OPCC型旋流燃烧器大面积烧损的关键原因及改造措施

李德波， 沈跃良， 邓剑华， 狄万丰， 徐齐胜

（1.广东电网公司电力科学研究院，广州510060；2.华润电力（贺州）有限公司，贺州542709）

随着我国火力发电事业的快速发展，国内投产了一大批超临界和超超临界燃煤发电机组.四角切圆锅炉残余旋转给过热器和再热器受热面温度偏差控制带来了非常大的困难和挑战，尤其对于超临界和超超临界燃煤发电机组，这种偏差对温度的影响更加明显，因此采用旋流燃烧器组织炉内空气动力场逐渐成为超临界和超超临界燃煤发电机组首选的燃烧方式［1－9］.

国内先后引进的超临界和超超临界锅炉均采用了新型旋流煤粉燃烧技术，其目标是实现煤粉的高效燃烧、低NOx排放、低负荷不投油稳定燃烧，保证水冷壁可靠运行和减小受热面热偏差.国产化超临界和超超临界锅炉采用与B＆W公司、三井巴布科克能源有限公司、日立集团、三菱集团和阿尔斯通集团等合作研发的新型旋流煤粉燃烧器.国内某制造厂自行开发设计了OPCC型旋流燃烧器，目前已经投入使用［1－9］.

在2012年1月某电厂一台660MW超临界锅炉停炉检修时，发现旋流燃烧器大面积烧损，给电厂带来了严重的经济损失，同时给今后同类型超临界旋流燃烧煤粉锅炉安全、稳定运行造成了较大的安全隐患.为了分析旋流燃烧器大面积烧损的原因，笔者对全炉膛进行热态数值模拟，提出了旋流燃烧器运行的关键改造措施，为今后该类型旋流燃烧器的安全运行提供理论指导.

1 旋流燃烧器设备

该旋流燃烧器为某制造厂自行开发设计的外浓内淡型低NOx旋流煤粉燃烧器（OPCC型旋流燃烧器），燃烧方式为对冲燃烧.燃烧用空气分为4部分：一次风、内二次风、外二次风（即三次风）和中心风.旋流燃烧器的结构见图1.内二次风风道内布置有轴向旋流器，外二次风风道内布置有切向旋流器.内二次风轴向叶片角度为60°，外二次风切向叶片角度为45°.为了进一步降低NOx的排放量，在旋流燃烧器上方设置了燃尽风和侧燃尽风.旋流燃烧器采用前后墙对冲燃烧方式布置，共有36只旋流燃烧器，分3层布置在前墙和后墙上，每层有6只旋流燃烧器.在前墙和后墙旋流燃烧器上方各布置了一层燃尽风和一层侧燃尽风.

该电厂3号锅炉于2011年1月6日投入运行，在2012年1月17日（运行时间为4 166h）检修时发现旋流燃烧器一次风风室的耐磨陶瓷脱落，风筒前端出现烧损和变形等现象.中、上层旋流燃烧器损坏严重，下层旋流燃烧器损坏程度相对较轻（见图2）.由图2可以看出，旋流燃烧器的中心风和一次风风筒烧损严重，前端耐磨陶瓷均脱落，煤粉浓缩器前端减薄，一次风风筒前端烧损非常严重.

图1 旋流燃烧器结构示意图Fig.1 Structural diagram of the swirl burner

图2 现场检修时前墙旋流燃烧器的烧损情况Fig.2 Burnout photos of front－wall swirl burner taken in on－site inspection

2 旋流燃烧器运行工况

2.1 煤质信息

锅炉实际燃用煤种为印尼煤，其挥发分、硫、全水分质量分数较大，可磨指数较低，爆炸性较强.因此，在燃用高挥发分印尼煤时要合理控制燃烧空气动力场，否则着火提前容易造成旋流燃烧器烧损.

2.2 旋流燃烧器一次风风速

对磨煤机出口的粉管风速进行现场测量，得到6条粉管的平均风速为25～28m／s，与设计风速22.4m／s比较接近，一次风的实际运行风速比设计风速偏大，可以推迟煤粉着火的时间，使得回流区起始点远离旋流燃烧器喷口附近的位置.因此，习惯运行工况下一次风风速偏大，不可能是旋流燃烧器烧损的原因.

2.3 旋流燃烧器习惯运行工况下的开度

通过现场查看，得到了旋流燃烧器和燃尽风燃烧器开度.

（1）旋流燃烧器：调整外二次风风门至45°（满量程75°）和内二次风风门至80%开度（即将拉杆拉至400mm）.

（2）侧燃尽风燃烧器（SAP）：调整直流风挡板至100%开度（即将拉杆拉至400mm）和旋流二次风调风器至100%开度（即将拉杆拉至400mm）.

