300 MW四角切圆锅炉燃烧器优化改造数值模拟

2018-09-07高建强庄绪增

电力科学与工程 2018年8期

高建强，敬赛，庄绪增

(华北电力大学能源动力与机械工程学院，河北保定 071003)

0 引言

四角切圆燃烧方式具有燃烧特性好、经济性能高等优点，是燃煤锅炉中广泛应用的燃烧技术[1]。但在机组运行中，锅炉水冷壁的结渣和高温腐蚀问题一直是威胁电厂安全运行的重要因素。由于四角切圆锅炉炉内温度水平和热负荷较高，处于熔融状态下的灰分较多，炉内易形成结渣，若射流形成的切圆直径过大，旋流燃烧时煤粉气流向炉墙水冷壁扩散，会增加灰渣与水冷壁面的接触而加速结渣[2]。燃料含硫、炉内流场组织不良使煤粉颗粒冲刷墙壁，在水冷壁面附近燃烧，造成高温腐蚀过程，当腐蚀情况严重时甚至对生产安全构成威胁。此外，当炉膛内温度水平较高，O2浓度较大时，NOx产生量会激增，使污染物排放不达标。当前，如何合理地改善和组织锅炉的流场和组分场，在减少水冷壁结渣和高温腐蚀的同时能够控制氮氧化物的生成和排放，已经成为当前研究的热点和难点。

炉内燃烧是一个包含气相湍流、煤粉燃烧以及各种换热的过程，想要精确求解很困难。随着计算机技术的发展，采用数值模拟方法建立炉膛模型，计算燃烧流动过程，并得出较为精确的数值解，已经成为锅炉设计改造工作的重要方法。在对锅炉炉膛的数值模拟工作中，吕太[3]通过在主燃烧器上部增加分离燃烬风，改变二次风配风，在改善高温腐蚀的同时减少了NOx排放。白涛[4]将炉膛部分三次风上移，通过调整炉内空气分布，减少了NOx的生成。李德波等[5]利用低氮改造技术对四角切圆锅炉进行改造，模拟结果显示改造后切圆形成良好，未出现火焰贴壁。当前，对于四角切圆锅炉炉内燃烧的数值模拟研究工作虽然较多，但是对燃用贫煤锅炉的改造相对较少，对于不同的机组改造效果也不一定相同，因此文献[3～5]的研究并不全面。

为此，本文以某电厂300 MW亚临界四角切圆锅炉为研究对象，针对其运行中高温腐蚀较重、NOx排量较高等问题，对机组进行了优化改造，数值计算并比较了改造前后的效果，研究结果对同类型机组的运行和改造有一定的参考价值。

1 机组概况

某电厂300 MW亚临界四角切圆锅炉是SG-1025/17.5-M4006型、固态排渣，采用一次中间再热的燃煤汽包炉。炉膛前后墙距离11.89 m，左右墙距离12.8 m，炉膛高59.8 m。整组燃烧器设置A、B、C、D、E，5层一次风喷口，共有12层二次风喷口，一二次风间隔布置，具体形式如图1所示，煤质分析见表1。

图1 主燃烧器喷口布置

项目数值Car/%54.24Har/%3.89Oar/%3.01Nar/%0.83Sar/%1.68Aar/%29.35Mt/%7.00Vdaf17.99Qnet.ar20.72

该机组在实际运行中，燃烧器区域水冷壁附近出现高温腐蚀现象，管子氧化膜遭破坏，腐蚀区形成较多灰焦，部分区域粘结有黑色煤粉颗粒，对锅炉安全运行构成危害。此外，该机组在运行中还出现了NOx排放浓度较高的问题，炉膛出口处氮氧化物含量偏离设计值，污染物排放较高，因此决定对其进行优化改造，同时对配风方式进行更加合理的布置。

2 改造方案

运行实践表明，由于四角切圆锅炉内旋流气流的存在，使得燃烧器射流偏离气流设计方向，造成气流切圆直径变大，冲刷水冷壁，在壁面附近产生局部高温，生成大量还原性气体，加剧了高温腐蚀过程。可以通过一次风反切技术，使一次风包裹煤粉颗粒，减少一次风粉对壁面的冲刷，同时，调整煤粉射流形成的切圆直径和刚度，进而减少火焰贴壁的产生。

