上置式卫燃带对锅炉燃烧影响的数值模拟研究

2015-03-25陈一平刘彦丰

电力科学与工程 2015年2期

徐博，陈一平，刘彦丰

(1．华北电力大学能源动力与机械工程学院，河北保定071003;2．湖南省电力公司科学研究院，湖南长沙410007)

0 引言

燃用低挥发分无烟煤的煤粉锅炉在炉内没有布置卫燃带时，炉内燃烧会温度偏低，燃烧不稳定，会导致飞灰、炉渣含碳量升高。当炉膛设计热负荷低或受热面不匹配时，往往出现过热器、再热器蒸汽温度偏低，影响了机组的经济性和汽轮机的安全［1］。为此，工程上一般普遍采用在炉膛敷设卫燃带的方式来解决［2］。

不同布置方式的卫燃带对锅炉炉内燃烧影响有所不同。本文模型是湖南某自备电厂300 MW机组，设计煤种为无烟煤的锅炉为模型，原设计为卫燃带大面积敷设在主燃烧区水冷壁位置上，实际运行中，为了稳定燃烧，煤质的挥发分有所提高，然而，炉内出现了严重结焦，过热器超温，使用减温水量较大。卫燃带不合理布置，截面热负荷过大被认为是导致了这种结果的原因。经过研究后，卫燃带被布置在燃烧器上方区域，以降低局部温度过高与减小热负荷，缓解壁面结焦。

通过热力计算估算重新敷设卫燃带面积后［3］，利用数值模拟辅助手段进行仿真模拟。目的在于对炉内燃烧过程采用三维模拟［4］，分析重新设计的卫燃带敷设位置与面积对卫燃带表面结焦特性及燃烧效率的影响。同时，将原方案模拟作对比，以研究两种布置方式作对比，研究原方案与重新设计方案的有效性与实用性。

最后，将机组实际改造前后的运行数据分析，验证上置式卫燃带对解决炉内局部温度过高，预防炉内结焦，过热器汽温有调整作用，同时，又能帮助稳燃有重要意义。

1 物理模型

1.1 设备概况

锅炉对象为湖南某发电工程2 ×300 MW 机组锅炉SG-1025/17．5-M720 型1025t/h 亚临界压力一次中间再热自然循环锅炉，单炉膛四角切向燃烧，采用直流射流燃烧器，烟气挡板调温，中储式钢球磨热风送粉，冷一次风系统，露天布置，全钢架悬吊结构，平衡通风，固态机械排渣。

该发电机组用于冶金炼铝提供电力，由于冶金行业的特殊性，企业用电量消耗巨大，机组基本长期处于高负荷运行，2013 年每台炉平均利用发电小时达到8 486 h 之多，故非计划停机损失大。

燃烧器为直流固定式，布置在炉膛下部四角处，每角燃烧器共有6 只煤粉喷嘴，8 只二次风喷嘴(其中含1 只OFA 喷嘴)和2 只三次风喷嘴组成。下四层喷嘴水平布置，三次风下倾10°，其余各层下倾5°。1，3 号与2，4 号角燃烧器分别形成41°，46°夹角，在炉膛中心分别形成φ691 mm 和φ712 mm 逆时针方向假想切圆。配风参数见表1。

表1 配风参数(BMCR)

锅炉的主要设计参数如表2 所示。

表2 锅炉BMCR 工况的设计参数

设备制造单位为了使锅炉适应电厂设计用煤，设计了卫燃带来稳定燃烧保证锅炉出力，卫燃带面积设计为253 m2，布置如图1、图2 所示。

图1 原卫燃带前后墙布置示意图

图2 原卫燃带左右侧墙布置示意图

设计煤种参数如表3。

表3 煤质分析 %

1.2 拟设计卫燃带方案

由于原设计的卫燃带方案采用了过于集中的不合理布置，且面积过大，根据湖南省电力公司科学研究院XDGS-GLF003-2013 报告［6］了解到，随着实际燃用煤质优于设计煤质，炉内燃烧出现如下情况:燃烧器区域温度过高，在A-D 燃烧器层炉膛结焦较严重，其厚度达到了300～600 mm，具体表现为前后墙结焦比左右墙严重，向火侧比背火侧严重，曾多次因炉膛垮大焦而造成堵塞冷灰斗而停炉。过热器、再热器汽温超温，减温水投入过多，锅炉效率下降。因燃烧区域的温度过高，炉膛出口NOx 含量必然大大上升。