（3）燃尽风燃烧器（AAP）：调整直流风挡板至100%开度（即将拉杆拉至400mm）和旋流二次风调风器至100%开度（即将拉杆拉至400mm）.

3 旋流燃烧器烧损原因分析

3.1 旋流燃烧器材料

通过对现场旋流燃烧器烧损的情况进行仔细分析，发现旋流燃烧器在设计上存在以下缺陷：

（1）旋流燃烧器前端550mm为高温耐磨合金钢整体铸件，一次风风筒材质为碳钢，材料的耐热等级不够.

（2）陶瓷粘贴工艺不妥易造成陶瓷脱落，从而使得耐热等级不高的一次风风筒在旋流燃烧器停运后直接受到火焰的高温辐射，加剧了损坏.陶瓷主要目的是防磨，由于喷口处受炉膛高温辐射，温度较高，陶瓷与一次风风管热膨胀系数不一致而脱落，脱落后造成一次风喷口截面不规则，从而改变了一次风气流（流速相对减小），局部煤粉浓度增大，喷口受热不均，会因局部过热而被烧损.

（3）中心风风筒为耐热钢，现场观察到其氧化严重，材料制造质量差造成中心风风筒端部烧损.

3.2 旋流燃烧器运行

旋流燃烧器在运行方面主要有以下缺陷：

（1）现场检查时发现，停运的一次风风筒无冷却风保护，因而更容易被烧损.中心风取自二次风大风箱，当管径较小、风量相对少、风门开度小时，冷却能力不足，烧损情况加剧.

（2）由于挥发分较高的印尼煤着火比较容易，当内二次风轴向叶片按照设计的角度60°运行时，旋流强度太大，着火过分提前，容易造成旋流燃烧器区域结渣和烧损，同时内二次风旋流强度过大会导致旋流燃烧器的阻力损失较大.

4 旋流燃烧器热态数值模拟

由于回流区起始点靠近旋流燃烧器出口，为了获得旋流燃烧器出口附近的温度场分布，进行旋流燃烧器热态数值模拟.

4.1 网格划分

由于炉膛结构相对规则且尺寸很大，而旋流燃烧器区域的结构复杂且尺寸相对较小，如果采用统一的网格划分规则，整个炉膛的网格数量将会很大.为避免这一问题，将炉膛分为灰斗、下炉膛、旋流燃烧器、上炉膛、折焰角和炉膛出口6个区域，对旋流燃烧器和折焰角区域进行网格局部加密.整个炉膛采用正六面体网格，旋流燃烧器的网格按照电厂提供的实际参数进行划分，整个炉膛的几何尺寸与电厂实际的结构按照1∶1比例，经过反复的数值模拟试验和网格无关性检验，在保证计算结果精度的前提下，最后确定网格总数约为231万（见图3）.

图3 炉膛网格Fig.3 Grid division of the furnace

4.2 数学模型

数值模拟采用三维稳态计算和Simple算法.湍流模型采用带旋流修正的Realizablek－ε模型；采用混合分数－概率密度函数（mixture－fraction／PDF）模拟气相湍流燃烧；采用P－1辐射模型（P－1radiation model）计算辐射传热；采用双平行竞争反应模型（the two competing rates model）模拟煤粉挥发分的析出；采用动力／扩散控制燃烧模型（kinetics／diffusion－limited char combustion model）模拟焦炭燃烧；采用随机轨道方法（stochastic tracking）模拟煤粉颗粒跟踪.动量方程、能量方程、k方程和ε方程均采用二阶迎风格式离散.对于边界条件，旋流燃烧器进口速度根据现场冷态试验结果进行设定，采用近壁函数法处理近壁区域方程的过渡计算.

4.3 旋流燃烧器的风温和风速

为了得到旋流燃烧煤粉锅炉习惯运行工况下的燃烧情况，数值模拟中旋流燃烧器的风速由现场试验测量得到.

4.4 数值模拟工况

在额定负荷下，该电厂投入C、D、E、A和F层燃烧器，B层燃烧器备用.旋流燃烧器区域的过量空气系数为0.94，一次风总风量为137kg／s，燃尽风总风量为111.2kg／s，二次风（不含燃尽风）总风量为385.6kg／s，实际给煤量为254.66t／h.数值模拟中旋流燃烧器、燃尽风和侧燃尽风的入口边界条件采用速度进口条件，入口速度和温度根据该电厂习惯运行工况参数进行设定，其主要目的是为了尽可能地模拟实际运行工况下炉内的燃烧.出口边界条件采用压力出口.煤粉颗粒直径按照Rosin－Rammler方法分布，颗粒最小直径为4μm，最大直径为246μm，平均直径为51μm，分布指数为1.15，煤粉细度R90＝23%.

