“双U形燃烧”对炉内燃烧特性影响的数值模拟

吕洪坤， 童家麟， 齐晓娟， 李 剑， 蔡洁聪

(1.国网浙江省电力有限公司电力科学研究院，杭州 310014；2.杭州意能电力技术有限公司，杭州 310014)

随着近年来环保要求的不断提高，国内大型电站燃煤锅炉都进行了低NOx燃烧技术改造以满足低NOx排放的要求。众所周知，低NOx燃烧技术的一项重要措施是空气分级燃烧，即降低主燃烧区的过量空气系数以减少燃料型NOx的生成，目前达到了良好的效果。沿海某600 MW亚临界对冲燃烧锅炉经过低NOx燃烧技术改造后，炉膛出口NOx体积分数可以控制在0.01%左右。但经过2 a的运行后发现，主燃烧区和还原区的还原性气氛对炉内水冷壁，特别是对左右侧墙水冷壁造成较为严重的高温腐蚀。因此，如何在空气分级燃烧条件下缓解对冲燃烧锅炉侧墙水冷壁的高温腐蚀进程已成为锅炉安全运行亟需解决的问题。

国内学者针对炉内高温腐蚀问题进行了深入的研究。吕洪坤等[1]研究了某1 000 MW超超临界锅炉的水冷壁贴壁气氛，并对腐蚀剥落片进行了理化分析，提出贴壁气氛循环波动是加剧水冷壁高温腐蚀的重要因素。李春曦等[2]通过增加贴壁风装置，使得侧墙水冷壁的还原性气氛得到了有效改善。张锋等[3]通过提高空气预热器入口O2体积分数和减小分离燃尽风(SOFA)风门开度等手段有效地缓解了高温腐蚀，但选择性催化还原(SCR)系统入口NOx体积分数较调整前略高。国内外学者普遍认为，低NOx燃烧效果与炉内高温腐蚀程度是相互矛盾的，因此笔者就如何在保证低NOx排放的前提下有效缓解高温腐蚀进程开展了研究。

研究表明，对冲燃烧锅炉同一层风箱内，在二次风叶片角度相同的情况下，中间燃烧器的风量略高于两侧燃烧器的风量[4]；而国内许多燃煤电站往往将同一层风箱内的二次风叶片置于相同角度下运行，这无疑不利于控制侧墙水冷壁的还原性气氛。基于此，笔者提出了“双U形燃烧”模式，其适用于空气分级燃烧的对冲燃烧锅炉，基本概念大致为：将对冲燃烧锅炉同一燃烧层各喷口煤量由传统燃烧的基本相等模式修改为由中间往两侧适度递减模式，形成倒U形结构；同时调整喷口的风量分布，在不改变传统低NOx还原区和分离燃尽风区过量空气系数的前提下使得各喷口二次风量从中间向两侧逐渐增加，形成正U形结构，通过煤量与风量分布的优化减弱侧墙水冷壁还原性气氛。在实际运行锅炉上研究“双U形燃烧”的效果，受各层燃烧器煤量和二次风量波动的制约，难以得出有指导意义的结论，而数值模拟则可以保持煤量和风量的稳定。因此，笔者分别对某亚临界对冲燃烧锅炉在常规燃烧模式和“双U形燃烧”模式下的炉内贴壁区域烟气温度、还原性气氛，折焰角出口煤粉燃尽率，烟气温度偏差及底渣量等进行数值模拟研究，以期为有效缓解对冲燃烧锅炉高温腐蚀进程提供参考。

