李超亮

（國電漢川發(fā)電有限公司，湖北 孝感 432300）

某1 000 MW超超臨界旋流對沖鍋爐外二次風(fēng)葉片開度對燃燒及NOx排放影響的數(shù)值模擬

李超亮

（國電漢川發(fā)電有限公司，湖北 孝感 432300）

對一臺1 000 MW超超臨界前后墻旋流對沖燃燒煤粉鍋爐，在HT-NR3型低NOx旋流煤粉燃燒器不同外二次風(fēng)葉片開度下(50%、75%、100%)，進(jìn)行了爐內(nèi)流動、燃燒、傳熱與NOx排放特性數(shù)值模擬研究。模擬結(jié)果與試驗測量值符合性較好，結(jié)果表明：外二次風(fēng)旋流葉片開度對爐內(nèi)燃燒特性及排放特性影響較大，旋流葉片開度減小導(dǎo)致旋流強(qiáng)度增大，卷吸高溫?zé)煔庠龆?，煤粉著火距離減小，煤粉燃燒劇烈程度增加，爐內(nèi)主燃區(qū)溫度水平升高，燃盡區(qū)溫度水平有所降低，煤粉燃燼率增大，NOx排放量減小。實際運(yùn)行中采用外二次風(fēng)開度為50%的高旋流強(qiáng)度工況，達(dá)到了燃燒穩(wěn)定、高效低NOx的目的。

超超臨界；旋流對沖；外二次風(fēng)；數(shù)值模擬

0 引言

超超臨界機(jī)組在我國燃煤發(fā)電機(jī)組中發(fā)展迅速，已經(jīng)成為國內(nèi)火電機(jī)組發(fā)展的主要方向[1],其中對沖鍋爐比四角切圓鍋爐在緩解尾部煙氣殘余旋轉(zhuǎn)、煙溫偏差等方便表現(xiàn)出一定優(yōu)勢，在1 000 MW超超臨界機(jī)組上得到了廣泛應(yīng)用。由于HT-NR3型低NOx旋流煤粉燃燒器在穩(wěn)定著火、高效燃燒及低NOx排放方面表現(xiàn)出了優(yōu)越的性能，大量應(yīng)用于超超臨界旋流對沖鍋爐中，其具備特殊的結(jié)構(gòu)：在一次風(fēng)風(fēng)道中布置煤粉濃縮器，實現(xiàn)煤粉穩(wěn)燃；二次風(fēng)則通過燃燒器內(nèi)二次通道送入爐膛，參與燃燒，外二次風(fēng)通道內(nèi)設(shè)置獨(dú)立的旋流裝置；風(fēng)從燃燒的不同階段送入爐膛，實現(xiàn)分級，有效抑制了NOx生成。由于旋流燃燒器結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，在實際燃燒過程中測量難度較大，國內(nèi)外許多研究者利用數(shù)值模擬手段進(jìn)行了研究[2-5]。

本文通過數(shù)值模擬，將爐膛和全部燃燒器作為一個整體的計算域進(jìn)行建模并沿流動方向進(jìn)行了仔細(xì)的網(wǎng)格劃分。這種方法既能充分體現(xiàn)燃燒器特性，充分考慮燃燒器具體結(jié)構(gòu)，還可以很好地解決燃燒器出口和爐膛入口數(shù)據(jù)交換不連續(xù)等問題。對不同外二次風(fēng)葉片開度下爐內(nèi)的流動、燃燒及排放特性進(jìn)行了模擬計算，以期望能為鍋爐實際運(yùn)行提供相關(guān)參考。

1 鍋爐概況

本文研究對象為一臺DG3000/26.15-Ⅱ1型1 000 MW超超臨界參數(shù)變壓直流爐，爐膛寬度為33.974 m，深度為15.559 m，高度為64.000 m，冷灰斗的傾斜角度為55°。爐膛采用分級燃燒技術(shù)，燃燒系統(tǒng)采用對沖布置方式，前后墻各布置三層HT-NR3型低NOx旋流煤粉燃燒器，每層8只，各只燃燒器在爐膛內(nèi)單獨(dú)組織燃燒；同時前后墻各布置2只側(cè)燃盡風(fēng)（SAP）噴口和8只燃盡風(fēng)（AAP）噴口。鍋爐采用正壓直吹式制粉系統(tǒng)，配備6臺BBD4360型雙進(jìn)雙出鋼球磨，每臺磨煤機(jī)帶1層中的8只燃燒器。圖1所示為燃燒器布置示意圖。

