墙式分离燃尽风对660 MW切圆燃烧锅炉烟温偏差影响的数值模拟研究

陈前明，方庆艳，张成，陈刚

(1. 广东省粤电集团有限公司沙角C电厂，广东 东莞 523936；2.煤燃烧国家重点实验室(华中科技大学)，湖北 武汉 430074)



墙式分离燃尽风对660MW切圆燃烧锅炉烟温偏差影响的数值模拟研究

陈前明1，方庆艳2，张成2，陈刚2

(1. 广东省粤电集团有限公司沙角C电厂，广东 东莞 523936；2.煤燃烧国家重点实验室(华中科技大学)，湖北 武汉 430074)

为研究墙式分离燃尽风(separatedover-fireair，SOFA)对切圆燃烧锅炉烟温偏差的影响效果，对1台660MW四角切圆燃烧锅炉开展了多工况炉内流动、燃烧和污染物排放数值模拟，研究了墙式SOFA风率和摆角对锅炉烟温偏差的影响。结果表明：SOFA风量增加，使得炉膛出口烟窗截面温度分布不均匀系数和炉膛出口截面烟温偏差减小，并且有利于降低NOx排放量，但对煤粉燃尽率影响不大；SOFA喷口水平摆角增大，有利于降低锅炉烟温偏差；SOFA喷口向下摆动，有利于降低锅炉烟温偏差。

锅炉；分离燃尽风；摆角方式；风量配比；烟温偏差；数值模拟

四角切圆燃煤锅炉因其燃烧稳定、燃烧效率高及煤种适应性强等特点而得到广泛应用[1-2]。但在运行中，由于炉膛出口的烟气残余扭转引起水平烟道中烟气速度分布不均匀，进而产生烟温偏差[3]，且锅炉体积越大，偏差越大[4]。温度和速度偏差是造成过热器超温爆管的直接原因，在锅炉实际运行过程中应尽量避免此类现象。对于切圆燃烧锅炉“残余扭转”造成烟温偏差及其带来的影响，目前的解决方法有：杨红权等主张通过在线计算热偏差，调整燃烧组织方式[5]；田登峰等通过上摆分离燃尽风(separatedover-fireair，SOFA)解决了再热蒸汽温度偏差问题[6]；另外许多学者的研究都表明利用反切风组织燃烧可有效减小残余旋转[7-9]，降低烟温偏差。

某电厂660MW四角切圆燃煤锅炉存在较严重的烟温偏差问题，在实际运行过程中给该厂造成较大的安全隐患。低氮改造后，在炉膛侧水冷壁上以水平对冲方式安装4对SOFA燃烧器，SOFA喷口可沿水平方向左右摆动15°、沿竖直方向上下摆动15°，以调节锅炉主蒸汽温度。由于墙式SOFA在实际应用中较少，这方面的研究较少。SOFA风量占总风量配比较大，势必会对炉膛温度场、速度场产生影响，进而对烟温偏差产生影响。

本文通过数值模拟的方法研究墙式SOFA配风方式和喷口摆角对切圆燃烧锅炉下炉膛出口和炉膛出口烟窗温度分布的影响，进而研究其对锅炉烟温偏差的影响，研究结果可为实际锅炉燃烧调整降低烟温偏差提供参考依据。

1　锅炉概况

表1煤质分析

收到基各成分的质量分数/%全水分灰分挥发分固定碳CHONS收到基低位发热量Q/(kJ·kg-1)12.013.027.347.760.514.209.160.700.4323958

模拟锅炉为660MW四角切圆燃煤锅炉，锅炉本体高57m、宽19.558m、深16.44m。锅炉每角布置6层一次风(primaryair，PA)喷口，7层二次风(secondaryair，SA)喷口，2层紧凑燃尽风(closecoupledover-fireair，CCOFA)喷口；炉膛侧水冷壁上，以水平对冲方式安装4对SOFA燃烧器，可沿水平方向和竖直方向摆动，调节锅炉主蒸汽温度。SOFA喷口为上下半圆、中间方形结构，方形尺寸为0.534m×0.543m，上下半圆半径均为0.267m，喷口面积为0.514m2。制粉系统采用钢球磨煤机，直吹式，5运1备(根据实际运行情况，模拟过程中最上层停运)。总燃尽风量(包括CCOFA和SOFA)占二次风总量的37.2%，其中SOFA占26.8%(100%SOFA风量)，可进一步提高锅炉的空气分级程度，降低污染物NOx的排放。锅炉本体结构如图1所示，其中面P1和P2与线L1、L2和L3为本文重要研究对象，P1和P2分别代表下炉膛出口烟温截面和炉膛出口烟温截面，线L1、L2和L3表示锅炉上部区域Y方向温度检测线。模拟煤质为电厂运行燃煤，其煤质分析见表1。

