金能毅+袁益超+王波+張宏偉

摘 要：利用Fluent軟件對1臺900 MW四角切圓燃燒鍋爐在不同負荷下爐內燃燒過程進行了數(shù)值模擬，分析了負荷變化對爐內流動和傳熱的影響規(guī)律.結果表明：在高負荷工況下運行時，爐內燃燒充分且穩(wěn)定，但是爐內火焰更容易沖刷水冷壁，可能發(fā)生局部結渣現(xiàn)象；在低負荷工況下運行時，爐內火焰充滿度較差，切圓燃燒的穩(wěn)定性顯著下降，爐膛水冷壁灰污表面溫度也相應降低，水冷壁表面結渣的傾向弱化，沿高度方向水冷壁吸熱不均勻性增大.由于該鍋爐的低NOx燃燒器采用了分離燃盡風，使得高溫區(qū)擴展，火焰中心高度比采用有關標準推薦的方法計算所得結果高4～5 m.

關鍵詞：超臨界鍋爐； 燃燒； 數(shù)值模擬； 鍋爐負荷

中圖分類號： TK 224.1 文獻標志碼： A

煤炭在我國能源結構中一直占據(jù)舉足輕重的地位.2007—2012年火電的裝機容量比重和發(fā)電量比重分別處于70%和80%左右.但是，目前許多大容量機組難以長期在額定負荷下運行.為最大限度地保證鍋爐燃燒的穩(wěn)定性、經濟性、安全性，以及滿足環(huán)保要求，研究不同負荷下的鍋爐燃燒特性是必要的.

數(shù)值模擬已成為研究鍋爐燃燒過程的一個重要手段.爐內燃燒過程可由湍流模型、固體顆粒離散項模型、輻射模型、煤粉揮發(fā)分析出模型、焦炭燃燒模型、氣相燃燒模型等描述[1].相比于實爐熱態(tài)試驗，數(shù)值模擬方法周期短，費用低，結果清晰直觀.為此，前人對鍋爐的NOx排放、不同煤種燃燒特性、配風方法等做了大量的研究.劉霞[2]通過CFD軟件模擬了四角切圓燃燒煤粉爐燃燒情況，提出了控制NOx排放的措施.李磊[3]對200 MW燃用無煙煤鍋爐進行了燃燒器改造，并利用Fluent軟件進行了NO排放模擬，檢驗了改造效果.王建強[4]利用CFX-TASCFLOW數(shù)值計算軟件對富氧燃燒進行了數(shù)值模擬.閻維平等[5]利用COALFIRE軟件對1臺300 MW四角切圓燃燒煤粉鍋爐爐內流動、傳熱、燃燒及污染物排放規(guī)律進行了數(shù)值模擬并分析了爐內燃燒規(guī)律.Hashimoto等[6]利用Fluent軟件研究了1臺裝有3臺旋流燃燒器的鍋爐爐內的燃燒情況，分析了不同粒徑對其飛灰含碳量的影響，以及不同煤種對其回流區(qū)的影響.Eastwick等[7]研究比較了Fluent和CFX 兩種商業(yè)流體計算軟件在計算1臺2.5 MW燃燒器燃燒特性時所體現(xiàn)出的區(qū)別，結果表明兩種軟件都能體現(xiàn)出正確趨勢.

雖然前人對鍋爐燃燒特性已進行了許多實驗和數(shù)值模擬研究，但是關于負荷變化對鍋爐燃燒特性影響的研究卻較少.故本文利用Fluent軟件對某900 MW超臨界鍋爐變負荷工況下爐內燃燒的過程進行數(shù)值模擬，分析了負荷變化對爐膛內部流場和溫度分布的影響.

1 數(shù)學模型

爐膛內部煤粉燃燒是一個極其復雜的過程，包含了氣體的運動、煤粉氣固兩相的運動、爐內傳熱過程以及煤粉燃燒的化學反應.其中煙氣的湍流運動利用k-ε模型描述，即在關于湍動能k方程上再加上一個關于湍動耗散率ε的方程.其方程式可表示為[8]

煤粉達到一定溫度后揮發(fā)分析出并與氧氣發(fā)生反應，揮發(fā)分的燃燒屬于非預混燃燒，故選擇采用概率密度函數(shù)（PDF）分布的PDF模型模擬非預混燃燒.該模型的適用條件為：假設燃燒過程中的化學反應極快，體系中的組分立刻達到平衡狀態(tài)，此時燃燒被簡化成一個混合問題.PDF模型的優(yōu)點是可以預測中間組分的濃度，可考慮流動中的耗散現(xiàn)象，可考慮化學反應與湍流之間的相互作用.該模型不需要求解大量的組分和能量的輸運方程，因而縮短了計算時間.