圖1 燃燒器布置示意圖Fig.1 Schematic diagram of burners layout

圖2 HT-NR3型低NOx旋流燃燒器結(jié)構(gòu)圖Fig.2 Schematic of HT-NR3burners structure

2 數(shù)學(xué)模型及計算條件

2.1 數(shù)學(xué)模型

數(shù)值計算采用realizablek-ε模型計算湍流流動，氣相湍流燃燒采用組分輸運(yùn)模型（Species-transport），爐內(nèi)輻射傳熱采用P-1輻射模型模擬，揮發(fā)分釋放采用雙步競爭模型模擬，焦炭燃燒采用動力/擴(kuò)散控制燃燒模型，煤粉顆粒的運(yùn)動軌跡采用隨機(jī)軌道模型跟蹤。NOx的生成采用后處理的方法，熱力型NO生成采用Extended Zeldovich模型，燃料中揮發(fā)分氮均相反應(yīng)機(jī)理NO選用De Soete機(jī)理,而焦炭氮異相反應(yīng)則采用Smooth機(jī)理[6-7]。燃料型NO轉(zhuǎn)化機(jī)理簡化如圖3所示。

圖3 燃料型NO生成機(jī)理簡化示意圖Fig.3 Schematic diagram of fuel-NO formation

2.2 計算條件

依據(jù)燃燒器實際結(jié)構(gòu)和尺寸，對燃燒器中心風(fēng)、一次風(fēng)、內(nèi)二次風(fēng)、外二次風(fēng)以及旋流葉片等具體結(jié)構(gòu)進(jìn)行建模，盡可能還原燃燒器原型，以減小模擬誤差，提高計算精度。雖然燃燒器結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，但是為了保證網(wǎng)格質(zhì)量，在對燃燒器進(jìn)行網(wǎng)格劃分時，全部采用結(jié)構(gòu)化六面體網(wǎng)格，單燃燒器網(wǎng)格總數(shù)為15 618，如圖4所示。

圖4 燃燒器及鍋爐網(wǎng)格劃分Fig.4 Burner and grid division

由于鍋爐結(jié)構(gòu)、流動及燃燒特性對稱，為節(jié)省計算資源只進(jìn)行半爐膛建模，同時為了使模擬結(jié)果與實際情況更為接近，將爐膛和全部燃燒器作為一個整體的計算域進(jìn)行考慮。這種方法既能充分體現(xiàn)燃燒器特性，充分考慮燃燒器具體結(jié)構(gòu)，還可以很好地解決燃燒器出口和爐膛入口數(shù)據(jù)交換不連續(xù)等問題。結(jié)合HT-NR3燃燒器的具體結(jié)構(gòu)可知，燃燒器外二次風(fēng)出口處存在擴(kuò)流錐，該擴(kuò)錐會對回流區(qū)的形成產(chǎn)生很大幫助，考慮盡可能減少該處偽擴(kuò)散對計算精度的影響，網(wǎng)格劃分時使二次風(fēng)出口處氣流流動方向與其中一組網(wǎng)格線保持一致。爐膛整體采用分區(qū)劃分網(wǎng)格的方法進(jìn)行，在燃燒器區(qū)域進(jìn)行加密處理，如圖4所示為網(wǎng)格示意圖，半爐膛總網(wǎng)格數(shù)為222萬。

表1 煤質(zhì)分析Tab.1 Coal quality analysis

模擬負(fù)荷為1 000 MW，一次風(fēng)量為191.5 kg/s，總二次風(fēng)量為717.4 kg/s，其中燃盡風(fēng)風(fēng)量為189.2 kg/s，運(yùn)行出口氧量為3.0%，主燃燒區(qū)域過量空氣系數(shù)為0.90。6臺磨煤機(jī)組合運(yùn)行，單臺出力82.334 kg/s。