图1　锅炉本体结构、锅炉中心截面和燃烧器中心截面网格划分

2　数学模型和计算方法

2.1数学模型

湍流流动采用标准k-ε(k、ε分别为紊流脉动动能和紊流脉动动能)模型，且采用混合分数-概率密度函数方法(probabilitydensityfunction，PDF)模型模拟气相湍流燃烧，PDF采用截断高斯分布[10]；采用颗粒随机轨道模型分别模拟煤粉颗粒污泥颗粒的运动[11]；焦炭燃烧则采用动力-扩散控制反应速率模型[12]；辐射传热计算采用P-1算法[13]。压力速度的耦合采用SIMPLE法求解。为研究SOFA摆角和风量变化对锅炉燃烧特性的影响，进一步开展了NOx排放特性研究。煤粉燃烧NOx生成-还原模型中主要考虑热力型NOx[14]和燃料型NOx[15]。热力型NOx生成模型采用经典的广义Zeldovich机理。燃料型NOx根据DeSoete机理分为挥发分NOx和焦炭NOx两部分：热解中间产物为HCN，挥发分N全部转化为HCN，转换效率为0.8，HCN被O2氧化为NO，也可还原NO生成N2；而焦炭N则直接转化为NO，转化效率为1。模拟运算中NO和HCN体积分数计算残差小于10-8，其余各项小于10-4。

为评价水平烟道烟气温度分布的不均匀性，本文采用截面P2的温度分布不均匀系数M和距离两侧墙相同距离x处温度偏差ΔTx来评价锅炉烟温偏差。

本文中另外一个考察对象为温度偏差ΔTx，且ΔTx=T1x-T2x，T1x、T2x分别是L1(或L2、L3)上距离左、右侧墙x处的温度，如图2所示。

图2　温度偏差示意图

温度偏差ΔTx越小，说明炉膛两侧烟温偏差越小。一般认为200 MW锅炉温度偏差为100～150 K；300 MW锅炉温度偏差为150～200 K，而600 MW锅炉温度偏差达到200～250 K[9]。学者Yin等对某609 MW锅炉进行数值模拟，给出两侧墙的温度偏差测量方法，即取特征温度线进行温度偏差对比[9]。本文中对应的特征线为图1的L1、L2和L3。L1为下炉膛出口烟温截面P1上的炉膛中心线，距离前墙8.22 m；L2和L3均在炉膛出口烟温截面P2上，其中L3距离炉膛顶部0.3 m，L2为P2垂直方向的中心线。3条取样线的样本点数目均为56。

2.2网格处理和边界条件

模型网格划分的优劣直接关系到模拟结果的合理性。本文采用分区划分网格法，将计算区域分解为冷灰斗区域(0～14 m层)、燃烧器区域(14～26 m层)、燃尽区域(26～40 m层)和屏式过热器区域(40～57 m层)。考虑屏式过热器和再热器，能更加准确地模拟炉膛内部烟气流动和温度分布。为减少网格伪扩散给模拟带来的偏差，对燃烧器区域网格进行加密。为了提高计算精度，燃烧器区域与炉膛的连接面设置为内部连接面(interface)，防止两个面的网格质量和网格形状差异较大而引起误差。为了兼顾计算量和网格的合理性，经过网格无关性测试，采用的总网格数目约2×106，锅炉中心截面和燃烧器中心截面网格划分如图1(b)和图1(c)所示。

离散方法均采用一阶迎风格式。一次风、二次风均采用质量入口边界条件，流量、温度为设计参数。燃尽风和周界风本体进行适当简化，根据实际尺寸构建入口模型，其质量流量根据设计参数及工况条件计算得到。采用压力出口边界条件，出口压力设置为-80 Pa。炉膛壁面采用标准壁面方程，无滑移边界条件，热交换采用第二类边界条件，即温度边界条件，给定壁面温度和辐射率，壁面温度设置为690 K，壁面辐射率设置为0.7。