此外，由于流场和组分场的不合理组织，在炉内温度较高、氧气浓度较大的区域氮氧化物生成量激增，造成污染物排放超标。由NOx产生机理可知，炉膛内空气与燃料的比值对NOx生成影响较大，因此可以采用空气分级技术，此方法是在主燃区喷入少量空气，形成缺氧燃烧的状态，能够降低NOx的生成，在主燃区上部喷入剩余的二次风进行助燃，使煤粉完全燃烧，减少热损失。

因为锅炉设计燃用贫煤，炉膛燃烧温度高，为减小改造难度，在满足燃用贫煤条件下进一步降低锅炉炉膛出口NOx浓度，燃烧器改造方向主要以增加燃烬风喷口，同时优化燃烧器喷口角度为主。

具体改造方案如下：

(1)为更好地实现“风包粉”式的燃烧形式，一次风喷嘴出口气流采取反切4°的布置形式进行布置和重新设计。

(2)二次风喷口重新进行设计，面积有所改变，二次风燃烧器假想切圆直径不变。

(3)对空气进行深度分级，增加燃烬风风量，在原有SOFA燃烧器基础上增加一层4只墙式切圆燃烧器，关闭下部两层二次风喷口，将这两层二次风量上移至墙式燃烧器。新增的墙式燃烧器布置方式见图2。

图2 墙式燃烧器布置图

(4)重新设计燃烧器的配风，配风方式相关参数见表2。

表2 配风方式主要参数

3 网格划分与数学模型

3.1 网格划分及无关性检查

本文使用Gambit软件完成炉膛网格的划分。为减少伪扩散，提高求解的精度，将整个计算区域分为3部分：冷灰斗区域、燃烧器区域和燃烧器上部区域[6]。在燃烧器区域，由于流场变化较大，故采用六面体网格对其进行局部加密[7]。划分结束后，整个模型网格数量约为100万。网格划分方式如图3所示。

图3 炉膛网格划分示意图

为了检验数值计算的网格是否满足精度要求，进行了网格无关性检查。采用3种网格密度，在相同工况条件下比较计算结果，表3为检验结果。

表3 网格无关性检查

由表3可知，当网格数量为105万与138万时，计算结果较为接近。而网格数量70万与105万相比，炉膛出口温度相差19 K，精度较差。因此采用105万网格数量满足计算精度要求。

3.2 数学模型

本文数值模拟采取三维稳态计算，使用k-ε模型模拟湍流气相流动[8]，使用标准壁面函数处理近壁面的流动问题，辐射换热采用p-1模型，采用非预混燃烧模型模拟燃烧过程，对颗粒的追踪采用随机轨道模型，煤粉挥发分的热解采用双竞争反应模型，焦炭燃烧采用动力—扩散模型，对NOx生成量的模拟采用后处理的方法[9]。

数值计算中所需求解的基本方程有：连续性方程、动量方程和能量方程等控制方程，其通用形式如下：

(ρuφ)=div(Γgradφ)+S

(1)

上式各项依次为瞬态项、对流项、扩散项和源项。φ为广义变量，可以是速度、温度或浓度等待求变量。Γ是相应于φ的广义扩散系数。S是广义源项。

4 计算结果及分析

4.1 速度场

炉内速度分布能够直观地反应煤粉气流的流动特性，煤粉气流流动特性的好坏直接影响煤粉颗粒进入炉膛之后的燃烧情况。图4为燃烧器改造前后D层一次风喷口截面速度云图，图5为燃烧器改造前后D层一次风喷口截面中心线速度分布。燃烧器区的气流运动是螺旋上升运动[10]，由图4可知，一次风射流在炉内形成了良好的切圆效果，在燃烧器4个喷口部分速度变化最为剧烈，在切圆中心和炉壁附近速度梯度较小，这符合四角切圆锅炉的流动特点。改造后由于主燃区风率减小，速度整体分布略有降低，由图4、5可知，一次风燃烧器水平截面在炉内上下气流和邻角射流冲刷的共同影响下，在水平截面的切圆中心形成了旋流低速区，改造后速度分布基本上低于改造前。同时，改造后的速度切圆直径要小于改造前工况，气流贴壁现象有所改善，对炉壁的冲刷作用降低，从而减少了炉壁的腐蚀和结渣现象。

图4 D层一次风喷口截面速度矢量图

图5 D层一次风喷口截面中心线速度分布

4.2 温度场

炉内温度分布能够直观地反应煤粉气流的燃烧特性，燃烧特性的好坏直接影响着锅炉的热损失和效率。图6为改造前后D层一次风喷口截面温度云图，图7、图8给出的分别为改造前后左右墙中心截面温度场等势图和炉膛水平截面平均温度沿炉膛高度变化图。