2 計算模型

2.1 鍋爐及其燃燒系統(tǒng)特點

本文研究對象為某電廠900 MW超臨界塔式鍋爐.爐膛結構示意圖如圖1所示.爐膛橫截面寬21.48 m、深21.48 m.燃燒器采用四角布置、切圓燃燒方式，每個角均設有12只煤粉噴口和6只燃油噴口，整臺鍋爐共有48只煤粉噴口和24只燃油噴口.每兩層煤粉噴口作為一個燃燒器組，共6組，燃燒器總高度為23.7 m.A、B、C、D、E、F層燃燒器結構示意圖如圖2所示，從下到上依次為底部輔助風、燃料風、中間輔助風、燃料風、偏轉輔助風.F層燃燒器上方設有燃盡風噴口，以降低NOx的生成量及機械未完全燃燒損失.

2.2 網(wǎng)格劃分

爐膛出口邊界取一級過熱器下方螺旋段水冷

壁出口平面.在劃分爐膛網(wǎng)格時，以爐膛寬度、深度、高度方向分別用x、y、z表示，并設定爐膛寬度、深度中點處分別為x=0 m、y=0 m，鍋爐0 m層為z=0 m.由于爐膛整體尺寸較大，燃燒器噴口尺寸較小，故將爐膛主體和燃燒器附近區(qū)域分兩個部分分別進行網(wǎng)格劃分.爐膛中心部分以及冷灰斗區(qū)

域是規(guī)則的幾何體，以Cooper格式生成尺寸為200 mm的結構化網(wǎng)格；對爐膛四角從燃燒器噴口到爐膛主體部分的過渡區(qū)域，先進行面網(wǎng)格劃分，再以Tgrid格式生成尺寸為150 mm的非結構化四面體網(wǎng)格.整個爐膛模型的網(wǎng)格數(shù)為133萬.

2.3 邊界條件

各個噴口均設置為速度入口邊界條件，一級過熱器以下的橫截面作為爐膛出口邊界.自冷灰斗至爐膛出口，壁面溫度按308℃至419℃線性變化設置，內壁面灰污層熱阻設定為2.5 m2·℃·kW-1，壁面黑度為0.75，爐膛出口黑度為0.45.該鍋爐設計煤種為神木煤，其煤質的收到基成分（碳Car、氫Har、氧Oar、氮Nar、硫Sar、水分Mar）以及低位發(fā)熱量Qnet，ar如表1所示.煤粉細度R90為15.76%，煤粉均勻指數(shù)為1.1.

2.4 模擬工況

本文對該鍋爐在BMCR、TMCR、75%TMCR和35%TMCR等4個不同負荷下設計煤種的燃燒過程進行了數(shù)值模擬，分析負荷變化對爐內速度、溫度以及爐壁灰污層表面溫度分布的影響規(guī)律.不同負荷工況鍋爐運行參數(shù)如表2所示，其中：BMCR、TMCR和75%TMCR工況下，鍋爐A層燃燒器停運，B、C、D、E、F層投運；35%TMCR工況下，鍋爐A、E、F層燃燒器停運，B、C、D層投運.

3 結果與分析

3.1 不同負荷下爐內速度分布

不同負荷下爐內速度分布如圖3～5所示.從圖中可看出：爐內靠近壁面處由于燃燒器噴口的影響形成了局部高速流動區(qū)域；在靠近爐膛中心區(qū)域，煙氣流速減小.燃燒器噴口附近速度較大，擾動強烈，使得煤粉與空氣混合，有利于煤粉的著火和燃盡；在燃盡風噴口附近，煙氣流動受到燃盡風的作用，速度偏差減小，流場趨向均勻.

從各橫截面的速度分布可看出：在不同負荷下，雖然風速及耗煤量等參數(shù)各不相同，但是爐內流場均顯示出了切圓流動的形式以及每股氣流對下游鄰角氣流根部的影響；隨著負荷的降低，爐內氣流速度逐漸減小，燃燒的劇烈程度隨之降低.

從縱截面的速度分布可看出：BMCR、TMCR、

75%TMCR三個工況下速度分布的總體趨勢并未因負荷的不同而發(fā)生較大的變化；而35%TMCR工況下，主燃區(qū)燃燒的劇烈程度相對較弱，特別是爐膛中心區(qū)域受到燃燒器噴口射流的擾動較小，煙氣速度接近于0 m·s-1，燃燒區(qū)域的傳熱傳質對中心區(qū)域的影響不明顯，爐膛內火焰充滿度較差，容易產生飛灰未燃盡問題.

3.2 不同負荷下爐內溫度分布

不同負荷下爐內溫度分布如圖6～8所示.從圖中可看出：隨著高度的上升，在燃燒器區(qū)域的各橫截面的溫度也逐漸上升；一次風噴口所在橫截面的溫度分布反映了燃燒器噴口附近燃燒劇烈，而在較高的橫截面處，燃燒反應產生的熱量不斷向中心擴散，使得整個橫截面的溫度分布更加均勻，高溫煙氣充滿了整個橫截面，火焰充滿度較好；在F層燃燒器上方，爐膛內溫度降低；在分離燃盡風噴口所在橫截面由于燃盡風的注入，噴口附近溫度明顯低于主燃燒區(qū)溫度，爐膛中心的溫度則略有降低；至爐膛出口附近，整個橫截面的溫度偏差逐漸減小.