为提高锅炉运行安全性与燃烧效率，减少NOx排放，需对炉膛卫燃带进行调整，以降低燃烧器区域温度(贴近水冷壁附近温度＜1 500 ℃)，以避免结焦［7］。

在保证锅炉能满足BMCR 工况出力条件下，布置卫燃带的面积调整为168．32m2，实际布置如图3，图4 所示。

图3 卫燃带布置图示

图4 上置式卫燃带在燃烧器顶端布置图

1.3 网格划分

该锅炉炉膛内部尺寸为锅炉炉高55 000 mm，炉宽13 230 mm，炉深12 620 mm。为了便于模拟，忽略锅炉壁厚度;炉膛网格化的质量直接影响到数值解的计算精度。为了避免伪扩散问题合理加密网格，采用合理的网格化手段使流动方向与网格线方向尽可能的成一条直线，使得伪扩散最小。

网格划分过少，容易造成计算结果不收敛;过多则需耗费大量计算资源，收敛较慢。因此，一般网格仅仅将需要研究的地方网格加密，如本文容易结焦的燃烧器区域，需有高密度与质量的网格化。网格划分过程是先对炉膛燃烧器的截面、主燃烧区炉墙边进行合理加密，再采用Paving 的方法对其截面进行网格化，生成炉膛面网格后，再沿着炉膛高度方向选择Cooper 构建体网格。经过多次尝试，在有限的电脑计算能力下，网格数为613 806 个时，能保证计算结果收敛，且计算速度较快。

为防止模拟计算发生伪扩散，燃烧器喷口与网格线方向应基本在一条直线上，这要求斜度必须不大于0．97，越小越不容易发生伪扩散［8～11］。从网格检查实际整体网格检查斜度值Skewness 均小于0．5，整体网格的质量好，能很好保证计算避免发散。燃烧器截面网格划分如图5 所示，模拟工况设计如表4。

图5 燃烧器截面网格划分图

表4 模拟工况设计

2 数学模型及边界条件

煤粉锅炉的炉内燃烧的过程是十分复杂的，在保证模拟正确性的基础上，需将对象进行简化。针对本课题所研究内容，采用了以下数学模型进行数值模拟［6］:

(1)挥发分气相湍流输运采用模拟旋流较好的改进型的Realizable k-模型，近壁面选择常用的Standard Wall Function。

(2)颗粒跟踪采用Discrete Random Walk Model。

(3)气相湍流燃烧用非预混下的混合分数概率—密度函数模型。

(4)挥发分的释放采用Two-Competing Rates模型。

(5)焦炭燃烧采用动力/扩散控制反应速率模型。

(6)炉内燃烧传热主要是辐射传热，故采用P-1 模型。

(7)合理保证精度条件下，适当提高收敛速度，采用First Order Upwind 离散格式。

3 计算结果的分析

3.1 模型温度场的变化

图6 是沿炉宽6．4 m 中心位置的平面截图，可以看出，不同工况、不同卫燃带敷设位置下炉膛中心温度沿高度方向温度的分布等值线图。

图6(a)、(b)同为BMCR 工况下的等值线图，比较而言，采用原锅炉卫燃带布置方式(即卫燃带布置在燃烧器附近主燃烧区域)的图6(a)对炉膛内烟气温度提升明显，该工况下，炉内靠近燃烧器区域温度高达2 000 K，在靠近水冷壁附近温度同样也高达1 800～1 900 K，这样的温度对于灰焦DT，ST，FT 在1 500 ℃的煤质而言，结焦是难以避免的，对比湖南省电力公司科学研究院XDGS-GLF003-2013 报告［2］可知A-D 层燃烧器结焦现象最为严重，严重结焦位置与模拟结果高温区域的分布也是吻合的，证明了模拟工况2较为准确。工况5 炉内沿高度方向温度梯度相差不大，但是靠近燃烧器附近局部截面最高温度仅1 800 K 左右，温度已经降低到结焦限制温度之下。同理，75%负荷的工况3 与工况6 也存在同样的变化。50%负荷的工况3 与工况6 本身炉内温度较低，结焦可能性小，故结焦性质不作讨论。