本文通过数值模拟的方法研究满负荷下SOFA的配风风率(即SOFA风量占二次风总风量的比例)和喷口摆动方式对锅炉烟温偏差的影响，共开展12个工况，其中工况1至工况3为SOFA风率由26.8%降低至16.1%(对应100% SOFA风量至60% SOFA风量)的工况；工况4至工况6为SOFA喷口不同水平摆角工况(反切二次风方向)；工况7至工况12为SOFA喷口竖直摆动工况，向上为正，向下为负。具体工况特性见表2。

表2　模拟工况表

3　结果分析

3.1模拟验证分析

为验证数学模型和网格结构的合理性，对比了相同配风条件的现场实验数据与数值模拟结果，见表3。结果表明，NOx质量浓度(标准烟气状态)相对误差为4.35%，下炉膛出口烟温的相对误差为2.50%，炉膛出口飞灰含碳量和出口氧量相差较小，数值模拟结果与现场实验数据结果一致，说明模拟实验中所采用的数值模型和网格可以合理地模拟炉膛内的烟气流动、燃烧、传热(传质)和出口NOx排放特性。

表3工况1模拟数据与现场实验数据对比

项目出口氧量(体积分数)/%飞灰中碳的质量分数/%左侧炉膛出口烟温/KNOx质量浓度/(mg·m-3)实验数据3.602.911523345模拟数据3.242.901485360

3.2SOFA风量对烟温偏差的影响

随着SOFA风量增大，由于总风量保持不变，炉膛燃烧器区域(14～26 m层)空气量减少，风速降低，炉膛主燃烧区温度降低，燃烧欠充分；燃尽区域(26～40 m层)燃料燃烧滞后，致使补充大量燃尽风后未燃尽的煤粉颗粒剧烈燃烧反应，烟温上升。图3是下炉膛出口截面P1的温度场云图，结果显示，随着SOFA风门开度由工况1的100%降低到工况3的60%，下炉膛出口截面中心高温区域面积减小，整体烟温降低。

图3　不同SOFA风量工况P1温度场云图

工况1至工况3炉膛出口烟温、温度分布不均匀系数M、煤粉燃尽率及出口NOx排放结果对比见表4，3个工况不同高度温度检测线(L1、L2和L3)烟温偏差曲线如图4所示。表4结果显示，当SOFA风量降低，炉膛主燃烧区风量增加，煤粉燃烧较充分，未燃尽的煤粉颗粒燃烧减少，煤粉出口燃尽率提高；炉膛上部SOFA风量补充减少，燃烧剧烈程度降低，下炉膛出口烟温降低，炉膛出口烟温也降低；与工况1相比较，工况3炉膛出口烟温下降30 K，煤粉燃尽率提高0.3%，整体燃尽率差异较小。对比3个工况发现，随着SOFA风量增加，炉膛出口烟窗截面温度分布不均匀系数M减小，说明烟温偏差降低。这可能是由于SOFA风量提高，炉膛主燃烧区风量减少，旋流强度有所降低，大量的SOFA对冲，进一步减低了炉膛出口的烟气残余扭转强度，致使炉膛出口烟窗截面温度分布不均匀系数M减小，烟温偏差降低，这与图4的烟温偏差曲线趋势符合。随着SOFA风量增加，ΔTx呈明显降低的趋势：在L1和L2上，工况1的ΔTx比工况3低10～30 K；在L3上，工况1的ΔTx比工况3低30～50 K。烟温偏差随着SOFA风量的增加而减小，在L3上表现更为明显，表明炉膛上部烟温偏差降低。由此说明，增加SOFA风量，可对减小炉膛出口烟温偏差的控制产生正面作用。且增加SOFA风量，炉膛空气分级水平提高，NOx排放量明显降低，降低幅度达到30%，这也说明适当提高SOFA风量有利于降低污染物排放。因此，提高SOFA风量能有效降低炉膛上部烟温偏差，减少NOx排放，对锅炉烟温偏差的改善起到良好作用。

表4　炉膛出口烟温、温度分布不均匀性系数M、煤粉燃尽率及出口NOx质量浓度(标准烟气状态)结果对比(工况1、2、3)