在邊界條件設(shè)定中，將中心風(fēng)、一次風(fēng)、燃盡風(fēng)、側(cè)燃盡風(fēng)設(shè)為設(shè)置為速度入口，內(nèi)二次風(fēng)和外二次風(fēng)設(shè)為質(zhì)量入口。出口采用壓力出口，出口壓力設(shè)為－80 Pa。煤質(zhì)分析如表1所示，最大粒徑300 μm，最小粒徑5 μm，平均粒徑54 μm，分布指數(shù)0.9。外二次風(fēng)調(diào)風(fēng)器為切向可調(diào)式葉片，圖4所示中的θ為外二次風(fēng)旋流葉片角度。切向葉片式旋流煤粉燃燒器的旋流強(qiáng)度通過改變外二次風(fēng)葉片角度，角度越大，所對應(yīng)的旋流強(qiáng)度越大。本文對外二次風(fēng)旋流葉片開展三個不同角度的數(shù)值模擬，具體參數(shù)設(shè)置如表2所示。

表2 工況參數(shù)Tab.2 Cases and parameters

3 模擬結(jié)果與分析

3.1 模擬結(jié)果驗證

本文對基準(zhǔn)工況1的模擬結(jié)果中，煤粉燃盡率為99.66%，NOx排放量為285 mg/m3(6%O2)。采用《電站鍋爐性能試驗規(guī)程》中方法對鍋爐進(jìn)行,試驗測量時，采用基準(zhǔn)工況的運(yùn)行參數(shù)，測量的煤粉燃盡率為99.51%，NOx排放量為297 mg/m3(6%O2)。圖5為37.5°角度下模擬結(jié)果與現(xiàn)場結(jié)果對比（靠近左側(cè)墻中間層燃燒器），可以看出模擬結(jié)果與試驗結(jié)果特性具有相似性。綜上表明，實驗可見計算結(jié)果與試驗值吻合較好，說明本文所采用的網(wǎng)格和數(shù)學(xué)模型能夠較合理地預(yù)測爐內(nèi)流動、燃燒及NOx排放等特性。

圖5 模擬結(jié)果與試驗結(jié)果對比Fig.5 Comparison of numerical and measured results

3.2 流場及溫度場分析

圖6為燃燒器中心截面速度分布。根據(jù)HT-NR3低氮燃燒器結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，內(nèi)直流二次風(fēng)對一次風(fēng)起著較強(qiáng)的隔離作用，一次風(fēng)不會明顯被旋流外二次風(fēng)卷吸。Yakhot等對共軸旋轉(zhuǎn)射流復(fù)雜的相互作用進(jìn)行了研究[8]，認(rèn)為旋流燃燒器復(fù)雜的組合流場基本上取決于共軸外射流的發(fā)展規(guī)律。在本文的模擬結(jié)果圖5也驗證了這一點(diǎn)。隨著外二次風(fēng)旋流葉片角度減小，開度增加，旋流強(qiáng)度減弱，外二次風(fēng)向內(nèi)擴(kuò)展，卷吸回流低速區(qū)減小，卷吸高溫氣體逐漸減弱，這將導(dǎo)致著火距離增加。

圖6 燃燒器出口速度分布（單位：m/s）Fig.6 Flow field near the burner outlet(unit：m/s)

