超超臨界雙切圓燃燒鍋爐多煤種摻燒下水冷壁結渣特性的數值模擬

董 磊, 陳 曦, 馬啟磊, 徐 民

(1.東南大學 能源熱轉換及其過程測控教育部重點實驗室,南京 210096;2.東南大學 碳中和科學技術研究院,南京 210096;3.東南大學-蒙納什大學蘇州聯合研究生院,江蘇蘇州 215123;4.中國大唐集團科學技術研究院有限公司華東電力試驗研究院,合肥 231299)

燃煤鍋爐燃用非設計或劣質煤種易發生結渣現象,影響鍋爐安全經濟運行[1-2]。雙切圓燃燒鍋爐具有燃燒穩定性好、一二次風混合便于控制且能有效降低爐膛出口煙溫偏差等優點,在我國應用日益廣泛[3]。在雙切圓燃燒鍋爐運行時,其爐膛截面會形成反向相切的雙橢圓,長軸所對燃燒器近壁面溫度水平較高,可能出現氣流沖刷水冷壁現象[4],導致該區域更易結渣。目前,電廠往往燃用多種非設計煤種,存在憑經驗摻燒多煤種的現象[5],不恰當的配煤摻燒會加劇鍋爐的結渣情況。因此,研究復雜煤種摻燒對雙切圓鍋爐爐內燃燒狀況的影響,進而掌握爐內結渣規律并遏制結渣現象,對保證電廠運行的安全性、經濟性具有重要意義。

結渣主要是由于燃煤中飛灰顆粒被加熱到熔融狀態,在氣流裹挾和慣性力的作用下,飛灰顆粒撞擊到水冷壁并黏附在壁面上形成渣層,煤灰顆粒撞擊壁面時的溫度及飛灰顆粒的黏度是影響渣層生長的關鍵因素[6-7]。因此,減輕爐膛結渣的前提是掌握爐內溫度分布、組分分布及飛灰顆粒沉積規律。

對于燃煤鍋爐,傳統實驗成本高且難以實現,因此將結渣模型與氣固兩相燃燒模型耦合的數值模擬方法得到了較為廣泛的應用,研究方法也趨于完善,基于煤灰黏度特性而建立的結渣模型在許多數值模擬中取得較好的結果[8-9]。學者們采用數值模擬對不同爐型鍋爐的燃燒特性及結渣特性開展了研究,取得了一定的成果。周勇[10]針對旋流燃燒器的結渣問題開展數值模擬研究,利用顆粒黏附數目來判斷結渣的位置及輕重程度,結果表明水冷壁上端結渣情況較下端更為明顯。王振等[8]在某300 MW亞臨界四角切圓燃燒鍋爐上模擬了混煤摻燒的結渣過程,對比分析了3種顆粒黏度計算模型在飛灰顆粒黏度計算方面的準確性,結果表明Senior模型的誤差最小。張莉等[11]基于飛灰黏度和結渣增長率數據,對某1 000 MW塔式四角切圓燃燒鍋爐進行結渣傾向與渣層生長模擬研究,發現鍋爐在70%額定負荷下的結渣傾向較額定工況低。申春梅等[12]通過對某雙切圓燃燒鍋爐進行變配風數值模擬,發現熱角附近由于高溫氣流直接沖刷水冷壁,出現結渣現象的可能性較高。

雙切圓燃燒鍋爐的結構與旋流對沖燃燒鍋爐、四角切圓燃燒鍋爐的結構存在較大差異,因此大部分針對這兩種類型鍋爐的燃燒與結渣特性研究對指導雙切圓燃燒鍋爐燃燒調整的參考性不足。部分學者基于數值模擬對雙切圓燃燒鍋爐的燃燒情況及水冷壁高溫腐蝕等特性進行了研究,但是對爐內混煤摻燒的鍋爐整體燃燒組織及結渣特性的分析還不足,無法指導雙切圓燃燒鍋爐在復雜燃料摻燒時的燃燒優化。