(a)L1

(b)L2

(c)L3图4　不同SOFA风量工况烟温偏差

3.3SOFA喷口摆角对烟温偏差的影响

锅炉的4对SOFA喷口均可水平方向左右和竖直方向上下摆动15°，摆动方式决定其入射方向，对炉膛内部烟气速度场产生作用，进而改变烟气温度场，对烟温偏差产生影响。

3.3.1SOFA喷口不同水平摆角对烟温偏差的影响

图5和图6分别是SOFA喷口不同水平摆角工况下的下炉膛出口截面P1和炉膛出口烟窗截面P2温度场云图。结果显示，随着反切于二次风方向的水平摆角增大，下炉膛出口截面P1中心高温区和炉膛出口烟窗截面P2左侧高温区均有所减小；炉膛出口烟温、炉膛出口烟窗截面温度分布不均匀系数M、煤粉燃尽率和NOx排放结果对比见表5。可以看出，增大水平摆角，炉膛出口烟温降低，反切二次风水平摆动15°较不摆动(垂直水冷壁入射，工况1)下降约11 K；炉膛出口烟窗截面温度分布不均匀系数M降低，由工况1的12.35%下降至工况5的11.77%。

图7为SOFA喷口不同水平摆角工况烟温偏差曲线，结果显示，与工况1相比，工况6在L1上的ΔTx下降了 30～80 K，在L2和L3上的ΔTx也下降了10～20 K，说明增大水平反切摆角有利于降低锅炉烟温偏差。这是由于SOFA反切角度越大，对二次风的消旋作用越强，造成烟气进入屏式过热器区域流速更加均匀，水平烟道烟温偏差降低；而改变SOFA喷口水平摆角，煤粉燃尽率变化在0.2%以内，说明SOFA喷口反切角度对燃尽率的影响较小。从表5看出，改变SOFA喷口水平摆角，对NOx排放影响较小。

图5　不同SOFA喷口水平摆角工况P1温度场云图

图6　不同SOFA喷口水平摆角工况P2温度场云图

工况水平摆角/(°)炉膛出口烟温/KM/%煤粉燃尽率/%NOx质量浓度/(mg·m-3)10964.612.3598.50359.445962.912.3398.56364.1510955.811.9898.38343.6615953.311.7798.33348.8

(a)L1

(b)L2

(c)L3图7　不同SOFA喷口水平摆角工况烟温偏差

3.3.2SOFA喷口不同竖直摆角对烟温偏差的影响

图8是SOFA喷口不同竖直摆角工况的下炉膛出口截面温度云图。随着向上摆动SOFA喷口，炉膛上部燃尽区高温区上移，且烟气向上分速度增大，造成烟气进入屏式过热器区域流速增大，烟气对炉膛上部屏式过热器和再热器的冲击加大。表6是工况7至工况12与工况1(摆角为0°)的炉膛出口烟温、炉膛出口烟窗截面温度分布不均匀系数M、煤粉燃尽率和NOx排放结果的对比。结果显示，随着SOFA喷口向上摆动，炉膛出口烟温由工况7的1 476.7 K上升至工况12的1 489.0 K；SOFA喷口竖直摆角的增大造成煤粉燃尽区域上移，相当于加大了锅炉整体的空气分级水平，煤粉燃尽率下降，由工况7的98.68%降低至工况12的98.34%，约下降0.3%，降幅较小，说明SOFA喷口上摆对煤粉燃尽率的影响较小。NOx排放与水平摆角工况相似，竖直摆角改变，炉膛整体NOx排放无明显差异，说明SOFA喷口上下摆动对NOx排放的影响较小。炉膛出口烟窗截面温度分布不均匀系数M也由于喷口的上倾而加大，由工况7的12.08上升至工况12的12.61；结合图9的L1、L2和L3烟温偏差曲线，随着竖直摆角的增大(由向下摆动至向上摆动)，参考线上的温度偏差均增加，与工况1(摆角为0°)相比较，工况7(下摆15°)在L1、L2和L3上的ΔTx分别下降10～20 K、20～60 K和20～40 K，工况12(上摆15°)在L1、L2与L3上的ΔTx分别上升10～50 K、30～50 K和20～60 K。结果说明，SOFA喷口竖直向下摆动有利于降低炉膛出口烟温偏差，这可能是由于喷口下摆，SOFA风竖直向下的分速度与烟气上升速度起到对冲作用，使得烟气上升速度减小，且旋转作用减弱，最终导致温度偏差减小。

