王西倫，初 偉，劉 平，吳國強(qiáng)，張超群，李 明，張 沖

(1.煙臺(tái)龍?jiān)措娏夹g(shù)股份有限公司，山東 煙臺(tái) 264006；2.華北電力大學(xué)能源動(dòng)力與機(jī)械工程學(xué)院，北京 昌平 202206 )

0 引言

國家《電力發(fā)展十三五規(guī)劃》提到“全面推動(dòng)煤電機(jī)組靈活性改造，提高煤電機(jī)組運(yùn)行靈活性中的燃料靈活性”的政策要求。燃料靈活性要求電廠燃料的可變性，其中化石燃料與生物質(zhì)燃料混燃是技術(shù)路線之一。而且燃煤電廠采用生物質(zhì)與煤電耦合發(fā)電技術(shù)，是當(dāng)前最可行的降低碳排放的措施[1]，在我國該技術(shù)應(yīng)用仍然處于試點(diǎn)示范階段[2]。

作為一種可再生能源燃料，生物質(zhì)發(fā)電具有碳中和效應(yīng)[3-4]。生物質(zhì)耦合燃煤發(fā)電在電力部門的部署對(duì)于推動(dòng)實(shí)現(xiàn)碳中和具有不可替代的重要意義[5]，具有降低火電機(jī)組燃料成本與污染物排放量、提高機(jī)組燃料運(yùn)行靈活性等顯著優(yōu)勢(shì)[6-7]。然而，大型火電機(jī)組在實(shí)現(xiàn)從傳統(tǒng)煤粉爐向摻燒生物質(zhì)的轉(zhuǎn)換過程中，摻燒一定比例的氣化氣將對(duì)鍋爐燃燒組織及穩(wěn)燃產(chǎn)生一定影響[8-9]。尤其靈活性低負(fù)荷運(yùn)行期間，爐膛溫度較低，燃燒組織脆弱，進(jìn)行耦合燃燒特性的研究具有重要意義，能夠?yàn)樯镔|(zhì)耦合發(fā)電的工程應(yīng)用提供依據(jù)。

目前，已有眾多國內(nèi)外學(xué)者對(duì)壓型生物質(zhì)與煤粉混燃的基礎(chǔ)燃燒特性及在工程應(yīng)用中涉及的關(guān)鍵問題進(jìn)行了研究[10-12]；也有學(xué)者對(duì)煤粉和生物質(zhì)氣混燃鍋爐燃燒特性進(jìn)行了研究[13-17]，涉及摻燒不同溫度、不同品質(zhì)或不同共燃比的生物質(zhì)氣燃燒特性[17]及NOx排放[19-21]，但未涉及低負(fù)荷運(yùn)行情況。本文旨在研究低負(fù)荷下煤粉與生物質(zhì)氣化氣共燃的鍋爐燃燒性能。

1 研究對(duì)象及共燃方案

1.1 研究對(duì)象

研究對(duì)象為某電廠HG-2070/25.4-HM9型660MW超臨界燃煤機(jī)組直流鍋爐，單爐膛。鍋爐設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示。

表1 鍋爐設(shè)計(jì)參數(shù)

鍋爐配置正壓直吹式中速磨制粉系統(tǒng)，低NOx軸向旋流燃燒器共35只，分別布置于前墻4層、后墻3層，對(duì)沖燃燒。每臺(tái)中速磨煤機(jī)出口5根粉管供同一層燃燒器所需煤粉，共7臺(tái)(六用一備)。235MW靈活性深度低負(fù)荷情況下，燃燒器投運(yùn)前后墻各下面2層，共20只。煤質(zhì)特性如表2所示。

表2 煤質(zhì)特性

1.2 共燃方案

1.2.1 生物質(zhì)氣化氣

研究所采用的生物質(zhì)氣化氣為通過生物質(zhì)高速循環(huán)流化床氣化工藝得到的400℃潔凈燃?xì)猓煞趾蜔嶂蹬c氣化所用的燃料成分和流化床鍋爐氣化工藝有關(guān)。生物質(zhì)氣化氣特性如表3所示。