在不同負荷下，燃燒的劇烈程度隨著負荷的降低而減弱.在高負荷時，爐內煙氣流速較快，火焰的剛性較強，溫度梯度較大；爐內火焰更容易沖刷水冷壁，可能發(fā)生局部結渣的現(xiàn)象.從y-z截面溫度分布可看出：BMCR、TMCR、75%TMCR工況下的溫度分布幾乎相同，劇烈燃燒的區(qū)域在高度方向也較一致；35%TMCR工況下，冷灰斗至A層燃燒器區(qū)域的溫度分布較另外三個工況差別較大，溫度變化也沒有那么明顯；由于E、F層燃燒器停運導致爐膛上部沒有形成一個溫度較高、熱量較為均勻的區(qū)域，爐膛中部高溫區(qū)域變小，爐內溫度變化也更加劇烈，沿高度方向水冷壁吸熱不均勻性增大.可見，在一定的負荷范圍內，燃燒器運行時與停用時相比，其他參數(shù)更明顯地影響爐內燃燒情況.

3.3 爐膛橫截面平均溫度與高度的關系

在燃燒器區(qū)域，因為燃料燃燒放出的熱量大于輻射傳熱量，因而火焰保持了較高的溫度.在火焰上升過程中，其中的可燃物逐漸燃盡，使得燃燒放熱量小于輻射傳熱量，因而火焰溫度下降[9].由于放熱量和傳熱量的變化，致使爐膛各部位的溫度也不相同，火焰中心是爐膛內最高溫度點.當火焰中心位置太低時，可能引起冷灰斗處結渣；當火焰中心位置太高時，使爐膛出口煙溫偏高，導致爐膛出口對流受熱面結渣以及過熱器壁溫升高；當火焰中心偏向某一側時，會引起該側受熱面結渣.

文獻[10]認為火焰中心高度與燃燒器的布置以及燃煤量有關，其推薦的火焰中心高度h的計算式為

h=n1B1h1+n2B2h2+n3B3h3+…

n1B1+n2B2+n3B3+…

（4）

式中：n1、n2、n3分別為第一、二和三組燃燒器的數(shù)量；B1、B2、B3分別為由第一、二、三組燃燒器送入的燃料量；h1、h2、h3分別為第一、二、三組燃燒器軸線離爐底或冷灰斗中分面的高度.

圖9給出了不同負荷下爐膛橫截面平均溫度沿爐膛高度的變化規(guī)律.由式（4）計算可得，BMCR、TMCR、75%TMCR三個工況的火焰中心位置在標高40 m處，35%TMCR工況下火焰中心位置在標高36 m處，而模擬結果表明，前三個工況的火焰中心位置在標高45 m處，35%TMCR工況的火焰中心位置在標高40 m處，可見模擬所得火焰中心高度略高于式（4）的計算值4～5 m.這是由于該鍋爐的低NOx燃燒器采用了分離燃盡風，使得主燃區(qū)過量空氣系數(shù)減小，燃燒速率和放熱量下降，爐內火焰最高溫度降低，高溫區(qū)得到擴展，溫度變化更平緩.這對于降低爐內NOx生成量是有利的.

3.4 水冷壁灰污表面溫度分布

不同負荷下水冷壁灰污表面溫度沿爐膛高度的變化規(guī)律如圖10所示.從圖中可看出：不同負荷下，灰污表面溫度沿爐膛高度方向先上升后降低，其最高溫度與最低溫度相差均為350 K左右，溫度較高的區(qū)域與燃燒器區(qū)域重合，可見，灰污表面溫度較大程度上受爐內燃燒區(qū)域的影響；不同負荷下，灰污表面溫度隨著負荷降低而下降，水冷壁表面結渣的傾向弱化.

4 結 論

本文采用Fluent軟件，對900 MW四角切圓鍋爐不同負荷下燃燒過程進行了數(shù)值模擬，分析了負荷變化對爐內速度分布、溫度分布、火焰中心位置、水冷壁灰污表面溫度等的影響，結果表明：

（1） 在BMCR、TMCR、75%TMCR工況下，爐內速度分布及溫度分布相似，爐內火焰充滿度和四角切圓燃燒的穩(wěn)定性良好；35%TMCR工況下，四角切圓燃燒的穩(wěn)定性和火焰充滿度顯著下降.

（2） 在BMCR、TMCR、75%TMCR工況下，爐膛橫截面平均溫度沿高度的變化規(guī)律相似，火焰中心位置均出現(xiàn)在標高約45 m處；35%TMCR工況下，火焰中心位置出現(xiàn)在標高40 m處，爐內高溫區(qū)縮小，溫度變化也更加劇烈，沿高度方向水冷壁吸熱不均勻性增強.

（3） 由于該鍋爐的低NOx燃燒器采用了分離燃盡風，使得爐內火焰最高溫度降低，高溫區(qū)擴展，溫度變化更平緩，火焰中心位置比根據(jù)有關標準推薦的方法計算所得結果高4～5 m.

（4） 水冷壁灰污表面溫度隨著負荷降低而下降；負荷較高時，燃燒器區(qū)域的灰污表面溫度較高，更容易產生結渣問題.

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