圖7為燃燒器中心截面速度分布和氣流跡線，充分反映了燃燒器對沖布置的流動特點(diǎn)。由燃燒器噴出的氣流在爐膛中心相匯，形成中心上升主氣流，加入燃盡風(fēng)之后，氣流速度有所增加；旋流燃燒器外二次風(fēng)對煙氣的卷吸作用顯著，單個燃燒器內(nèi)外二次風(fēng)之間均有回流區(qū)存在，并且在每兩層燃燒器之間均可形成回流；下層燃燒器氣流在爐膛中心相遇后，一部分匯入中心主氣流向上運(yùn)動，另一部分經(jīng)過沖撞后向下運(yùn)動，但由于受到下層燃燒器旋流二次風(fēng)的卷吸作用，在冷灰斗區(qū)域形成兩個漩渦區(qū)；上層燃燒器氣流上升過程中遇到燃盡風(fēng)的阻截，經(jīng)過沖撞后在燃燒器與燃盡風(fēng)之間形成較大的漩渦區(qū)。這些漩渦的形成有利于增加煤粉停留時間，提高煤粉燃盡率。燃盡風(fēng)具有較強(qiáng)的剛性，在一定程度上可以增強(qiáng)燃燒器區(qū)域的后期燃燒情況，有助于提高煤粉燃盡率。對比不同旋流葉片角度下中心截面速度分布圖7可以發(fā)現(xiàn)，隨著外二次風(fēng)葉片角度減小（開度增加），軸向速度增加，煤粉燃燒器水平穿透力有所增加，下層與中層燃燒器之間低速區(qū)范圍減小。這是由于葉片角度越小，氣流切向速度越小，軸向分速度越大，氣流軸向剛性越強(qiáng)，衰減越慢。

圖7 爐膛燃燒器中心截面速度分布（單位：m/s）Fig.7 Flow field at the furnace center cross-section(unit：m/s)

圖8 燃燒器出口溫度分布(單位：K)Fig.8 Temperature distributions near the burner outlet(unit:K)

圖8為不同旋流強(qiáng)度下燃燒器出口區(qū)域溫度分布，紅色圈出區(qū)域為1 000 K溫度區(qū)，定義為煤粉著火位置[9]?？梢钥闯?，隨著外二次風(fēng)葉片角度減小（開度增加），高溫火焰區(qū)域有所減小，且高溫區(qū)域遠(yuǎn)離噴口，著火距離增大，這可能不利于煤粉的穩(wěn)燃。結(jié)合圖6速度分布，由于回流區(qū)域減小，氣流卷吸熱量減少，煤粉需要更長距離才能達(dá)到著火溫度。圖9為不同外二次風(fēng)旋流葉片開度下燃燒器截面溫度分布，隨著角度減小，旋流強(qiáng)度隨之減小，中心2 000 K以上高溫區(qū)域減小。這一方面是由于葉片角度越小，煤粉顆粒著火放熱延遲，導(dǎo)致高溫區(qū)域減??；另一方面，角度越小，旋流強(qiáng)度越小，軸向速度增大，軸向穿透力增加，與中心高溫氣流混合降低了該區(qū)域溫度水平。圖10為爐膛中心截面溫度分布，由于下層燃燒器下部存在一定回流區(qū)，在該回流區(qū)內(nèi)有煤粉燃燒，因此燃燒區(qū)域從冷灰斗開始逐漸向上，煙氣溫度在上層燃燒器與燃盡風(fēng)之間達(dá)到最高；燃盡風(fēng)上部仍存在一定高溫區(qū)，這是由于燃燒器區(qū)域的未燃盡碳進(jìn)一步與燃盡風(fēng)中的氧反應(yīng)所造成的。隨著外二次風(fēng)旋流葉片角度減小（開度增加）時，外二次風(fēng)旋流強(qiáng)度減弱，鍋爐中心主燃燒高溫度區(qū)域范圍減小，燃盡區(qū)溫度有所增加。

圖9 燃燒器截面溫度分布（單位：K）Fig.9 Temperature distributions at the cross-section of burners(unit：K)

圖10 爐膛中心截面溫度分布（單位：K）Fig.10 Temperature distributions at the furnace center cross-section(unit：K)

3.3 沿爐膛高度分布參數(shù)