从卫燃带表面温度观察，在图7 中，可以看到工况2 卫燃带表面温度已经达到1 900 K 结焦必然随之产生，而结焦又会导致水冷壁与火焰之间热阻增加，加重结焦的程度，在严重的情况下，结焦甚至堵塞冷灰斗，造成被迫停炉。在工况3，卫燃带表面温度达到了1 850 K，也会出现同样结焦的可能。而采用将卫燃带布置在燃烧器顶端的BMCR 负荷的工况5 与75%负荷的工况6，靠近卫然带的最高温度下降到1 700～1 800 K，50%负荷工况为1 500 K 左右，各工况下卫燃带敷设在炉膛上部时，卫燃带表面的温度最高仅为1 700 K，对于DT 大于1 500 ℃是安全的。从而避免结焦造成的安全隐患。

图6 炉膛中心温度沿高度方向温度分布等值线图

图7 卫燃带壁面温度分布等值线图

从图8 炉膛截面平均温度沿高度的变化可以看到，工况2 温度最高点的温度超过1 900 K。对比工况5，可以明显看到将卫燃带布置在燃烧区域顶端，成功地避免了原高温区温度进一步的升高，布置168．32 m2卫燃带，在BMCR 负荷下，炉膛内最高温度比原设计下该值降低了107 K，同比该值降低5．68%，其降到了易结焦的温度以下。

图8 BMCR 负荷下炉膛截面平均温度沿炉膛高度的变化

同样，图9 中，作为75%负荷的工况3 温度仅次于工况2 也达到了1 800 K 以上，可见温度在高负荷状态下都已经超过结焦的温度，该条件下，长期处于高负荷运行的机组锅炉是十分不利的。在75%负荷下，炉膛内最高温度比原设计值降低111 K，同比该温度降低6．03%，将温度最高值降低到了1 728 K，避免结焦。

图9 75%负荷下炉膛截面平均温度沿炉膛高度的变化

如图10 所示，在50%低负荷的时候，炉膛内温度相对较低，基本都保持在易发生结焦的温度值以下，两个工况下，温度合适都并不容易发生结焦。

图10 50%负荷下炉膛截面平均温度沿炉膛高度的变化

综上可知，卫燃带布置对于提高炉膛内温度有积极作用。卫燃带布置在炉膛内的主燃烧区提高烟气温度效果更明显。缺点是局部温度提升过高更易产生严重结焦，产生安全隐患。对比卫燃带布置在炉膛内燃烧器顶端，布置卫燃带仅对已布置区域以上的烟气温度产生影响。在非传统高温区域布置，分摊过于集中的热流密度，对改善结焦情况有利，对未布置卫燃带的工况1，上置式卫燃带能显著提高过热器与再热器的蒸汽温度，从而保证锅炉正常出力。

3.2 模型焦炭燃烬率的变化

对于挥发分低的无烟煤，一般炉膛温度的降低会对燃料燃烬将有负面影响，特别是在低负荷下较明显［12］。根据模拟统计的焦炭燃烬率如表5 所示。

表5 各模拟工况下焦炭燃烬率

从各工况下焦炭的燃烬率可以看出，没有布置卫燃带焦炭燃烬率情况较差。在布置有卫燃带之后，卫燃带布置在燃烧器区域附近墙面的各工况因为局部温度高焦炭燃烬率比较好，对比布置在燃烧器顶端的卫燃带布置方案，可以看见各个工况对比原方案焦炭燃烬率都略有降低，特别对于50%低负荷下而言经济性降低较多。故低负荷的稳燃以及燃烬可能会受到影响。

然而，对于类似长期能运行在高负荷下的机组而言，卫燃带布置在燃烧器顶端，每年将省去数百万的除焦剂购买费用，增加机组的长期稳定性以及安全性，该方案必然也是可行且有意义的。

3.3 模型炉膛出口烟温的变化

模型炉膛出口处烟温的高低，会影响过热汽温与再热汽温是否能处于设计值下温度。对于工况2、工况3、工况4 在原设计值下，过热汽温与再热汽温都是能达到该锅炉原说明书中设计的温度。各负荷的炉膛出口烟温如图11 所示。

