爐負荷確定以后，其爐內的溫度水平基本上已經確定，需要通過優(yōu)化燃燒器結構來達到合理的煤粉濃度以及配風，提高燃燒器的低負荷穩(wěn)燃能力，達到爐內煤粉的穩(wěn)定燃燒。

鑒于該燃燒器在高負荷運行時的表現，為了保證鍋爐在高負荷情況下燃燒不受大的影響，本次優(yōu)化方案擬通過提高煤粉濃度的方式來提高燃燒器的穩(wěn)燃性能，而不對原燃燒器的配風型式即二次風配風方式進行優(yōu)化，確保爐內的燃燒動力場分布等不發(fā)生大的變化。

本文主要研究燕山湖旋流燃燒器不同結構形式下的兩相流分布形式，根據燃燒器設計理論，提出了縮小煤粉濃縮器尺寸，使分離后的濃相煤粉氣流更靠近一次風中心部分，從而提高燃燒器出口煤粉濃度的優(yōu)化措施。本文將此優(yōu)化措施進行數值模擬。計算用邊界條件見表3和表4。燃燒器計算模型及截面位置示意如圖1所示。

表3 燃燒器邊界條件(100%負荷)

表4 煤質數據

圖1 燃燒器計算模型及截面位置示意圖

3 計算方法

以計算流體動力學(Computational Fluid Dynamics，簡稱CFD)為計算依據，采用湍流流動模型、顆粒相輸運模型、氣相反應模型、輻射換熱模型，模擬鍋爐爐內詳細的湍流流動和煤燃燒、傳熱過程。

3.1 湍流模型

(1)

(2)

式中t——湍流黏性；k——湍動能；ε——湍動能耗散率。

湍動能k和湍動能耗散率ε可通過求解其控制方程獲得：

(3)

k-ε模型把湍流黏性與湍流動能k和湍動能耗散率ε相聯系，是最具代表性的，同時也是工程中應用最為廣泛的湍流模型。模型中的經驗參數(C，C1等)中采用Fluent中默認的模型參數。

3.2 輻射模型

模擬中采用Discrete Ordinates (DO)模型計算鍋爐爐膛內的輻射換熱。DO模型求解的是有限個離散立體角下輻射傳播方程：

(4)

DO模型是Fluent軟件中最為復雜的輻射模型，從小尺度到大尺度輻射計算都適用，并且可計算非-灰度輻射和散射效應，但需要較大的計算量。

3.3 氣相反應模型

模擬中采用渦耗散模型(Eddy-Dissipation Model，簡稱EDM)計算鍋爐內氣相燃燒反應的化學反應速率：

(5)

其中，Ri,r為組分i通過反應r的凈生成率，通過式(5)兩個公式計算獲得的較小值來確定；YR，YP分別為反應物和燃燒產物的質量分數，A和B為模型常數。渦耗散模型假設氣相燃燒反應速率較快，因此反應速率實際上由燃料及氧化劑的擴散速度所決定。模型中反應速率取決于湍流脈動衰變速率，并且能自動選擇成分控制速率，因此該模型不僅能用于非預混火焰，也能用于預混火焰。渦耗散模型的模型常數B用于預混火焰；對于非預混火焰(如爐膛內的燃燒過程)只使用常數A。常數A為經驗參數，其值的選取依賴于燃料、化學反應設置和燃燒區(qū)的湍流雷諾數等。

4 計算結果

擬通過縮小煤粉濃縮器內壁尺寸，使分離后的濃相煤粉氣流更靠近一次風中心部分，煤粉濃縮效果保持到出口，從而提高煤粉的濃縮比，更有利于煤粉著火。濃縮器結構尺寸示意如圖2所示。

圖2 濃縮器結構尺寸示意圖

4.1 濃縮器直段區(qū)域縮短數值模擬結果

下面主要計算濃縮器直段區(qū)域縮短200 mm對燃燒器出口兩相流的影響。工況1燃燒器不同截面位置速度分布如圖3所示。工況1燃燒器不同截面位置煤粉濃度分布如圖4所示。

圖3 工況1燃燒器不同截面位置速度分布(m·s-1)

圖4 工況1燃燒器不同截面位置煤粉濃度分布(kg·m-3)

由速度圖3的分布可見，對比原始設計工況，流場的基本形式無明顯變化，但由于濃縮器直段變短，風粉的濃縮效果變弱，但由于濃縮器距出口的距離無變化，并且一次風的慣性較小，擴散較快，因此出口速度分布無明顯變化。