圖11為不同外二次風(fēng)旋流葉片開度下平均溫度沿爐膛高度分布曲線。隨著爐膛高度增加，爐內(nèi)平均溫度整體呈上升趨勢，在上層燃燒器和燃盡風(fēng)之間平均溫度達(dá)到最高。由于燃燒器和燃盡風(fēng)處送入的空氣溫度較低，使得每層燃燒器和燃盡風(fēng)處溫度均出現(xiàn)波谷。在燃盡風(fēng)區(qū)域上部，未燃盡焦炭繼續(xù)燃燒放熱，使該區(qū)域區(qū)域溫度有所升高，之后由于水冷壁吸熱，煙溫逐漸降低，到達(dá)折焰角之后，與屏式過熱器的換熱增強(qiáng)，煙氣溫度迅速下降。比較不同旋流葉片開度的平均溫度發(fā)現(xiàn)，在冷灰斗區(qū)至下層燃燒器區(qū)域，隨著葉片角度開度增加時，旋流強(qiáng)度減弱，氣流卷吸高溫?zé)煔鉄崃磕芰p弱，著火延遲，煤粉燃燒釋放的熱量減少，使主燃燒器區(qū)(下層燃燒器～上層燃燒器)溫度較低；在燃盡區(qū)由于角度減小，主燃區(qū)未燃盡煤粉較多，與燃盡風(fēng)繼續(xù)燃燒放熱較多，因此在燃盡區(qū)平均溫度有所升高。

圖11 沿爐膛高度溫度分布（單位：K）Fig.11 Temperature distribution along the furnace height(unit：K)

圖12為沿爐膛高度氧氣濃度分布，可以看出沿爐膛高度氧量分布與溫度分布情況相反。隨著爐膛高度增加，平均氧量呈下降趨勢，在燃盡風(fēng)下部區(qū)域達(dá)到最低。由于燃燒器和燃盡風(fēng)處氧氣的大量補(bǔ)入，使燃燒器和燃盡風(fēng)高度處平均氧量均出現(xiàn)波峰。在燃盡風(fēng)上部，由于煤粉繼續(xù)燃燒需要消耗氧氣，使氧氣濃度進(jìn)一步降低。比較不同旋流葉片開度的氧量分布發(fā)現(xiàn)，隨著旋流葉片開度增加，旋流強(qiáng)度減弱，在主燃燒區(qū)和燃盡區(qū)，平均氧氣濃度增加。這是由于未燃盡碳數(shù)量增多，剩余的氧量也增多。

圖12 沿爐膛高度氧氣濃度分布Fig.12 O2 concentration distribution along the furnace height

圖13為沿爐膛高度的平均NOx生成量分布。隨著爐膛高度增加，NOx生成量逐漸增加。在冷灰斗區(qū)域，由于溫度和氧量較低，生成的NOx很少；到達(dá)燃燒器區(qū)域之后，由于煤粉燃燒劇烈，且溫度較高，使燃料型和熱力型NOx的值都比較高，因此燃燒器區(qū)域NOx平均值整體呈上升趨勢，但由于燃燒器區(qū)域過?？諝庀禂?shù)只有0.9，為還原性氣氛，生成的一部分NOx被CO和HCN等中間產(chǎn)物還原，造成NOx的值出現(xiàn)波動，在到達(dá)燃盡風(fēng)下部區(qū)域時，由于溫度較低且還原性氣氛最強(qiáng)，NOx被大量還原，因此平均值降低較多；在燃盡風(fēng)區(qū)域上部，大量空氣的補(bǔ)入使該區(qū)域形成氧化性氣氛，有利于NOx的生成，并且未燃盡顆粒燃燒也生成了一部分NOx，使該部分NOx平均值增加較多。隨著爐膛高度繼續(xù)增加，未燃盡煤粉會對NOx產(chǎn)生還原作用，使NOx值開始降低。比較不同旋流葉片角度的NOx分布值發(fā)現(xiàn)，隨著旋流葉片開度增加時，旋流強(qiáng)度減小，爐膛內(nèi)氧量較高，煤粉停留時間減小，對NOx還原程度減弱，NOx平均值較高。

圖13 沿爐膛高度的平均NOx生成量分布Fig.13 NOxconcentration distribution along the furnace height

3.4 爐膛出口參數(shù)