筆者基于某在役1 000 MW超超臨界雙切圓燃燒鍋爐,對其爐膛速度場、溫度場和氣固兩相分布進行了數值模擬研究。在此基礎上耦合顆粒沉積模型,探究復雜燃料下雙切圓燃燒鍋爐的結渣特性,對顆粒沉積位置及程度展開研究,為雙切圓燃燒鍋爐在復雜燃料時優化燃燒、緩解結渣、保障運行安全提供參考。

1 研究對象與模型建立

1.1 鍋爐本體

研究對象為某電廠在役的HG-2764/33.5/605/623/623-YM2型號1 000 MW雙切圓燃燒鍋爐。鍋爐模型見圖1。如圖1(a)所示,該鍋爐采用П型布置,燃燒器為新型低NOx燃燒器,前后墻布置6層一次風噴口、9層二次風噴口、6層分離燃盡風(SDFA)噴口及2層煙氣再循環噴口。如圖1(b)所示,每層8只燃燒器均勻地布置在前后墻上,燃燒器出口射流中心線與前后墻水冷壁的夾角分別為63°和53°,燃燒時會形成2個反向的切圓。在鍋爐最大連續蒸發量(BMCR)工況下,底部5層燃燒器全開,最上層燃燒器作為備用。由于雙切圓燃燒鍋爐的特有結構,燃燒時No.2、No.3、No.5、No.8噴口近壁面溫度較高,稱之為熱角;No.1、No.4、No.6、No.7噴口近壁面溫度較低,稱之為冷角[13]。

(a) 鍋爐整體結構

1.2 網格設置

采用六面體結構化網格對鍋爐流場區域進行網格劃分,針對復雜流場區域和燃燒集中區域增加網格密度。如圖1(c)所示,為了減少偽擴散現象,對爐膛中心網格進行特殊處理,使網格盡量沿氣流的方向生成。為驗證網格無關性,分別對網格數為135萬、317萬、510萬的鍋爐模型進行計算,BMCR工況下爐膛截面平均溫度計算結果隨高度變化如圖2所示,最終確定網格數目為317萬。

圖2 網格無關性驗證

1.3 數值模型

煤粉燃燒主要包括揮發分的析出、燃燒及焦炭的燃燒,同時伴隨劇烈的氣固湍流與熱質傳遞[14],結合爐內燃燒情況并參考文獻[13]和文獻[15],所選用的模型如表1所示。

表1 爐內燃燒數值模擬模型選用

1.4 結渣模型

在氣固兩相流燃燒模擬的基礎上引入由顆粒運輸模型、顆粒黏附模型和結渣生長模型3個子模型構成的結渣模型。當飛灰顆粒在氣流裹挾的作用下與爐膛受熱面發生碰撞時,結合顆粒溫度水平來判斷其是否黏附在受熱面上以計算其沉積概率。按此方式統計飛灰顆粒群碰撞后的沉積信息,即可得到爐膛受熱面上的整體黏附概率與沉積速率。

飛灰顆粒群黏附概率的計算公式[16]為

(1)

式中:fdep為顆粒群黏附概率;pi(Tps)為顆粒自身屬性決定的黏附概率;Tps為燃燒數值模擬所得的顆粒溫度,K;ps(Ts)為受熱面壁面溫度Ts對黏附概率的影響函數。

顆粒黏度是影響顆粒黏附性最主要的因素,因此以往多數研究均采用臨界黏度來判斷顆粒是否黏附于受熱面,即當顆粒黏度小于等于臨界黏度時,認為顆粒具有完全黏性,其黏附概率為1;當顆粒黏度大于臨界黏度時,顆粒黏附概率由臨界黏度與顆粒實際黏度之比得到[5],具體公式如下:

pi(Tps)=1,μ≤μref

(2)

(3)

式中:μ為顆粒黏度,Pa·s;μref為顆粒臨界黏度,Pa·s。

顆粒黏度由Senior和Srinivasachar提出的黏度模型[17]計算得到,該模型具有較強的適用性,部分學者[8-10]采用該模型進行結渣數值模擬,均有較好的結果。結合工程研究,臨界黏度取105Pa·s時式(3)能取得較好的預測效果[8]。

采用如下公式計算受熱面顆粒沉積總量以估算結渣總量:

(4)