由圖4的煤粉濃度分布可見，由于濃縮器直段變短，濃縮效果減弱，一次風出口靠近中心風管高煤粉濃度區(qū)域減小。

4.2 濃縮器內徑縮小數值模擬結果

下面主要計算在原始設計的基礎上，濃縮器內徑由781 mm縮小為770 mm時對燃燒器出口流場的影響。濃縮器內徑縮小后，濃縮器處設計速度由40 m·s-1變成43 m·s-1。工況2燃燒器不同截面位置速度分布如圖5所示。工況2燃燒器不同截面位置煤粉濃度分布如圖6所示。

圖5 工況2燃燒器不同截面位置速度分布(m·s-1)

圖6 工況2燃燒器不同截面位置煤粉濃度分布(kg·m-3)

由圖5的速度分布可見，對比原始設計工況，除濃縮器區(qū)域速度變大以外，燃燒器出口區(qū)域流場形式無明顯變化。一次風出口區(qū)域無明顯高值區(qū)域，一次風均勻性相對提高。

由圖6的煤粉濃度分布可見，由于濃縮器內徑變小，濃縮效果提高，一次風出口靠近中心風管高煤粉濃度區(qū)域增大。

下面主要研究濃縮器的尺寸對出口兩相流的影響，統(tǒng)計燃燒器出口內環(huán)與外環(huán)的風與煤的分配，結果見表5。在表5中，內外環(huán)一次風量為輸出統(tǒng)計數據，已包含煤粉水分；內環(huán)與外環(huán)劃分按分隔環(huán)設計尺寸，為假想環(huán)，僅為對比分析數據。

(1)濃縮器直段縮短200 mm，對出口速度分布無明顯影響，內、外環(huán)風量基本無變化，內環(huán)煤由原始工況的0.485變小為0.472，內濃效果變差。

(2)濃縮器內徑縮小為770 mm時，燃燒器出口流場形式無明顯變化，濃縮效果增強，內、外環(huán)風量與煤量分配都有變化，但由于煤粉的慣性大，煤量變化大于風量變化，內環(huán)的煤粉濃度增加，因此推薦此方案。

表5 濃縮器結構尺寸變化計算結果 kg·s-1

5 原始結構與濃縮器內徑縮小的熱態(tài)計算

下面主要分析燃燒器原始結構與濃縮器內徑由781 mm縮小為770 mm時的熱態(tài)計算，分別計算了兩種結構在20%負荷下的單只燃燒器熱態(tài)計算，工況列表見表6。

表6 工況列表

通過原燃燒器結構與濃縮器內徑減小為770 mm時燃燒器熱態(tài)計算，分析兩種結構對燃燒器溫度與速度的影響，計算用邊界條件見表7。表7中，煤粉量中不包含蒸發(fā)出的煤粉水分。

20%負荷原燃燒器與濃縮器內徑減小為770 mm燃燒器截面溫度分布如圖7所示。20%負荷原燃燒器與濃縮器內徑減小為770 mm燃燒器截面速度分布如圖8所示。

表7 單只燃燒器入口邊界條件(20%負荷)

圖7 20%負荷原燃燒器與濃縮器內徑減小為770 mm燃燒器截面溫度分布(K)

圖8 20%負荷原燃燒器與濃縮器內徑減小為770 mm燃燒器截面速度分布(m·s-1)

從數值模擬計算結果來看，濃縮器內徑收縮后，燃燒器出口高溫區(qū)向近噴口處移動，并且溫度梯度變化加快，中心回流區(qū)內高溫區(qū)域明顯增多，表明風粉混合物著火迅速，并且較原結構提前。20%負荷下兩種結構燃燒器速度場整體基本一致，濃縮器內徑縮小后，中心回流區(qū)略大。

6 結語

基于對各種燃燒器優(yōu)化結構措施的冷、熱態(tài)數值模擬計算結果，可以得到以下結論。

(1)低負荷運行工況下，濃縮器內徑縮小后的結構燃燒器噴口附近高溫區(qū)域面積增大，煤粉著火提前，有利于低負荷狀態(tài)下的穩(wěn)定燃燒。

(2)20%負荷下對比原結構的熱態(tài)數值模擬計算結果表明，濃縮器內徑縮小后，燃燒器出口高溫區(qū)向近噴口處移動，高溫區(qū)域面積變大，且溫度梯度提高，較原結構煤粉著火提前；速度場相對變化不大，濃縮器內徑縮小后，20%負荷工況下的燃燒器出口中心回流區(qū)略有增加。