表3 生物質(zhì)氣特性

1.2.2 共燃方案制定

考慮著火與穩(wěn)燃，所設(shè)計(jì)的生物質(zhì)氣化氣燃燒器以合理的動(dòng)量將氣流送入爐膛火焰中心區(qū)域。5只生物質(zhì)氣化氣燃燒器布置于前墻第四層燃燒器所對(duì)應(yīng)的后墻相同標(biāo)高處，位置如圖1所示。

位于燃盡風(fēng)下部，燃?xì)庵鸷蠡鹧姹蝗急M風(fēng)封堵，不會(huì)導(dǎo)致火焰中心上移問題。靈活性運(yùn)行工況下，由于距投運(yùn)的煤粉燃燒器層較遠(yuǎn)，對(duì)爐內(nèi)正常燃燒組織影響較小。

圖1 生物質(zhì)氣化氣摻燒位置

1.2.3 共燃比例

將235MW負(fù)荷下生物質(zhì)氣發(fā)電功率所占比例定義為共燃比例，公式如下：

(1)

式中：α為生物質(zhì)氣共燃比例，%；Agas為生物質(zhì)發(fā)電功率，MW；Acoal為燃煤發(fā)電功率，MW。

2 數(shù)值計(jì)算及結(jié)果

2.1 計(jì)算區(qū)域及網(wǎng)格劃分

為了提高計(jì)算模型與電廠現(xiàn)場(chǎng)的契合度，采用全爐膛1∶1建模。計(jì)算區(qū)域選取冷灰斗底部到省煤器出口之間區(qū)域。采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格以獲得良好的網(wǎng)格品質(zhì)，并對(duì)燃燒器噴口附近區(qū)域進(jìn)行加密。三維模型及網(wǎng)格如圖2所示，此次計(jì)算網(wǎng)格數(shù)(加密后)約600萬。前期燃燒計(jì)算時(shí)，對(duì)網(wǎng)格無關(guān)性進(jìn)行了驗(yàn)證。以爐膛最高溫度不隨網(wǎng)格數(shù)目的增加而變化為判定依據(jù)。研究表明，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)大于580萬以后，爐膛最高溫度數(shù)值模擬計(jì)算的收斂解變化值小于5℃，在可接收范圍內(nèi)，認(rèn)為數(shù)值解與網(wǎng)格數(shù)目無關(guān)。

圖2 全爐膛模型及網(wǎng)格圖

2.2 數(shù)學(xué)模型

基于數(shù)值模擬軟件，湍流流動(dòng)采用帶旋流修正的Realizable k-ε雙方程[22-24]進(jìn)行計(jì)算，由于爐內(nèi)存在較為強(qiáng)烈的旋轉(zhuǎn)流場(chǎng)，相比其他湍流模型，該模型更適用于強(qiáng)流線和旋轉(zhuǎn)的情況；壁面按無滑移條件取值，流體近壁面區(qū)域通過湍流模型結(jié)合壁面函數(shù)法將壁面與爐內(nèi)湍流核心區(qū)的物理量相聯(lián)系以對(duì)壁面區(qū)流場(chǎng)進(jìn)行計(jì)算。燃燒反應(yīng)采用渦擴(kuò)散(Eddy-Dissipation)模型，將同相的燃燒反應(yīng)(含多步高溫腐蝕反應(yīng)機(jī)理)與異相煤粉顆粒燃燒模型進(jìn)行有機(jī)耦合，能夠較真實(shí)地反映爐內(nèi)燃燒狀況；揮發(fā)份的釋放采用單反應(yīng)模型(Single-Rate Model)[24]；焦炭的燃燒采用內(nèi)部控制反應(yīng)速率模型(Intrinsic Model)[24]。煤粉顆粒的運(yùn)動(dòng)軌跡追蹤采用隨機(jī)軌道模型(Stochastic Tracking)[25]，其粒徑遵循Rosin-Rammler分布。爐膛輻射傳熱采用離散Discrete Ordinates模型。

2.3 邊界條件及計(jì)算工況

以235MW為設(shè)計(jì)負(fù)荷，采用電廠實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù)，具體計(jì)算工況及計(jì)算參數(shù)如表4所示。

表4 計(jì)算工況及計(jì)算參數(shù)