式中:qm為受熱面顆粒沉積量,kg/s;Nparticles為單位時間內碰撞受熱面的顆粒數;mn為第n個顆粒的質量,kg。

采用如下公式計算受熱面顆粒沉積率以估算局部結渣速率:

(5)

Qwall=Qparticles·fdep

(6)

式中:Qparticles為單位時間內撞擊單位面積受熱面顆粒群的質量通量,kg/(m2·s);Aface為碰撞區域面積,m2;Qwall為單位面積上單位時間內的顆粒沉積量,kg/(m2·s)。

2 計算條件與工況

2.1 邊界條件與煤種數據

當爐內煙氣處于較高的溫度水平時,飛灰顆粒更易黏附在水冷壁上結渣,因此本文所模擬的工況均在BMCR工況下,底部5層燃燒器全開。設置煤粉顆粒入口條件為質量流量入口,燃燒器入口條件為速度入口;選取過量空氣系數為1.15;設置一次風的噴出溫度為341 K,煤粉溫度與一次風溫度一致,并且假定每層8只燃燒器噴口噴出的煤粉濃度均勻;設置二次風的噴出溫度為603 K,選取均等配風方式;設置爐膛出口條件為壓力出口,按實際運行工況設置為-120 Pa。

燃燒非設計煤種已經成為許多電廠鍋爐的運行常態,實際投入燃燒的煤種較為復雜,與設計煤種的煤質特性偏差較大[5]。本文選用現場使用的煤種Ⅰ(高灰分低熱值)、煤種Ⅱ (中等灰分中等熱值)及煤種Ⅲ (低灰分高熱值)這三種煤質特性差別較大的燃煤作為計算煤種,針對配煤燃燒特性與結渣特性的研究,該煤種選擇具有一定的代表性。煤粉粒徑分布遵循Rosin-Rammler分布函數,最大粒徑為200 μm,最小粒徑為10 μm,平均粒徑為60 μm。煤種特性參數見表2,其中DT、ST、FT分別為變形溫度、軟化溫度、流動溫度。

表2 煤質特性參數

2.2 計算工況

首先進行單一煤種燃燒的數值模擬,在此基礎上進行兩/三個煤種摻燒的數值模擬研究,具體工況設置見表3。工況1～工況3用于探究燃燒器全部使用一種煤時爐內結渣情況,工況4～工況9、工況10～工況15分別用于探究使用2種煤及3種煤時不同組合方案、摻混位置對爐內結渣的影響。

表3 工況設置

3 數值計算結果與結渣分析

3.1 數值模擬結果驗證

在BMCR工況下開展數值模擬,通過對比數值模型計算結果與鍋爐性能試驗報告、運行時軟件讀取數據,以驗證數值模型的準確性。數值模擬與實際運行結果見表4。由表4可知:模擬結果與實際運行結果誤差均在5%以內,滿足精度要求。同時,本文所用結渣模型已經在多種爐型上得到較好的應用,能準確預測水冷壁的結渣情況[8-9]。

表4 數值模擬與實際運行結果

3.2 爐內燃燒狀況

圖3為燃用單一煤種時爐內平均溫度隨高度變化的曲線及工況2爐內溫度場云圖。

(a) 燃用單一煤種時沿爐膛高度方向溫度分布

如圖3(a)所示,燃用不同煤種時,爐膛各部位溫度分布存在差異,但是爐內沿高度方向的平均溫度變化趨勢基本一致。噴出的煤粉在高溫下迅速熱解、燃燒,底層高溫煤粉顆粒在中心匯聚,爐內溫度快速上升,在燃燒器區域形成第一高溫區(22.6 mt2≈t3。出現上述現象的原因是煤種Ⅰ灰分含量較高而揮發分含量過低,導致煤粉著火點推遲;部分未燃盡的煤粉顆粒受爐膛負壓卷吸,隨氣流上升至燃盡風區域徹底燃燒、釋放熱量。煤粉在燃盡風區域完全燃燒,因此該區域的溫度處于較高水平[13]。