1 研究对象

以某电厂3号锅炉为研究对象，该锅炉为亚临界压力、单炉膛、一次再热、自然循环、平行烟道、单汽包型箱式2 045 t/h煤粉炉，配用带中速磨煤机的直吹式制粉系统，采用前后墙对冲燃烧方式、平衡通风、全钢架悬吊结构、半露天布置和固态排渣，早期配置有4×6排共24只Foster Wheeler公司早期的低NOx双调风旋流煤粉燃烧器，2012年将原有燃烧器改造为复合空气分级燃烧技术低NOx煤粉燃烧器，对应的三层燃烧器和分离燃尽风燃烧器中心线标高分别为24.2 m、27.7 m、31.2 m和34.6 m，该锅炉运行2 a检修时发现还原区水冷壁存在严重的高温腐蚀现象。国内外学者普遍认为CO和H2S体积分数是水冷壁高温腐蚀重要的气体指标[5-6]，因此对该锅炉主燃烧区和分离燃尽风区典型区域的水冷壁贴壁气氛进行了摸底测试。

表1给出了该锅炉在600 MW负荷、常规燃烧模式(二次风叶片角度相同)下，从水冷壁典型区域测孔抽取的烟气成分(CO和H2S)体积分数，其中A侧表示靠近固定端的侧墙，B侧表示靠近扩建端的侧墙。由表1可知，主燃烧区和还原区的还原性气氛较为浓烈，大多数测点的CO体积分数都大于2%，随着SOFA的喷入，CO体积分数才有所降低。

表1 600 MW工况下CO和H2S体积分数Tab.1 CO and H2S concentration at 600 MW %

注：1)为侧墙靠近前墙测点；2)为侧墙中间测点；3为侧墙靠近后墙测点。

周永刚等[7]指出CO体积分数大于2%的区域较易发生高温腐蚀。因此，通过优化燃烧方式有效降低这些区域的贴壁还原性气体浓度是本文研究的重点。

2 计算模型网格划分及计算工况

图1给出了计算模型的网格划分情况。整个炉膛绝大部分采用结构化六面体网格进行划分，对燃烧、流动较为剧烈的主燃烧区和分离燃尽风区进行了局部网格加密，总网格数大约为300万。由于此次数值计算特别关注水冷壁附近的贴壁气氛，因此对水冷壁左右侧墙500 mm内的区域进行了自适应网格加密。大量使用结构化网格有利于加快迭代速度和收敛速度，计算所用模型详见文献[8]，挥发分氮与焦炭氮的分配可参考文献[9]。

图1 炉膛网格划分情况Fig.1 Furnace grid division

表2给出了常规燃烧模式和改进燃烧模式(包括“单U形燃烧”和“双U形燃烧”)共5个计算工况的二次风量和煤量分布情况。工况1为常规燃烧模式(由文献[4]可知，在二次风叶片角度相同的情况下，中间燃烧器的风量较两侧燃烧器的风量高约5%)；工况2为二次风U形燃烧模式(通过减小两侧燃烧器二次风叶片角度，使得两侧燃烧器风量较中间燃烧器风量高15%)；工况3为二次风深U形燃烧模式(两侧燃烧器风量较中间燃烧器风量高50%，为极限情况)；工况4为煤量倒U形燃烧模式(两侧燃烧器煤量较中间燃烧器煤量低33%)；工况5为“双U形燃烧”模式(两侧燃烧器风量较中间燃烧器风量高15%，煤量较中间燃烧器煤量低33%)。模拟计算中保持各计算工况投运燃烧器的总风量和总煤量相同，模拟用煤为锅炉设计煤种(即晋北烟煤)，其煤质分析见表3。

表2 计算工况燃烧器二次风量和煤量分布Tab.2 Distribution of second air/coal flow rate in simulation condition t/h

表3 模拟用煤的煤质分析数据Tab.3 Quality analysis of coal used in simulation

3 数值模拟结果及分析

3.1 炉内贴壁区域烟气温度和腐蚀性气氛分布

图2和图3分别给出了各计算工况下最上层燃烧器层(30.6～31.8 m)和还原区(31.8～34.1 m)侧墙水冷壁贴壁区域(距水冷壁管中心线100 mm处)的平均烟气温度和CO体积分数。以高CO体积分数(超过2%)的区域面积占计算区域面积的占比大小来反映炉内的易受腐蚀程度。由图2可知，随着两侧燃烧器风量的增加，工况2和工况3的贴壁区域平均烟气温度较工况1均有所下降，工况3的平均烟气温度下降了约20 K，这对于降低贴壁区域烟气温度、控制高温腐蚀是有利的。而减少两侧燃烧器煤量的工况4的平均烟气温度较工况1下降了30 K，其原因是两侧燃烧器煤量减少后，贴壁区域放热量减少。工况5综合了工况2和工况4的效果，其最上层燃烧器层贴壁区域平均烟气温度较工况1下降了约65 K，而还原区的下降幅度超过了100 K，降低贴壁区域烟气温度的效果非常显著。