2.4 計(jì)算方法

數(shù)值計(jì)算首先對(duì)單個(gè)煤粉燃燒器、燃?xì)馊紵骷叭急M風(fēng)燃燒器進(jìn)行冷態(tài)模擬；然后將各燃燒器出口邊界計(jì)算結(jié)果作為爐膛入口邊界條件進(jìn)行爐膛全三維冷態(tài)、熱態(tài)燃燒數(shù)值模擬。

2.5 結(jié)果及分析

2.5.1 耦合燃燒對(duì)爐膛流場(chǎng)的影響

良好的爐內(nèi)流場(chǎng)分布能較好的組織煤粉燃燒，提高火焰穩(wěn)定性，利于煤粉燃盡。三種工況下爐膛中心縱截面流場(chǎng)分布如圖3所示。

從圖3可見，工況1流場(chǎng)分布較對(duì)稱，燃盡風(fēng)既對(duì)主氣流起到封堵作用，又補(bǔ)充了煤粉顆粒燃盡所需要的氧量。工況2及3生物質(zhì)氣流對(duì)主燃區(qū)氣流影響較小，未干擾主氣流，也未出現(xiàn)貼墻上飄現(xiàn)象。故生物質(zhì)氣共燃未對(duì)正常燃燒組織產(chǎn)生影響。

2.5.2 耦合燃燒對(duì)爐膛溫度場(chǎng)的影響

三種工況下爐膛中心縱截面溫度分布云圖如圖4所示，燃?xì)馊紵鲗訖M斷面溫度分布云圖如圖5所示。

圖3 爐膛中心縱截面流場(chǎng)分布云圖

圖4 爐膛中心縱截面溫度分布云圖

圖5 燃?xì)馊紵鲗訖M斷面溫度分布云圖

從圖4可見，工況1火焰靠近后墻，火焰中心位于燃盡風(fēng)附近；工況3火焰中心略有上移但主要集中于燃盡風(fēng)之下。對(duì)比高溫區(qū)域范圍，工況1高溫區(qū)域范圍大于工況2及工況3，但工況2、3的高溫區(qū)域相對(duì)集中，主要因?yàn)槿細(xì)馊紵鳂?biāo)高位于火焰中心附近，其燃?xì)鈿饬髦苯哟┤牖鹧嬷行?，迅速著火燃盡。

從圖5可見，燃?xì)馊紵鳉饬鲃偤脹_至爐膛中心區(qū)域，且斷面熱負(fù)荷較純煤粉工況1分布要均勻。

2.5.3 O2分布

三種工況下O2在爐膛中心截面的分布云圖6。低氧量區(qū)域主要集中于運(yùn)行燃燒器著火區(qū)域及燃?xì)馊紵髦鳉饬鲀?nèi)部，燃?xì)馊紵鞲浇诿嫜趿枯^高在10%以上，不會(huì)造成高溫腐蝕風(fēng)險(xiǎn)。

2.5.4 燃燒參數(shù)數(shù)值計(jì)算結(jié)果

與燃燒相關(guān)的性能及環(huán)保參數(shù)，數(shù)值計(jì)算結(jié)果如圖7所示。隨著生物質(zhì)氣化氣共燃比例增加，飛灰含碳量上漲，主要原因在于燃?xì)庠贠FA下方通入，其氣流上飄占用部分燃盡風(fēng)，同時(shí)溫度較低的燃?xì)鈿饬骼鋮s熾熱的煤粉顆粒；下爐膛出口溫度增加，主要原因在于生物質(zhì)氣共燃后火焰中心上移且著火及燃盡相對(duì)集中；NOx排放量降低，主要原因在于生物質(zhì)氣化氣中還原性氣體成分約占30%，且在還原區(qū)噴入，對(duì)NOx具有一定還原效果；另外，從圖4可見，隨著生物質(zhì)氣化氣共燃，高溫區(qū)域明確減少，有利于降低熱力型NOx。

圖6 爐膛中心縱截面O2分布云圖

圖7 不同共燃比的燃燒性能參數(shù)變化趨勢(shì)

