鄭 揚，董美蓉，龍嘉健，葉 托，陸繼東

（1.華南理工大學 電力學院，廣東 廣州 510641；2.廣東省能源高效清潔利用重點實驗室，廣東 廣州 510641）

為了鍋爐環(huán)保安全高效運行而進行的燃燒器低NOx改造[1]，會導致爐內流動狀況、溫度分布、燃料產生的火焰等方面發(fā)生改變[2]。而爐內速度、溫度分布是影響半輻射受熱面壁溫分布的主要因素[3]。因此燃燒器改造會使半輻射受熱面壁溫分布改變，進而可能引起管壁長期超溫、投入減溫水增加、超溫損壞位置改變等現(xiàn)象[4-6]。所以需要研究改造前后爐內半輻射受熱面壁溫分布特性，為改造后調整運行提供理論依據(jù)。

目前研究受熱面壁溫分布的方法主要分為兩種：數(shù)值模擬和熱力計算。采用數(shù)值模擬方法可以得到爐內物理場，并定性分析受熱面壁溫分布隨物理場變化的趨勢[7-8]。但是數(shù)值模擬中將整個受熱面的壁溫設置為一等效溫度，無法定量研究壁溫具體分布及變化。采用熱力計算方法可以得出受熱面換熱量，再將其代入壁溫公式可以計算受熱面各位置壁溫[9-11]。但是這種方法在計算各點換熱量時，簡化多物理場對壁溫分布的影響，也未考慮各點壁溫、汽溫改變對換熱量的反作用。為了解決鍋爐燃燒器低NOx改造后半輻射受熱面壁溫分布改變所面臨的問題，需要一種能夠反映多物理場變化對壁溫分布影響的方法。

本文運用爐膛三維數(shù)值模擬耦合一維壁溫計算模型，計算得出爐膛上部半輻射受熱面的壁溫分布。這種方法可以充分考慮到爐內多物理場對受熱面壁溫分布的影響，進而研究爐內多物理場的變化及對受熱面壁溫分布的影響特性。研究結果對燃煤鍋爐機組改造后的運行與優(yōu)化有一定的指導意義。

1 研究對象

1.1 鍋爐概況

研究鍋爐為亞臨界參數(shù)四角切圓燃燒自然循環(huán)汽包爐，單爐膛π型布置。半輻射受熱面主要結構數(shù)據(jù)見表1。全大屏過熱器布置在爐膛上部，沿爐寬方向布置了4組、每組4片共16片小屏，每個小屏由14根管子繞成U型，其中靠近前墻的兩個小屏工質流向為順流，另外兩個小屏工質流向為逆流。后屏過熱器布置在爐膛出口，共23片，每片由13根管子繞成U型，順流布置。中溫再熱器布置在水冷壁折煙角上方，共32片，每片由14根管子繞成U型，順流布置，過渡段與水平方向呈35°夾角。

表1 半輻射受熱面結構數(shù)據(jù)

1.2 低NOx改造

為了有效控制NOx的生成并具有良好的穩(wěn)燃能力，確保煤粉燃盡，對該鍋爐進行低NOx燃燒器改造。改造方案為：

（1）如圖1所示，將P1、P3的一次風切圓由548 mm減小至372 mm、二次風切圓增大至2 300 mm，P2、P4的一次風切圓由1 032 mm減小至856 mm，二次風切圓增大至2 780 mm。同時將一次風氣流旋向由逆時針調整至順時針，使一、二次風氣流方向相反，這會在爐膛橫截面上最大程度地形成“風包粉”氣流形態(tài)，從而實現(xiàn)外圍富氧燃燒、內環(huán)貧氧燃燒，減少NOx的生成。

圖1 改造前后切圓示意圖

（2）如表2所示，減小二次風、周界風風率，使主燃區(qū)內煤粉貧氧燃燒，以增加已生成的NO的還原，進一步減少NOx生成。

表2 改造前后噴口參數(shù)

（3）把OFA層燃燒器由原先的兩層增加至四層，并增加燃盡風率，保證煤粉充分燃盡。

低NOx改造前，SCR裝置的入口煙氣中，折算后的NOx質量濃度在450~500 mg/m3。經過改造后，NOx質量濃度降低至200 mg/m3以下，改造效果明顯。并且，經脫硝系統(tǒng)處理后，煙氣中NOx質量濃度低于50 mg/m3，達到了國家超低排放標準。