如圖3(b)所示,同層8只燃燒器的對稱矩形布置結構使煤粉燃燒時形成了2個旋向相反的橢圓形切圓。這是由于冷角氣流射流行程均大于熱角氣流射流行程,當冷、熱角射流以相同的速度離開燃燒器噴口到達對側水冷壁后,冷角燃燒器噴口到達對側水冷壁時的射流速度衰減至較低水平,對熱角燃燒器噴口射流擾動較小,故熱角燃燒器噴口射流向爐膛中心偏移較少;相反,在到達冷角燃燒器噴口附近時,熱角燃燒器噴口射流仍保持較強的剛性,使冷角燃燒器射流向爐膛中心偏移較大[12-13]。因此,形成反向雙切圓結構,同時造成熱角附近氣流末端存在較為明顯的氣流沖刷水冷壁現象,甚至出現貼壁燃燒現象,使其附近溫度處于較高水平,這與圖3(b)中C層燃燒器中心溫度截面圖相吻合。李琪[13]和任德軍等[18]采取了與本文相似的數值模擬計算方法對雙切圓燃燒鍋爐的燃燒情況進行了數值模擬,所得到的動力場及溫度場與本文結果基本一致。

3.3 爐內結渣特性

影響結渣總量的2個關鍵因素為:(1)飛灰顆粒與受熱面發生撞擊的概率;(2)飛灰顆粒撞擊后黏附于受熱面上的概率。前者主要受燃用煤種灰分含量和爐內湍動氣流的影響,后者則主要取決于煤灰顆粒性質和爐內溫度分布[8]。相關研究表明,結渣總量與溫度水平呈正相關[13],即爐內高溫區域飛灰顆粒表現出較強的結渣傾向,因此本文僅針對溫度水平較高的水冷壁進行結渣特性的數值模擬研究。

對爐膛水冷壁采用2種劃分方式:按照方位分為前墻、后墻、左墻、右墻水冷壁;按照爐膛高度分為下組燃燒器區域(17 m

3.3.1 單煤種燃燒時的結渣特性

鍋爐單獨燃用3種煤時(工況1～工況3)的結渣傾向模擬結果見圖4。

鍋爐單獨燃用3種煤時爐內顆粒沉積分布情況見圖4(a)。由圖4(a)可以看出:3種工況下結渣分布特點較為一致,但爐膛水冷壁各部位的顆粒沉積量差異較大,其中工況1的顆粒沉積總量最大。以工況1水冷壁結渣傾向(見圖4(b))分析鍋爐整體結渣傾向。結合圖4(a)與圖4(b)可知:雙切圓燃燒鍋爐運行時左右兩側水冷壁僅有輕微結渣傾向,前后墻水冷壁絕大部分顆粒沉積發生在燃燒器區域,其中熱角燃燒器附近尤為明顯。3種工況下后墻水冷壁顆粒沉積總量適中,顆粒沉積發生的面積最大,并且存在局部結渣傾向嚴重,因此下文采用后墻水冷壁來描述各個工況下爐內的結渣傾向。

3種工況下后墻水冷壁結渣情況見圖4(c)。結合圖4(a)與圖4(c)可知:工況1鍋爐的結渣傾向最嚴重,燃燒器區域結渣傾向明顯且燃燒器上部有較多顆粒沉積于水冷壁的壁面上。這是因為煤種Ⅰ的燃燒性能較差,在主燃區熱量釋放不完全,到達燃盡風區域后,近壁面溫度水平達到煤灰的軟化溫度,大量熔融狀態下的煤灰顆粒被壁面捕獲而結渣。同時,煤種Ⅰ的灰分含量最多,相比于其他2個工況,鍋爐單獨燃用煤種Ⅰ的結渣傾向更高,其中熱角燃燒器附近存在大面積、高速率的顆粒沉積現象,不利于鍋爐安全燃燒。工況2的顆粒沉積總量略低于工況1,但最大沉積速率明顯低于工況1。煤種Ⅲ的揮發分含量較高,燃燒性能最好,因此熱量釋放得最快;并且,煤種Ⅲ的灰分含量最低,結渣傾向較其余2個工況有顯著緩解。