由图3可知，在常规燃烧模式下，贴壁区域CO体积分数较高，最上层燃烧器层贴壁区域高CO体积分数的区域面积占比为40%，这与贴壁气氛测试结果基本一致；随着两侧燃烧器风量的增加和煤量的减少，高CO体积分数的区域面积随之减小。这主要由2方面因素所致：(1)两侧燃烧器风量的增加和煤量的减少使得侧墙过量空气系数降低，O2体积分数升高，而O2体积分数与CO体积分数存在逆相关性；(2)工况2和工况3下两侧燃烧器二次风叶片角度减小后，旋流强度减弱，射流刚性增强，燃烧颗粒不易扩散至贴壁区域，降低了贴壁区域的CO体积分数。工况5的高CO体积分数区域面积占比仅为10%左右，高温腐蚀抑制能力明显增强。

图2 贴壁区域平均烟气温度Fig.2 Average flue gas temperature near water wall

图3 贴壁区域高CO体积分数区域面积占比Fig.3 Percentage of area containing high concentration of CO near water wall

3.2 折焰角出口截面的平均NO体积分数比较

为了避免计算中炉膛出口区域回流的影响，选择在距折焰角出口1 m处位置(以下简称折焰角出口)对平均NO体积分数、煤粉燃尽率和烟气温度偏差进行研究。图4给出了5个工况下折焰角出口截面平均NO体积分数的比较。由图4可知，增加两侧燃烧器风量后，折焰角出口截面的平均NO体积分数有所升高，工况3折焰角出口截面的平均NO体积分数为0.018 6%，较常规燃烧模式升高了24%，其原因可能是两侧区域过量空气系数升高后，加剧了主燃烧区两侧NO的生成。工况4折焰角出口截面的平均NO体积分数最低，较工况1降低了5%，其原因可能是工况4贴壁区域的平均烟气温度较工况1降低了30 K，有利于抑制NOx的生成，而由图3还可知，工况4贴壁区域还原性气氛与工况1较为接近，同时中间区域煤量的集中使得还原性气氛增强，几方面综合作用使得折焰角出口截面的平均NO体积分数略有降低。而工况5尽管两侧区域过量空气系数较工况4进一步升高，但最上层燃烧器层贴壁区域平均烟气温度较工况1降低约65 K，且中间区域的还原性气氛较工况4有所增强，使得折焰角出口截面的平均NO体积分数较工况4略有升高，但与工况1接近。

图4 折焰角出口截面平均NO体积分数的比较Fig.4 Average NO concentration at arch exit

3.3 折焰角出口截面可燃物质量浓度和底渣量比较

图5给出了5个工况下折焰角出口截面的可燃物质量浓度比较。由图5可知，CO体积分数与可燃物质量浓度的变化趋势基本相同，工况5折焰角出口截面的可燃物浓度最高，其CO体积分数为0.611%，可燃物质量浓度为3.34 g/m3，其他3个工况较工况1亦有不同程度的升高。这是因为：(1)两侧燃烧器二次风叶片角度减小后，烟气卷吸能力减弱，煤粉着火距离延长，不利于两侧燃烧器的煤粉燃尽；(2)中间燃烧器煤量增加、风量减少，使得炉膛中心位置O2显得尤为不足，中间燃烧器煤粉的燃尽程度也有所下降。综上所述，工况5的燃尽效果有所降低，CO体积分数较工况1升高了约0.19%，考虑到折焰角至炉膛出口未燃尽可燃物可进一步燃烧，其值仍在可接受范围内。