1.3 數(shù)學模型

如圖2所示，建立燃煤四角切圓鍋爐三維模型，計算域為冷灰斗至水平煙道，計算域中受熱面簡化為二維平壁。經過網格無關性核算，選用91萬的網格系統(tǒng)進行計算。模擬區(qū)域涉及到湍流流動、氣固兩相流，煤粉燃燒、輻射、對流換熱等物理化學現(xiàn)象。故三維數(shù)值模擬所選的計算模型為：湍流模型采用帶旋流修正的k-ε模型，煤粉顆粒運動采用離散相模型，氣相燃燒采用PDF模型，煤粉熱解采取兩步競爭反應模型，焦炭燃燒采用動力/擴散控制反應速率模型，輻射采用DO模型計算。顆粒發(fā)射率εp為0.6+0.4Uc[12]，Uc為當前固定碳質量分數(shù)與原固定碳質量分數(shù)的比。

圖2 鍋爐模型示意圖

根據(jù)鍋爐熱力計算標準，建立各管段一維壁溫計算模型[13]：

在管段i上，β為外徑與內徑之比；δ為壁厚，m；λ為管子金屬的導熱系數(shù)，W/（m·℃）；Tout，i為管外壁溫度，K；qi為管段熱流密度，通過三維數(shù)值模擬計算得出，W/m2；Tf，i為該管段內工質溫度，根據(jù)各管段在部件中所處的位置，每個管段按工質流動方向逐段計算焓增Δh，累加后得到各點工質焓值，計算各管段工質溫度，K。

通過UDF功能將一維壁溫公式掛載至對應受熱面處計算壁溫分布。計算步驟為：（1）設置受熱面壁溫溫度；（2）計算各微元換熱量；（3）計算工質溫度、外壁面溫度；（4）計算新的換熱量；（5）比較兩次外壁面溫度差值。重復上述步驟，直到誤差滿足要求。

2 結果與分析

2.1 結果驗證

選取該鍋爐常用負荷70%，75%，80%及84%的運行數(shù)據(jù)作為模擬工況。全大屏在4片屏的管排出口均設置有壁溫測點；后屏分別在從左墻數(shù)起第4、7、10、12、15、18排管出口設有壁溫測點；中溫再熱器的管排出口壁溫測點設置于第3、8、13、17、22、28排處。通過計算金屬管壁與管內蒸汽的溫差，以及實際測量比對，發(fā)現(xiàn)蒸汽溫度高于金屬壁溫1~3 K，因此可以認為測點測值代表管內蒸汽溫度[14]，因此選取這些測點溫度與模擬計算的工質出口溫度進行比較。工質出口溫度計算值與測量值的最大相對誤差在2%以內，驗證結果表明，該方法具有較好的準確度，能夠反映實際爐內物理場及半輻射受熱面壁溫分布（見表3）。

表3 管排出口溫度校核 （K）

2.2 煙氣速度場和溫度場變化

各負荷下速度場、溫度場變化趨勢相同，故本文選取80%負荷工況進行分析。

圖3（a）、（d）中，改造前左側速度更大，改造后右側速度更大，高速區(qū)縮小，速度分布更均勻；圖3（b）、（e）中，改造后后屏入口處沿寬度方向速度偏差減小，上方的低速區(qū)明顯消失，有利于強化入口段的換熱；圖3（c）、（f）中，改造前中溫再熱器進入煙氣水平方向的速度右側和左側爐頂均存在明顯低速區(qū)，右側速度較大，改造后上方低速區(qū)明顯消失，速度分布沿寬度方向分布趨勢相反，低速區(qū)處于左側，高速區(qū)處于右側且速度值降低。這意味著殘余旋轉方向發(fā)生了改變，同時殘余旋轉更小，是由于改造后一、二次風反切，二次風、燃盡風風率改變所導致的。隨著低速區(qū)縮小、消失，有助于增強對應位置的管屏換熱，同時高速區(qū)縮小、截面速度分布更均勻使得各管屏之間的換熱量更接近。

圖3 80%負荷速度場圖

圖4（a）、（d）中，改造后折焰角高度截面溫度場中心的高溫區(qū)縮小，同時圖3（d）中的各屏入口速度接近，導致改造后位于中間的兩個大屏換熱量更大。在圖4（b）、（e）中，后屏入口截面改造前左側溫度高于右側溫度，同時左側高溫煙氣更接近爐頂，而改造后整體溫度分布更均勻。圖4（c）、（f）中，改造前后中溫再熱器入口截面的溫度場與對應的速度場分布趨勢相同，然而改造后溫度場沿高度、寬度方向分布更加均勻，意味著改造后中溫再熱器屏間換熱量之間的差值更小。

圖4 80%負荷溫度場圖

2.3 屏間熱偏差系數(shù)