(a) 工況1～工況3顆粒沉積情況

3.3.2 配煤方案對結渣的影響

3種煤兩兩摻混燃燒時(工況4、工況6、工況8)鍋爐的爐內溫度與結渣傾向見圖5。3種工況均為灰分含量較低、熱值較高的煤種分布在下層燃燒器。

(a) 沿爐膛高度方向溫度分布

3種煤兩兩摻混燃燒時爐膛截面平均溫度隨高度的變化情況見圖5(a)。由圖5(a)可知:在燃燒器區域之前,各工況的溫度相近且呈現出較快的上升趨勢。當進入燃燒器區域時,工況8采用高熱值低灰分煤種配煤,由于所含揮發分含量相對較高,揮發分快速析出著火,使熱量快速釋放,并且灰分顆粒間輻射熱能損失較小,因此溫度水平更高,3種工況下平均溫度t4

3種煤兩兩摻混燃燒時顆粒沉積及后墻水冷壁結渣情況分別見圖5(b)、圖5(c)。結合圖5(b)、圖5(c)可以看出:工況4、工況6和工況8鍋爐結渣傾向較為一致,即顆粒沉積主要發生在前后墻水冷壁上部及上下2組燃燒器區域,并且熱角燃燒器(左右兩側燃燒器噴口)附近的結渣速率明顯高于冷角燃燒器(中間兩列燃燒器噴口)附近。煤種Ⅰ以60%的入爐比例與其余2種煤摻混燃燒時呈現出較強的結渣趨勢,并且在燃燒器上部有較多顆粒沉積于壁面形成結渣,即工況4(A～E層燃用煤種分別為Ⅱ/Ⅱ/Ⅰ/Ⅰ/Ⅰ)、工況6(A～E層燃用煤種分別為Ⅲ/Ⅲ/Ⅰ/Ⅰ/Ⅰ)顆粒沉積總量明顯高于工況8(A～E層燃用煤種分別為Ⅲ/Ⅲ/Ⅱ/Ⅱ/Ⅱ),并且燃燒器區域局部有較強的結渣傾向,特別是在下組燃燒器區域中熱角燃燒器噴口顆粒沉積速率處于較高水平,容易引發燃燒器噴嘴阻塞現象,因此工況4、工況6的摻燒方式均不能滿足安全生產的要求。工況8整體顆粒沉積總量最低,相比工況4降低了19.7%,局部沒有較為嚴重的結渣傾向,結渣產生的部位相對較低;燃燒器上部顆粒沉積量僅占顆粒沉積總量的22.9%,該區域顆粒沉積量相比于工況4降低38.9%。

3種煤摻混燃燒時(工況10～工況12)顆粒沉積及后墻水冷壁結渣情況見圖6。

相比于工況10和工況11,工況12顆粒沉積總量最高且在熱角燃燒器區域局部顆粒沉積速率較大,出現較為嚴重的結渣傾向,不利于鍋爐安全運行。相比于工況12,工況10與工況11顆粒沉積總量分別降低2.8%和12.2%。工況10存在局部沉積速率過快的現象,工況11各部位顆粒沉積速率均處于較低水平,因此工況11的配煤方式更能滿足鍋爐安全運行要求。將煤種I以40%比例投運至爐內摻燒時(工況12),水冷壁出現較為嚴重的結渣傾向,因此工況12難以滿足安全需求。

以上各配煤方案的爐內結渣部位、顆粒沉積總量和局部顆粒沉積速率均存在較大差異,水冷壁各部位結渣情況受煤種摻混比例影響較大。這是由于煤種I和煤種II的熱值較低、灰分含量較高、揮發分含量較低,以相同質量噴入爐膛內燃燒時釋放的熱量較少,因此不同比例煤種摻燒時爐內溫度分布不同,各部位結渣傾向不同。工況4、工況6、工況10、工況12的顆粒沉積總量較高,同時飛灰顆粒以較快的速度沉積在爐膛水冷壁熱角燃燒器附近,局部結渣傾向嚴重。當與其余2種煤進行爐內摻混燃燒時,煤種I以大于40%的比例入爐時,爐膛各部位結渣傾向顯著提高。工況8、工況11的顆粒沉積總量較低,并且沒有出現局部較為嚴重的結渣現象,因此能保證鍋爐安全運行。