由于全炉膛旋流燃烧的数值模拟具有控制方程强非线性的特点，在实际模拟中发现，如果一开始就耦合所有的控制方程，数值模拟的结果很容易发散.因此，在计算迭代时首先进行冷态下控制方程（包括连续性方程和动量方程）的求解.当计算迭代5 000步时，残差曲线基本无变化，通过后处理分析冷态空气动力场的特点，发现旋流燃烧器回流区的形成比较合理，并未出现射流偏斜的现象，同时二次风没有贴墙，说明冷态下数值模拟已经收敛，可以进行热态数值模拟.在热态数值模拟中，将能量方程收敛的残差设为10－6，其他控制方程的残差设为10－3，开始热态下控制方程组的迭代，在迭代过程中通过设置监视点（包括质量守恒性和能量守恒性的监视）来查看数值模拟迭代收敛的情况.整个数值计算步数超过了100 000步，从而保证了整个数值计算的结果已完全达到稳态.

4.5 数值模拟结果与热力计算结果的对比

由于旋流燃烧器烧损，通过现场试验获得炉膛的温度分布相当困难.因此，评估数值模拟结果的准确程度主要是与热力计算结果进行对比（见表1），其中理论燃烧温度、炉膛出口平均烟气温度和屏底温度的相对偏差分别为2%、5%和2.6%.由表1可知，数值模拟与热力计算结果的温度偏差在40～80 K，相对偏差在5%以内.除了炉膛出口平均烟气温度有较大的偏差，理论燃烧温度和屏底温度的偏差均较小，虽然数值模拟本身模型也存在一定的缺陷，但数值模拟结果仍具有较高的可行性和准确度.

4.6 全炉膛燃烧器截面上温度的定量分布

通过分析旋流燃烧器截面上温度分布的规律，尤其是旋流燃烧器喷口附近的温度场，从而得到旋流燃烧器烧损的内在原因.图4为旋流燃烧器截面上温度场的分布，其中前墙旋流燃烧器从左墙到右墙的编号依次为1号、2号、3号、4号、5号和6号；后墙旋流燃烧器从左墙到右墙的编号依次为1号、2号、3号、4号、5号和6号，即前墙和后墙旋流燃烧器对应位置的编号相同；x表示锅炉深度方向，m；z表示锅炉宽度方向，m.由图4（a）可以看出，旋流燃烧器出口附近的最高温度能达到800℃左右，由于旋流燃烧器形成的高温回流区卷吸了大量高温气体，使得回流区温度高达1 600℃左右.旋流燃烧器附近的火焰温度超过800℃，因此强烈的高温气体辐射热会烧坏旋流燃烧器.由图4（a）还可以看出，炉膛中心气体的温度最高，前墙左、右边上的1号和6号旋流燃烧器附近的温度较低.沿着旋流燃烧器宽度方向，温度分布不均匀，中间旋流燃烧器的温度较高，靠近左墙和右墙的旋流燃烧器温度较低，说明旋流燃烧器沿宽度方向的配风不均匀.

表1 数值模拟与热力计算结果的对比Tab.1 Comparison between numerical simulation and thermodynamic calculation K

由图4（b）可以看出，相比于第一层旋流燃烧器的温度场，第二层旋流燃烧器高温区范围较宽，整体温度水平高于第一层旋流燃烧器的温度水平.旋流燃烧器出口附近的最高温度能达到850℃以上，最高温度比第一层旋流燃烧器的高了100K.前墙和后墙左、右边上的1号和6号旋流燃烧器附近温度均较低，这与第一层旋流燃烧器得到的结果一致，说明第二层旋流燃烧器沿着宽度方向的配风不均匀造成了中间旋流燃烧器的空气量较大，燃烧充分，导致温度较高，靠近左墙和右墙的旋流燃烧器配风不够，燃烧不充分造成温度偏低.

由图4（c）可以看出，相比于第一层和第二层旋流燃烧器的温度场，第三层旋流燃烧器高温区范围更宽，整体温度水平更高.旋流燃烧器出口的最高温度达到了900℃以上，这是在现场试验中上层旋流燃烧器烧坏的程度明显比中、下层旋流燃烧器严重的原因.

综上，对于OPCC型旋流燃烧器，中、上层旋流燃烧器的温度明显比下层旋流燃烧器的温度高.当燃用挥发分较高、灰熔点较低的印尼煤时，在保证燃烧稳定的情况下，应该避免出现大的回流区，防止回流区卷吸的高温烟气量过大而造成旋流燃烧器烧坏.该电厂旋流燃烧器出现大面积烧坏的一个关键原因是旋流燃烧器内二次风旋流强度过大，造成回流区过大，加上燃用印尼煤，从而加剧了中、上层旋流燃烧器大面积烧坏的程度.