图11 炉膛出口温度与炉膛负荷模拟曲线

对比相同负荷点下的炉膛出口温度，烟气温度相差7～10 ℃，即炉膛出口温度相差不到0．81%，反应到主蒸汽汽温上，主汽汽温变化幅度可以基本控制在主汽温度要求范围以内。因此，符合主、再汽温的控制要求。

3.4 模型炉膛壁面总吸热量的变化

两种卫燃带的敷设方式下，炉膛各个壁面总的吸热量如图12 所示，热量是从炉内高温烟气传导到壁面，对于壁面吸收的热量为负值。根据曲线可知，总的吸热量几乎一致，说明炉内的水冷壁吸热量改变不大，总体能满足水冷壁吸热量的要求，保证单位时间蒸汽的发生量。而在较低负荷上，主燃烧区敷设卫燃带的炉内的燃烧吸热量因为卫燃带绝热作用导致吸热比卫燃带布置在炉膛上部的方案总吸热量减少，虽然，卫燃带布置在炉膛上部的方案壁面总的吸热量多了，但是炉内烟气温度必然下降，对不投油低负荷稳燃预计将造成负面影响。

图12 不同负荷炉膛水冷壁总吸收热量曲线图

4 卫燃带改后的运行效果

卫燃带调整之后，在不同负荷下，采用Raytek raynger 3i 型炉膛红外测温仪从多个位置的观火孔水平指向炉膛中心多次测量炉内温度，实测主燃烧区温度截面平均下降92 K。温度降低到易结焦温度1 773 K 之下，从实际运行1 个月之中的各项参数的汇总发现，在同负荷之下，过热器超温次数明显减少，炉内实际结焦程度现象改善，因结焦严重导致非计划停机没有再发生。

机组调整后，分析了运行数据，实际炉膛出口处温度与锅炉的设计炉膛出口平均温度对比如表6。

表6 对比实际与设计炉膛出口平均温度

从以上对比发现，炉膛出口温度正常，在低负荷状态下炉膛出口烟温低于设计，验证了在低负荷时，锅炉不投油稳燃燃烧效果会变差。故高负荷稳定需求的锅炉较适合使用上置式的卫燃带敷设方案。

因此，模拟计算较为准确地反应了改造效果，与实际改造基本相符。电厂统计相关数据如表7。

表7 电厂统计的飞灰与炉渣含碳量数据 %

实际测得改后BMCR 工况下，锅炉的飞灰含碳量、炉渣含碳量比调整之前相应值略有降低，均在3．5%以下，说明改后锅炉经济性良好，改造是成功的。

5 结论

(1)卫燃带布置对于提高炉膛内温度有积极作用。对比将卫燃带布置在燃烧器上方，同样面积的卫燃带布置在主燃烧区，之后，提高烟气温度的幅度更大。但缺点是若截面热流密度过大会导致局部温度过高，更容易产生严重结焦，也势必增加热力NOx 的生成量。上置式卫燃带提高卫燃带上部烟气的温度，有效避开截面热流密度较高的区域，保证锅炉主蒸汽设计温度的同时，避免了卫燃带表面温度过高。

(2)卫燃带不同布置位置对烟气影响不同。根据模拟可知，卫燃带仅仅对其敷设区域与敷设区域上部的温度有影响，对卫燃带下方烟气温度影响不大，故布置在炉膛上方不会导致主燃烧区温度大幅提高，避免了结焦。

(3)对燃用低挥发分、发热量适中的煤，长期存在高负荷稳定需求的电厂，例如冶金企业自备电厂等，锅炉采用上置式卫燃带布置方式，主蒸汽与再热蒸汽温度可以得到改善，既可避免或减轻炉膛结焦，也可提高经济性。而在低负荷下运行，其经济性可能较差。

(4)改造前后，结焦现象明显改善，每年节约数百万除焦费用，焦炭燃烬率变化不大，经济性、安全性问题改善。

(5)将卫燃带不同布置的温度特性、结焦状况，锅炉燃烧情况与改造试验、锅炉运行数据作对比，得出模拟结果与改造前后试验数据基本相符，得以验证。

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