3.3.3 配煤位置對結渣的影響

兩煤摻混燃燒時,改變摻混位置,各部位顆粒沉積總量及后墻水冷壁結渣傾向見圖7,其中工況5、工況7、工況9為將較高熱值、較低灰分的煤種調整到上層燃燒器進入的工況。

(a) 工況4～工況9顆粒沉積情況

相比于調整之前,各部位的顆粒沉積分布情況基本一致,調整后燃燒器上部顆粒沉積量占比略微上升,顆粒沉積總量則均有一定程度下降,工況7的降幅最高,達10.17%。這是由于將燃燒性能較好的煤種調整到較上層燃燒器后,下層燃燒器燃用煤種的煤質較差,相同質量燃煤的熱量釋放較少,因此溫度水平較低;煤粉中未黏附于壁面的飛灰顆粒中部分受重力作用沉積在冷灰斗中,部分受煙氣裹挾在更高的部位達到熔融溫度并黏附在水冷壁上形成渣塊。調整之后,下層燃燒器燃用的低熱值高灰分煤種(相同質量)所消耗的氧氣量較少,因此同等配風條件下煤粉顆粒未完全燃燒部分增加,在此區域溫度處于較低水平;上層燃燒器燃用高熱值低灰分煤種,燃燒釋放熱量多,該區域溫度水平較高且飛灰顆粒較少,因此爐膛水冷壁各部位顆粒沉積總量減少。綜上所述,兩煤摻混燃燒時,熱值較高、灰分含量較低的煤種從較上層燃燒器進入爐內能緩解爐膛水冷壁各部位的結渣傾向。

3種煤摻混燃燒時,工況12出現了局部結渣傾向較為嚴重的現象,調整工況12中3種煤的入爐位置得到顆粒沉積情況與后墻水冷壁結渣傾向(見圖8)。

(a) 工況12～工況15顆粒沉積情況

調整后的工況13～工況15顆粒沉積總量相比于工況12均有所下降,工況13的降幅最高,達6.83%。工況14顆粒沉積總量與工況12最接近,并且在熱角燃燒器區域出現局部顆粒沉積速率較快的現象,不能滿足鍋爐安全運行。工況13、工況15顆粒沉積總量降幅相對較大,并且燃燒器區域顆粒沉積量占比均有所降低,相比于工況12,工況13、工況15在燃燒器區域顆粒沉積量分別下降12.0%、11.8%。3種煤摻混燃燒時,將低熱值高灰分的煤種I從上層燃燒器噴入爐內的配煤方式(工況12、工況14)出現結渣總量高且燃燒器區域局部結渣形成過快的現象,而將煤種I調整至從B、C層和C、D層燃燒器噴入鍋爐(工況13、工況15)則能有效緩解結渣。因此,3種煤摻混燃燒時應采取低熱值高灰分煤種從下層燃燒器進入爐內的配煤方式。

4 結論

(1) 雙切圓燃燒鍋爐在燃燒時的溫度場相似,會形成2個反向相切的橢圓形切圓。橢圓長軸對應的熱角燃燒器受氣流沖刷水冷壁影響,近壁面溫度水平較高,前后墻水冷壁結渣主要集中在熱角;沿爐膛高度方向,偏下位置的結渣傾向較大,在燃燒器區域結渣水平較高。

(2) 對于單一煤種入爐燃燒的情況,燃用低熱值高灰分煤種I的結渣傾向最嚴重,這是由于煤種I的灰分含量過高,較多的飛灰顆粒處于熔融狀態并最終黏附在水冷壁上。煤種摻混燃燒時,當煤種I入爐比例大于40%時,爐膛各部位結渣傾向升高。

(3) 配煤位置對結渣位置有一定影響,當多煤種摻混燃燒時,將較低熱值、較高灰分的煤種置于較下層燃燒器噴口噴出時能緩解顆粒局部沉積速率過快,從而降低結渣傾向;當煤種入爐比例相同時,調整入爐位置可以降低10.17%的顆粒沉積量。工況8、工況11結渣傾向相對良好,沒有出現局部結渣嚴重現象,因此采取工況8、工況11的配煤方式,即煤種I入爐比例在20%可以保障鍋爐安全運行。