3 熱力計(jì)算結(jié)果

3.1 計(jì)算方法

通過劃分不同的傳熱區(qū)，在燃煤機(jī)組靈活性深調(diào)低負(fù)荷(235MW)下，采用設(shè)計(jì)煤質(zhì)進(jìn)行了校核熱力計(jì)算，以確定煙溫、鍋爐效率和煙氣流量等參數(shù)，對(duì)共燃情況下660MW超臨界燃煤鍋爐經(jīng)濟(jì)性和可靠性進(jìn)行評(píng)價(jià)。

3.2 計(jì)算結(jié)果

3.2.1 煙氣量變化

煙氣量隨共燃比的變化趨勢(shì)如圖8所示。

圖8 煙氣量隨共燃比的變化趨勢(shì)

從圖8可見，純?nèi)济和耆紵傻臒煔饬髁繛?01.33m3/s，而煤粉與生物質(zhì)氣共燃導(dǎo)致煙氣總量略有降低，且共燃比例越大煙氣總量越少。

3.2.2 煙氣溫度及鍋爐效率變化

煙氣溫度及鍋爐效率隨共燃比的變化趨勢(shì)如圖9-圖13所示。

圖9 理論燃燒溫度隨共燃比的變化趨勢(shì)

圖10 下爐膛出口溫度隨共燃比的變化趨勢(shì)

圖11 排煙溫度隨共燃比的變化趨勢(shì)

圖12 機(jī)械不完全燃燒熱損失隨共燃比的變化

圖13 鍋爐效率隨共燃比的變化趨勢(shì)

從圖9-圖13可知，爐膛理論燃燒溫度隨共燃比的增加而降低，主要由于生物質(zhì)氣化氣中75%的成分為400℃的中低溫不可燃?xì)怏w，其發(fā)熱量較低，相當(dāng)于在爐內(nèi)噴入一股冷煙氣，使?fàn)t膛理論燃燒溫度降低，從而爐膛輻射吸熱比例下降，使下爐膛出口溫度升高，另外，爐膛理論燃燒溫度的降低有利于降低熱力型NOx生成；與此同時(shí)，通入生物質(zhì)氣化氣后，煙氣量并未增加，對(duì)流換熱強(qiáng)度基本不變，輻射換熱強(qiáng)度減弱，導(dǎo)致排煙溫度略有升高，排煙熱損失增大；且機(jī)械不完全熱損失也隨共燃比增加而升高，故鍋爐效率略有下降。

3.3 模擬結(jié)果與熱力計(jì)算結(jié)果的驗(yàn)證

為了驗(yàn)證數(shù)值模擬計(jì)算模型的準(zhǔn)確性，使用熱力計(jì)算結(jié)果與之進(jìn)行對(duì)比，選擇爐膛出口溫度及出口煙氣量作為參考值。

表5 計(jì)算結(jié)果比較

由于參數(shù)偏差在±2%以內(nèi)，在一定程度上可相互驗(yàn)證計(jì)算模型及方法的準(zhǔn)確性。

4 結(jié)論

論文基于660MW煤粉鍋爐對(duì)靈活性深度低負(fù)荷(235MW)中摻燒12MW及30MW生物質(zhì)氣耦合燃燒特性進(jìn)行了數(shù)值模擬及熱力計(jì)算研究。得出一致結(jié)論如下：

(1)就該耦合燃燒方案而言，生物質(zhì)氣的通入雖然使得爐膛流場(chǎng)產(chǎn)生一定變化，但并未影響正常燃燒組織。

(2)相比純煤粉燃燒，與低熱值燃?xì)夤踩际沟脿t內(nèi)煤粉燃燒強(qiáng)度降低，飛灰含碳量上漲；由于爐膛理論燃燒溫度的降低、爐膛高溫區(qū)域范圍的減少及具有還原性成分的燃?xì)庠谶€原區(qū)中通入使得NOx排放濃度降低，降幅約為20%。

(3)共燃工況下，爐膛理論燃燒溫度降低，輻射換熱強(qiáng)度減弱，使下爐膛出口溫度升高；且由于共燃工況煙氣量略有降低，對(duì)流換熱強(qiáng)度下降，使得煙氣在爐內(nèi)的總換熱效果減弱，排煙熱損失增加，且機(jī)械不完全熱損失增大，導(dǎo)致鍋爐效率降低。