图6 D层一次风喷口截面温度云图

图7 左右墙中心截面温度场等势图

图8 平均温度沿炉膛高度变化

由图6可知，冷煤粉颗粒从一次风喷口喷出，吸热升温，挥发分首先析出，之后焦炭开始燃烧，温度水平迅速增大，因此一次风喷口附近温度变化较为剧烈。四股射流在炉膛中心形成了良好的切圆，且燃烧的最高温度出现在最大切圆处，煤粉颗粒在炉膛的停留时间增长，燃烧更加充分[11]。改造后的温度切圆直径相较于改造前有所减小，高温区域范围降低，温度峰值减小，火焰贴壁情况有所改善，能够减少高温腐蚀和结焦。

由图7、图8可知，在炉膛整体温度范围内，主燃区温度梯度变化最大，平均温度最高，冷灰斗和燃烬风上部范围温度水平较低。由于气流的螺旋上升运动，最高温出现在主燃区上部，最高可达 1 400 ℃以上。因为上移了部分二次风，使主燃区风率减小，不完全燃烧加剧，因此改造后炉膛整体温度分布较之前有所降低，但温度曲线的变化特性基本一致。在燃烬风上部因为增加了一层墙式燃烧器，补充了燃烬风量，大量燃烬风的喷入使该区域的温度迅速下降，因此改造后的出口烟温反而有所减小。由图7可知，改造后锅炉冷灰斗区域的平均温度水平有所提高，该区域燃烧得到加强，热损失减少。

4.3 组分场

图9为改造前后炉膛水平截面O2平均浓度沿炉膛高度方向的变化。由图9可知，改造前后O2浓度具有一致的变化特性，由于一二次风的交叉布置，氧气浓度分布呈锯齿状[12]，二次风的喷入提高了该区域氧气体积分数。在燃烧初始阶段，氧气含量较为充足，煤粉燃烧相对稳定，之后随着燃烧的进行，温度急剧升高，氧气被大量消耗，至浓度最低值之后，大量燃烬风的喷入补充了O2含量，使氧浓度迅速上升。在燃烬风区域，没有燃烬的煤粉在补充了二次风情况下消耗氧气继续燃烧，所以氧气含量亦有所降低。由图9可知，改造后主燃区O2浓度低于改造前，还原性气氛较强[13]，能够减少NOx产生。由于在SOFA燃烧器上新增了一组墙式燃烧器，补充了燃烬风量，所以该区域氧浓度要高于改造前，能够提高煤粉的燃烬率。

图9 O2平均浓度沿炉膛高度方向的变化

图10为改造前后炉膛水平截面CO平均浓度沿炉膛高度方向的变化。由图10可以看出，在主燃区CO浓度较大，随着燃烧的进行，煤粉逐渐燃烧完全，CO浓度沿锅炉高度方向逐渐减小，至炉膛出口CO浓度近乎为零，并且CO浓度与氧浓度变化趋势相反。由于改造后主燃区氧浓度降低，不完全燃烧加剧，因此生成的CO含量要比改造前高，能够起到抑制燃料型NOx生成的作用[14]。

图10 CO平均浓度沿炉膛高度方向的变化

4.4 NOx浓度场分析

煤粉燃烧过程生成的NOx主要有热力型、燃料型和快速型3种，由于快速型NOx的比例不足5%[15]，因此本文主要考虑前两种型式。

图11为改造前后炉膛水平截面NOx平均浓度沿炉膛高度方向的变化。

图11 NOx平均浓度沿炉膛高度方向的变化

由图11可见，NOx产生大部分集中在高温的主燃区，由NOx产生的原因可知，其生成量主要与O2浓度和炉膛温度相关[16]。在主燃区，O2含量和炉膛温度处于较高水平，导致大量NOx产生，喷入燃烬风后，NOx浓度出现稀释性下降，并且补充的二次风风温较低，抑制了NOx的生成。燃烬风与烟气完全混合后，未燃烬的焦炭继续燃烧，N进一步被氧化成NOx，但该区域温度水平比较低，所以NOx生成量略有增大。改造后炉膛整体温度下降，主燃区O2浓度减少，所以NOx产生量相应减小。通过模拟结果可以得出，改造后炉膛出口NOx浓度比改造前减少了20%，证明改造措施能够减少并控制NOx的排放。

表4为数值计算与试验值的比较结果。