圖14為不同外二次風(fēng)葉片角度下的煤粉燃盡率、飛灰含碳量和NOx排放量。外二次風(fēng)旋流葉片開度50%、75%、100%時，煤粉燃盡率分別為99.66%、99.49%和99.24%，飛灰含碳量分別為0.93%、1.38%和2.06%，煤粉燃盡率隨旋流葉片角度增加而增加，飛灰含碳量隨旋流葉片角度增加而減小。這是由于鍋爐通過旋流燃燒器組織爐內(nèi)煤粉燃燒，改變旋流葉片角度可以改變?nèi)紵餍鲝?qiáng)度，進(jìn)而改變回流區(qū)的大小，對爐內(nèi)燃燒狀況產(chǎn)生影響。當(dāng)葉片角度增大時，二次風(fēng)氣流旋轉(zhuǎn)逐漸增強(qiáng)，對一次風(fēng)煤粉氣流卷吸增強(qiáng)，回流區(qū)會有所增加；對煙氣的卷吸作用增強(qiáng)，回流區(qū)一、二次風(fēng)混合與傳熱傳質(zhì)逐漸增強(qiáng)，有利于煤粉早期的擾動與混合；火焰有所變寬，煤粉顆粒火焰內(nèi)的停留時間增加。進(jìn)而使煤粉燃盡率升高、飛灰含碳量降低。

圖14 出口煤粉燃盡率及飛灰含碳量Fig.14 Burnout and carbon content in fly ash

表4為不同外二次風(fēng)葉片角度下NOx排放量。外二次風(fēng)旋流葉片開度50%、75%、100%，對應(yīng)角度分別為 37.50°、18.75°、0.00°時，NOx排放量分別為285、302、313 mg/m3(6%O2)。葉片角度增大，開度增加，其旋流強(qiáng)度減小，越接近于直流，NOx排放量逐漸升高。這是因為旋流強(qiáng)度減小時，軸向氣流速度增加，回流卷吸強(qiáng)度減小，煤粉在爐內(nèi)的停留時間減小，NOx被還原的程度減弱。

表4 不同外二次風(fēng)葉片角度下NOx排放量Tab.4 NOxemissions at different outer-vane angle

4 結(jié)論

在不同外二次風(fēng)旋流葉片開度（50%、75%、100%）下，對一臺1 000 MW超超臨界前后墻旋流對沖燃燒煤粉鍋爐進(jìn)行了爐內(nèi)流動、燃燒、傳熱與NOx排放特性數(shù)值模擬研究。模擬結(jié)果與試驗測量值符合性較好。結(jié)果表明，外二次風(fēng)旋流葉片角度對燃燒器出口氣流旋流強(qiáng)度、爐內(nèi)燃燒特性及排放特性影響較大：角度增大時，外二次風(fēng)旋流強(qiáng)度增強(qiáng)，氣流卷吸強(qiáng)度增加，煤粉著火距離減小，爐內(nèi)截面平均溫度、煤粉燃燼率升高，飛灰含碳量及NOx排放量減小。實際工業(yè)運(yùn)行中采用了高旋流強(qiáng)度工況，即開度為50%，達(dá)到了穩(wěn)定高效燃燒、低NOx的目的。

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Numerical Simulation of Effect of Different Outer Secondary-Air Vane Opening Degrees on Coal Combustion Characteristic and NOxEmission in a 1 000 MW Ultra-Supercritical Opposed Swirling Fired Utility Boiler

LI Chaoliang
(Guodian Hanchuan Power Generation Co.,Ltd.,Xiaogan Hubei 432300,China)

The effects of different outer secondary-air vane opening degrees(50%、75%、100%)on the flow,combustion,heat transfer and NOxemission are simulated for a 1 000 MW ultra-supercritical pulverized-coal opposed swirling utility boiler.The numerical results agree with the measured value well.The results show that the out-secondary air swirling blade opening degree has a significant influence on the combustion and NOxemissions.With decreasing the opening degree,the swirl intensity increases,the ignition distance decreases,the average temperature increases in the main burning region and decreases in the burnout region,the burnout rate also increases,and NOxemissions decreases.The actual operation adoptes the swirling opening degree of 50%,the stable flame,high-effeciency combustion and low NOxare achieved.

ultra-supercritical;opposed swirling;outer secondary-air;numerical simulation

TM621.2;TK229.6

A

1006-3986(2017)05-0025-07

10.19308/j.hep.2017.05.007

2017-04-10

李超亮（1972），男，湖北孝感人，學(xué)士，工程師。