運行參數對330 MW燃煤鍋爐摻混燃燒準東煤的影響

摘要：為了緩解燃煤鍋爐摻混燃燒準東煤引發結焦的問題，對某330MW燃煤鍋爐結構參數和滿負荷運行參數進行數值模擬，研究理論切圓直徑、一次風率、摻混準東煤比例等運行參數對爐內溫度、一氧化碳（CO）和氮氧化物（NOx）分布的影響。結果表明：當理論切圓直徑從580mm增至1365mm時，主燃區溫度降低，屏底熱力學溫度降低27K，C層燃燒器以下區域CO生成量增加，C層燃燒器以上區域CO生成量減少，出口一氧化氮（NO）排放量減少24.1%；當一次風率從20%增至35%時，爐內整體溫度升高，屏底熱力學溫度上升32K，CO生成量減小，出口NO排放量增加69.8%；當摻混準東煤質量分數從50%增至90%時，爐內整體溫度升高，屏底熱力學溫度上升17K，CO生成量減少，出口NO排放量減少9.9%；推薦的運行參數為理論切圓直徑為900mm，一次風率為25%，摻混準東煤質量分數為70%。

關鍵詞：燃煤鍋爐；結焦；理論切圓；一次風率；準東煤；數值模擬

中圖分類號：TK229.6；TQ534

文獻標志碼：A

第一作者簡介：吳雪佼（1996—），男（回族），新疆烏魯木齊人。碩士研究生，研究方向為化工機械計算機數值模擬與優化。Email：

347563043@qq.com。

通信作者簡介：魏博（1985—），男，陜西高陵人。教授，博士，碩士生導師，研究方向為固體顆粒燃燒及其污染物控制技術。Email：

weiboxju@163.com。

準東煤儲量豐富，預測儲量達3.9×1011t，已被廣泛使用［1］；但是，由于堿金屬含量較高，準東煤在燃燒過程中容易發生嚴重的結焦［2］、沾污［3］和腐蝕［4］等問題，因此極大地限制了其安全、高效和大規模利用。

準東煤結焦的原因主要有2個方面：一是煤中堿金屬在高溫下被氣化，并在溫度較低的換熱器表面凝結，引發結焦［5］；二是未氣化的部分與硅、鋁元素反應，形成熔點較低的鋁硅酸鹽顆粒，在撞擊換熱器或已沉積表面時引發結焦［6］。此外，爐膛溫度升高促進了煤中堿金屬的氣化，也使結焦問題更嚴重［7］；一氧化碳（CO）等還原性氣氛增強也會促進低熔點硫化亞鐵（FeS）、氧化亞鐵（FeO）的生成，從而更容易沉積、捕捉灰顆粒，導致結焦［8］，因此，通過分析爐內溫度、CO分布等氣相參數即可間接判斷爐內結焦的程度。針對水冷壁、屏式過熱器的結焦問題，可以分別通過降低壁面附近區域溫度及CO產生量、控制屏底煙氣溫度來解決。針對新建鍋爐，采用降低燃燒器區域熱負荷、爐膛容積熱負荷等措施可以顯著降低屏底煙氣溫度，可解決純燒準東煤的結焦問題［9-10］。對于已建成鍋爐，只能采用摻混燃燒、燃燒調整等方法來調整爐內流場和溫度分布，達到控制準東煤燃燒結焦的目的［11］。

鍋爐仿真技術已成為研究爐內燃燒狀態、溫度分布等的重要技術手段。趙盼龍等［12］對鍋爐屏底進行仿真研究，發現屏底煙氣溫度隨一次風速的增大而上升。趙斯楠等［13］對不同一次風理論切圓大小工況進行仿真研究，發現隨著一次風理論切圓的減小，主燃區溫度變化不大，而屏區入口煙氣溫度升高。程凱［14］對混煤燃燒的仿真模擬結果表明，低揮發分煤摻混越多，爐內溫度越低，CO產量越多。通過上述研究可見，煤質變化、一次風率、一次風理論切圓直徑等均對鍋爐爐內溫度分布產生較大影響。此外，由于氮氧化物（NOx）對大氣環境損害作用極大，國家環保部門對NOx排放制定了嚴格的標準［15］，因此在鍋爐運行過程中必須保證NOx排放量盡可能少。

為了緩解現役鍋爐燃燒準東煤引發結焦的問題，本文中采用數值模擬的方法，對某330MW燃煤鍋爐進行研究，探索理論切圓直徑、一次風體積分數（一次風率）及摻混準東煤比例對爐膛內部溫度、CO和NOx分布的影響，為緩解鍋爐燃燒準東煤出現的結焦問題，調整鍋爐運行參數提供參考。