图5 折焰角出口截面可燃物质量浓度和CO体积分数比较Fig.5 Content of solid combustibles and concentration of CO at arch exit

图6给出了冷灰斗区域向炉膛底部方向通过13 m标高截面的颗粒溢出量，其值可以作为炉膛底渣量的表征。如图6所示，底渣量的变化趋势与煤粉燃尽率的趋势基本相同，工况5的底渣量较工况1增加了约8%。其原因是工况5中间和两侧燃烧器的煤粉着火距离均较工况1有所延长，未燃尽的大颗粒煤粉更容易落入渣斗，使得底渣量稍有增加。赵振宁等[10]认为，锅炉出渣量只占灰渣总量的10%，因此工况5不会造成炉膛底渣量明显增加，也不会对锅炉效率产生较大影响。

图6 冷灰斗区域颗粒溢出量比较Fig.6 Flow rate of particles at cold ash hopper

3.4 烟气温度偏差

一般认为，折焰角出口烟气温度偏差随着锅炉容量的增加有明显的上升趋势[11]，在一定程度上将影响到主蒸汽温度、再热蒸汽温度的分布。因此，烟气温度偏差也是判断“双U形燃烧”模式是否可行的重要指标。参考文献[12]，将折焰角出口截面沿着左右侧方向等分为20个区域，并定义了温度分布不均匀系数M，为了增加可判别度，M在3倍标准差下定义为：

(1)

根据工况1和工况5的数值模拟结果可计算得到M1=1.17，M1A=1.13，M1B=1.20，M5=1.16，M5A=1.18，M5B=1.12，其中，M1和M5分别为工况1和工况5的温度分布不均匀系数，下标A、B分别表示折焰角出口A侧和B侧区域。可见“双U形燃烧”模式较常规燃烧模式的总体烟气温度偏差系数变化较小，而对A侧和B侧的烟气温度偏差系数的影响则有所不同，但对主蒸汽温度、再热蒸汽温度应无太大影响。

4 实际应用效果

表4给出了在600 MW负荷、“双U形燃烧”模式下，水冷壁典型区域的CO体积分数与表1摸底试验结果的对比。为保障锅炉安全运行，此次试验燃烧器的入炉煤量和风量分布偏差较小(两侧燃烧器风量较中间燃烧器风量高约15%，煤量较中间燃烧器煤量低约15%)。由表4可知，“双U形燃烧”模式对降低水冷壁典型区域CO体积分数的效果明显，特别是中上层燃烧器区域，较摸底试验CO体积分数的下降幅度达到约40%。此时，炉膛出口NOx质量浓度约为310 mg/m3，飞灰可燃物质量分数低于2%，过热蒸汽温度和再热蒸汽温度未出现较大偏差。

表4 “双U形燃烧”模式与摸底试验CO体积分数的对比Tab.4 Comparison of CO concentration between double-U combustion mode and baseline test %

5 结 论

(1)改进燃烧模式较常规燃烧模式可以有效降低主燃烧区和还原区贴壁区域烟气温度和还原性气体浓度，特别是“双U形燃烧”模式，降低还原区贴壁区域平均烟气温度超过100 K，高CO体积分数区域面积占比仅为10%左右；实际应用中，高还原性气氛区域的CO体积分数较摸底试验的下降幅度达到约40%。

(2)“双U形燃烧”模式在改善贴壁区域还原性气氛的同时，对烟气温度偏差系数的影响较小，煤粉燃尽率有所下降，同时炉膛底渣量略有增加，但不会对锅炉效率产生较大的影响。

(3)“双U形燃烧”模式作为一种新的燃烧方式，可有效改善贴壁区域还原性气氛，特别对于未增设贴壁风的对冲燃烧锅炉，其改善效果显著；针对该燃烧方式，不同炉型有其各自适应的配煤方式和配风方式，这需要在实际运行中进行总结和优化。