图8　不同SOFA喷口水平摆角工况P1温度场云图

工况水平摆角/(°)炉膛出口烟温/KM/%煤粉燃尽率/%NOx质量浓度/(mg·m-3)7-151476.712.0898.68351.58-101480.812.1498.58364.19-51484.612.2698.42356.2101485.312.3598.50359.41051487.812.3398.51359.111101488.612.5798.35353.012151489.012.6198.34348.3

(a) L1(工况1，7，8，9)

(b) L1(工况1，10，11，12)

(c) L2(工况1，7，8，9)

(d) L2(工况1，10，11，12)

(e) L3(工况1，7，8，9)

(f) L3(工况1，10，11，12)图9　不同SOFA喷口竖直摆角工况烟温偏差

4　结论

以1台660 MW四角切圆燃烧锅炉为例，通过数值模拟研究SOFA配风方式和喷口摆角对锅炉下炉膛出口烟温、炉膛出口烟温和炉膛出口烟窗截面温度分布不均匀系数的影响，对比其对锅炉烟温偏差的影响。结果表明：

a)通过现场试验数据的验证，表明该模型可较为合理地模拟锅炉燃烧特性。

b)增加SOFA风量，煤粉燃尽率降低，下炉膛出口烟温和炉膛出口烟温升高，炉膛出口烟窗截面温度分布不均匀系数减小，对减小炉膛出口烟温偏差产生正面作用，且SOFA风率增大有利于降低NOx排放。

c)增大SOFA喷口反切二次风方向的水平摆角，下炉膛出口截面中心高温区和炉膛出口烟窗截面左侧高温区均减小，有利于降低锅炉烟温偏差；向上摆动SOFA喷口，炉膛上部燃尽区的高温区上移，下炉膛出口烟温和炉膛出口烟温升高，炉膛出口烟窗截面温度分布不均匀系数增大，煤粉燃尽率下降但降幅较小，SOFA喷口向下摆动有利于降低烟温偏差。

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(编辑彭艳)

NumericalStudyofEffectofWallSeparatedOver-fireAironFlueGasTemperatureDeviationin660MWTangentiallyCoal-firedBoiler

CHENQianming1,FANGQingyan2,ZHANGCheng3,CHENGang2

(1.GuangdongShajiaoCPowerPlantofYudeanGroupCo.,Ltd.,Dongguan,Guangdong523936,China; 2.StateKeyLaboratoryofCoalCombustion,HuazhongUniversityofScienceandTechnology,Wuhan,Hubei430074,China)

Tostudytheeffectofwallseparatedover-fireair(SOFA)onfluegastemperaturedeviation,numericalsimulationonfurnaceflow,combustionandpollutantemissionundermultipleloadingconditionsfora660MWtangentiallycoal-firedboilerwascarriedout.TheeffectofSOFAairrateandswingingangleonthefluegastemperaturedeviationwasinvestigatedcarefully.ThesimulationresultsindicatethatincreaseofairrateofSOFAcausessectionaltemperatureunevennesscoefficientofsmokestackatthefurnaceexitandsectionalfluegastemperaturedeviationatthefurnaceexitbothdecreaseandmakesforreducingNOxemissionwithoutlargeimpactonburn-offrateofpulverizedcoal.Meanwhile,levelswingingangleofSOFAnozzleextendsandSOFAnozzleswingsdownward,whicharebothgoodtoreducefluegastemperaturedeviationoftheboiler.

boiler;separatedover-fireair(SOFA);swingingangle;airflowrate;fluegasdeviation;numericalsimulation

2016-02-25

2016-04-01

国家自然科学基金资助项目(51006042)；广东省省部产学研结合项目(2013B090500008)

10.3969/j.issn.1007-290X.2016.07.004

TK227.1

B

1007-290X(2016)07-0016-08

陈前明(1968)，男，湖北大冶人。高级工程师，工学硕士，从事电力企业管理、生产管理工作。

方庆艳(1974)，男，湖北孝感人。副教授，工学博士，从事电站运行优化及相关数值计算工作。

张成(1980)，男，湖北武汉人。副教授，工学博士，从事电站运行优化、污染物脱除及低阶煤利用相关工作。