熱偏差是影響受熱面壁溫分布的重要因素，本文中使用屏間熱偏差來分析各受熱面各工況下燃燒器低NOx改造對壁溫變化的影響。屏間熱偏差系數(shù)φ公式為：

式中：Δid為特定檢測管屏焓增；Δi0為管屏焓增平均值。

圖5為各受熱面改造前后各屏的屏間熱偏差系數(shù)對比。改造后爐內速度場、溫度場沿高度、寬度分布變化對各屏換熱產生影響，從而造成屏間熱偏差系數(shù)改變。圖5（a）中，改造前全大屏的熱負荷沿寬度方向從左到右降低，有明顯的屏間熱偏差不均勻的情況。改造后，屏間熱偏差不均勻現(xiàn)象得到一定改善，熱負荷最大屏從左側兩屏改為中間兩屏。圖5（b）后屏改造后屏間熱偏差均有所減小，且向煙道中心集中。同時也可以發(fā)現(xiàn)最大熱負荷屏由原先的8號屏向10號屏移動。圖5（c）中，改造前，中溫再熱器熱偏差系數(shù)最大的屏位于25號屏，最低的位于1號屏，沿水平方向有明顯吸熱不均勻現(xiàn)象出現(xiàn)。改造后，熱偏差系數(shù)偏差減小，最大屏位于20號屏，最小屏仍位于兩側，但是最大與最小的差值較改造前已經明顯減小，且高熱負荷區(qū)往煙道中間集中。

圖5 改造前后各工況受熱面屏間熱偏差系數(shù)對比圖

2.4 壁溫分布變化

圖6為全大屏過熱器最高壁溫所在小屏的壁溫分布。改造前壁面高溫區(qū)主要位于水平段，改造后壁面高溫區(qū)主要位于出口段。這是因為，由圖3及圖4（a）、（d）可知，改造后，全大屏入口截面的高速區(qū)、高溫區(qū)縮小，使得水平段換熱減弱、壁溫降低，高溫區(qū)產生在管內汽溫較高的出口段。改造后全大屏的屏間熱偏差更加均勻，使得最高壁溫從813 K降低至798 K。

圖6 全大屏過熱器改造前后壁溫分布對比圖

圖7為后屏過熱器最高壁溫所在屏的壁溫分布。由圖3（e）可知，改造后后屏入口截面上方的煙氣速度增大，使后屏入口段換熱更強，使得管內蒸汽溫度快速升高，導致后屏壁面溫度在換熱強烈且有較高汽溫的水平段前端產生高溫區(qū)域，最高溫度由871 K升至891 K，因此燃燒器改造將導致后屏存在容易超溫的風險。

圖7 后屏過熱器改造前后壁溫分布對比圖

圖8為中溫再熱器最高壁溫所在屏的壁溫分布。由圖3及圖4（f）可知，改造后中溫再熱器入口截面的煙氣局部高速區(qū)、高溫區(qū)明顯縮小，使得該區(qū)域換熱減弱，使得入口段下端區(qū)域溫度明顯降低，同時改造后中溫再熱器的屏間熱偏差更小，使得壁溫分布更均勻，最高壁溫由833 K降低至799 K。

圖8 中溫再熱器改造前后壁溫分布對比圖

（2）改造后，全大屏最高壁溫溫度降低，且高溫區(qū)主要出現(xiàn)在出口段；后屏最高壁溫增大且高溫區(qū)出現(xiàn)在水平段前端，易存在超溫風險；中溫再熱器最高壁溫降低，且入口段下端壁溫明顯降低，高溫區(qū)位于出口段末端。

（3）針對預防后屏處于超溫狀態(tài)，運行中應適當增加后屏過熱器減溫水的投入，并可以適當減少全大屏過熱器的減溫水投入量。改造后中溫再熱器上位于入口段下端的區(qū)域溫度明顯降低，其安全性得到加強。

3 結論

本文以四角切圓燃煤鍋爐改造為案例，采用三維數(shù)值模擬耦合一維壁溫計算模型的方法，研究燃燒器改造前后物理場變化對屏間熱偏差系數(shù)變化和壁溫分布變化的影響特性，得出以下結論：

（1）改造后折焰角高度方向速度分布更均勻，后屏入口截面上部沿高度方向的速度、溫度偏差減小，爐頂附近的低速區(qū)、低溫區(qū)明顯縮小，中溫再熱器入口截面沿寬度方向速度、溫度分布趨勢與改造前相反，且偏差減小。各半輻射受熱面改造后屏間熱偏差最值之間的差值減小，同時偏差最大屏向煙道中心移動。