1研究對象

本文中的研究對象為某330MW燃煤鍋爐，型號為SG-1180/17.5-M4004，鍋爐結構如圖1所示。

燃燒器排列在主燃區四角，風、煤射流在主燃區中心位置形成切圓（見圖1（a）、（b））。爐膛斷面深度為15390mm，寬度為13640mm，爐膛總高度為60400mm。該鍋爐配置5臺磨煤機，分別對應A、B、C、D、E共5層燃燒器，用于輸入一次風與煤粉，如圖1（c）所示。采用A、B、C、D層燃燒器運行方式，鍋爐運行參數如表1，其中鍋爐負荷、主蒸汽流量、壓力以及溫度等參數均為鍋爐滿負荷運行工況下的參數。該鍋爐燃料為準東煤和附近產地的貧煤，煤質數據見表2，其中準東煤與貧煤的揮發分的干燥無灰基質量分數分別為27.68%、12.95%。

2計算方法

2.1網格劃分

使用Gambit2.4.6軟件對鍋爐爐膛區域進行1∶1三維建模。為了更準確地體現爐內燃燒情況，在劃分網格時對燃燒器區域幾何體進行網格加密，如圖2所示。為了減小偽擴散帶來的誤差，采用攤鋪（Paving）方法生成燃燒器區域幾何體橫截面網格，以減小流動方向與網格線的夾角［16］。

為了縮短計算時間，保證計算結果的準確性，計算前開展了網格無關性測試［17］。在C層燃燒器一次風截面處取較長的軸對稱線，不同網格個數時的爐膛溫度計算結果如圖3所示。由圖可以看出，網格個數分別為1029570、1904343時的計算結果非常近似，因此選擇網格個數為1029570。

2.2計算模型的選取

爐內燃燒所采用的模型如表3所示。此外，NOx的生成模擬采用后處理方式，其中熱力型NOx和燃料型NOx分別采用擴展的Zeldovich機理、de-Soete模型進行描述［18-19］；焦炭氮的轉化系數取為0.5［20］。

2.3求解控制條件設置

設置的各項參數的迭代收斂精度如表4所示，其中能量和P1輻射收斂殘差設置為10-6，后處理數據中一氧化氮（NO）、氰氧氫（HCN）、氨氣（NH3）的摩爾分數收斂殘差設置為10-8。

2.4計算工況與方法

不同計算工況具體參數見表5，其中所有工況的煤粉細度參數R90=20%（R90為粒徑大于90μm的煤粉的質量分數），分布指數n為1.15，基準工況和其他工況的具體參數從現場鍋爐常用運行參數中獲得。摻準東煤的煤質數據根據表2加權平均計算獲得。

3結果與分析

3.1理論切圓直徑對爐內燃燒的影響

圖4所示為理論切圓直徑不同時爐膛截面平均溫度和CO濃度沿爐膛高度方向的變化趨勢。由圖4（a）可以看出：理論切圓直徑不同時爐膛截面平均溫度的變化趨勢基本一致。爐內溫度沿爐膛高度方向呈現先升高且在主燃區內達到峰值后有稍微波動，再逐漸下降的總體趨勢，原因主要是主燃區內煤粉燃燒放熱形成高溫區，灰斗煙溫因主燃區高溫輻射而上升，而主燃區上部煙溫因水冷壁吸熱而下降。從圖中還可以看出，理論切圓直徑從580mm增至1365mm，主燃區及爐膛出口附近煙溫降低，這是切圓周長增加，顆粒流動時間延長，導致火焰高度下降的緣故［13］。由圖4（b）可以看出，理論切圓直徑不同時爐內CO濃度變化趨勢基本一致。CO濃度沿爐膛高度方向出現4個峰值，這是由燃燒器投運A、B、C、D層，各燃燒器區域氧量不足所致。從圖中還可以看出，隨著理論切圓直徑從580mm增至1365mm，A、B、C層區域CO濃度稍有增加，而C層以上區域CO濃度稍有減小，這是因為理論切圓周長增加，A、B、C層燃燒器燃燒產物停留時間較長，C層燃燒器以上區域“接收”下游未燃盡產物減少的緣故。

圖5所示為理論切圓直徑不同時屏底截面溫度分布。從圖中可看出：隨著理論切圓直徑從580mm增至1365mm，屏底最高熱力學溫度從1731K降至1692K，平均熱力學溫度從1582K降至1555K，共降低了27K。

由于C層燃燒器的一次風截面（爐膛高度為17218mm）溫度較高，CO濃度最大，在鍋爐運行過程中主燃區中C層一次風附近壁面結焦及高溫腐蝕的可能性較大，因此C層燃燒器一次風截面的溫度情況需要具體討論。理論切圓直徑不同時C層燃燒器一次風截面溫度分布如圖6所示。由圖可以看出：當理論切圓直徑從580mm增至1365mm時，C層燃燒器一次風截面中心熱力學溫度從1900K降低至小于1800K，熱力學溫度大于2000K的區域范圍減小，且逐漸遠離截面中心區域，四周壁面溫度上升，幅度超過100K。綜上所述，為了緩解主燃區內高溫腐蝕及結焦的情況，理論切圓直徑不宜過大。

圖7所示為理論切圓直徑不同時爐膛出口NO濃度對比。由圖可以看出，理論切圓直徑為900、1365mm時，爐膛出口NO質量濃度約為270mg/m3，比切圓直徑為580mm時的NO濃度低約24.1%。這是因為理論切圓直徑增大，爐內火焰高度降低，主燃區至出口距離變長，生成的NO被還原量增加，導致出口NO排放量減小［21］。

綜上所述，為了減小主燃區附近壁面高溫腐蝕、結焦以及屏區結焦的可能性，同時減小NO排放量，理論切圓直徑為900mm的工況最合適。

3.2一次風率對爐內燃燒的影響

一次風率不同時爐膛截面平均溫度和CO濃度沿爐膛高度方向的變化趨勢如圖8所示。由圖8（a）可以看出，隨著一次風率從20%增至35%，爐膛截面平均溫度逐漸上升，其中D層一次風截面熱力學溫度從1915K升至1966K，這是因為一次風率增大使氧化劑含量提升，所以加快了燃燒反應。

由圖8（b）可以看出：一次風率不同時爐內CO濃度變化趨勢基本一致。由于一次風率增加使燃燒器區域氧氣量增加，爐內燃燒更加完全，CO濃度逐漸減小。根據表2數據推算得出，當一次風率小于21%時，由一次風提供的氧氣不足以與煤中揮發分充分反應，因而一次風率從20%增至25%時CO濃度減小幅度遠高于一次風率從25%增至35%時的減小幅度。

圖9、10所示為一次風率不同時屏底截面溫度和C層燃燒器一次風截面溫度分布。由圖9可以看出，隨著一次風率從20%增至35%，屏底最高熱力學溫度從1691K增至1718K，平均熱力學溫度從1536K升至1568K，原因是在總風量不變情況下，一次風率增大，二次風率減小，二次風對火焰的穿透能力減弱，對應側火焰高度上升［22］。從圖10中可以看出，隨著一次風率從20%增至35%，C層一次風截面中心熱力學溫度從1747K升高至1824K，爐壁溫度變化較小，熱力學溫度約為1700K。當一次風率從20%增至35%時，熱力學溫度高于2000K的高溫區域逐漸增大，這是氧氣增加使煤粉燃燒速度加快，放熱得到強化的緣故。

圖11所示為一次風率不同時爐膛出口NO濃度對比。由圖中可以看出，當一次風率從20%增至35%時，爐膛出口NO質量濃度從189mg/m3增至321mg/m3，共增加了69.8%。

綜上所述，為了減小爐膛壁面及屏區結焦的可能性，同時減小NO排放量，一次風率存在一個中間值，一次風率為25%～30%的工況較為合適。在這2個工況的仿真結果中，一次風率為25%工況的屏底煙氣溫度較低，因此該工況最合適。

3.3摻混準東煤比例對爐內燃燒的影響

摻混準東煤比例不同時爐內截面平均溫度和CO濃度沿爐膛高度方向的變化趨勢如圖12所示。從圖12（a）中可以看出，隨著摻混準東煤質量分數從50%增至90%，爐膛截面平均溫度增加，其中D層一次風截面熱力學溫度從1908K升至1965K。因為準東煤的揮發分含量高于貧煤的，并且兩者低位發熱量有差異，因此摻混準東煤比例越高，輸入燃燒器的煤粉中揮發分含量越高，燃燒更快，燃燒器區域放熱量增加。從圖12（b）中可以看出，隨著摻混準東煤比例的增加，CO排放量大幅減少，這是貧煤固定碳含量較高，并且難以燃盡的緣故。

圖13為摻混準東煤比例不同時屏底溫度分布。由圖可知，隨著摻混準東煤質量分數從50%增至90%，屏底最高熱力學溫度從1690K升至1717K，平均熱力學溫度從1549K升至1566K。

圖14所示為摻混準東煤比例不同時爐膛出口NO濃度對比。由圖可以看出，當摻混準東煤質量分數從50%增至90%，爐膛出口NO質量濃度從284mg/m3減至256mg/m3，共減少9.9%，這是由準東煤中的氮（N）元素含量比貧煤中的低所致。

綜上所述，為了減小爐壁及屏區結焦的可能性，同時減小NO排放量，摻混準東煤比例不應過大，也不應過小，因此，摻混準東煤質量分數為70%的工況最合適。

4結論

本文中對某330MW燃煤鍋爐進行數值模擬，研究理論切圓直徑、一次風率以及摻混準東煤比例對爐內溫度分布、CO濃度分布以及NO濃度分布的影響，得到如下結果：

1）理論切圓直徑從580mm增至1365mm，主燃區溫度小幅度減小，屏底熱力學溫度降低27K，C層以下區域CO生成量增加，C層以上區域CO生成量減少，C層截面熱力學溫度高于2000K區域減小，出口NO排放量減少24.1%。

2）一次風率從20%增至35%，爐內整體溫度增加，C層熱力學溫度高于2000K區域增加，屏底煙氣熱力學溫度提高32K，CO生成量減小，出口NO排放量增加69.8%。

3）摻混準東煤質量分數從50%增至90%，爐內整體溫度升高，屏底熱力學溫度上升17K，CO生成量減少，爐膛出口NO排放量減少9.9%。

4）根據研究結果可以得出，推薦摻混燃燒準東煤的燃煤鍋爐運行參數如下：理論切圓直徑為900mm，一次風率為25%，摻混準東煤質量分數為70%。

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（責任編輯：劉飚）