由图4（d）可以看出，前墙水冷壁附近的温度较高，最高温度能达到1 600℃，这是实际检查中侧燃尽风附近旋流燃烧器严重烧坏，同时水冷壁出现高温结渣的原因.

由图4（e）可以看出，由于燃尽风风速较大，射流刚性较强，回流区明显远离旋流燃烧器，旋流燃烧器附近的火焰温度不高，约为500～600℃.现场检查发现燃尽风层旋流燃烧器区域没有出现烧坏的情况，水冷壁区域也没有出现高温结渣现象.燃尽风层温度比下层旋流燃烧器温度低的主要原因是燃尽风层的高温气体不断换热，整体温度水平降低，另外燃尽风风速较大，回流区远离旋流燃烧器出口.

5 旋流燃烧器改造措施

5.1 旋流燃烧器材质和结构改造

针对旋流燃烧器材料方面的缺陷，根据数值模拟结果，在旋流燃烧器的设计上进行如下改造：

（1）旋流燃烧器一次风风筒应采用高温耐磨合金钢整体铸造，耐热度、耐磨度和材料强度应合格.

（2）在保证旋流燃烧器安全运行方面可以进一步优化旋流燃烧器的扩锥和旋流叶片角度［10－12］.该电厂旋流燃烧器出现大面积烧损的一个原因是旋流燃烧器内二次风旋流强度过大造成回流区过大，加上燃用印尼煤，从而加剧了中、上层旋流燃烧器大面积烧损的程度.因此，当燃用挥发分较高、灰熔点较低的印尼煤时，在保证燃烧稳定的情况下，应该减小内二次风旋流强度和轴向叶片的角度，避免出现大的回流区，防止回流区卷吸高温烟气量过大而造成旋流燃烧器烧损［3］.

（3）中心风风筒为耐热钢，现场观察到其氧化严重，材料制造质量差，从而造成中心风风筒端部烧损，应该改进中心风风筒材料制造的工艺.

（4）陶瓷粘贴工艺不妥易造成陶瓷脱落，使得耐热等级不高的一次风风筒在燃烧停运后直接受到火焰的高温辐射，加剧了损坏，因此建议改进陶瓷粘贴工艺，避免陶瓷脱落.

（5）提高中心风的速度，使得回流区的起始位置远离旋流燃烧器出口.

（6）对于挥发分较高的印尼煤，应该适当增大一次风风速，减缓煤粉着火的速度，使着火点远离旋流燃烧器喷口附近位置.

（7）对于OPCC型旋流燃烧器，建议内二次风轴向叶片角度设计为可调节，减小内二次风旋流强度，扩展这种旋流燃烧器对煤种的适应性.

5.2 旋流燃烧器运行方面的改造

为了确保旋流燃烧器安全、稳定运行，防止出现旋流燃烧器大面积烧损的恶性事故，在实际运行中需要按照如下运行要求进行调整：

（1）对于没有投运的旋流燃烧器，应增大冷却风风量，减少对高温烟气的卷吸，要注意检查风门挡板的开度与风量是否真实，确保旋流燃烧器的冷却风量，防止冷却风量不足造成旋流燃烧器烧损.

（2）旋流燃烧器一次风风筒的冷却能力不足，需要增加冷却风保护.

（3）减小内二次风风量，将开度由90%减小为60%，先观察调整内二次风风量的结果，然后根据调整结果进行观察.

（4）将一次风粉管的风速增大至25～28m／s，延迟煤粉着火的时间，使得回流区起始点远离旋流燃烧器的出口，尤其是针对挥发分较高的印尼煤（w（Vdaf）＝40.45%），可以适当增大一次风风速.

（5）外二次风的开度设置如下：同层1号和6号旋流燃烧器开度设置为80%；同层2号、3号、4号和5号旋流燃烧器开度设置为50%～60%.

（6）停运时中心风的风量开度设置为50%，运行时设置为100%.

（7）对于燃尽风旋流燃烧器，将旋流风挡板拉杆由400mm减小为200mm.

（8）采用热电偶定期对旋流燃烧器温度进行测量，保证喷口温度在材质许用温度范围内，一般以800～900℃为宜.

（9）对于停运的旋流燃烧器层，将二次风风箱两侧风门挡板的开度设置为10%，将中心风挡板的开度设置为50%.

6 结 论

（1）内二次风旋流强度过大是造成OPCC型旋流燃烧器烧损的关键原因，建议减小内二次风旋流强度，扩展这种旋流燃烧器对煤种的适应性.

（2）旋流燃烧器一次风风筒应采用高温耐磨合金钢整体铸造，耐热度、耐磨度和材料强度应合格.

（3）中心风风筒为耐热钢，现场观察到其氧化严重，应改进中心风风筒材料制造的工艺.

（4）陶瓷粘贴工艺不妥易造成陶瓷脱落，建议改进陶瓷粘贴工艺以避免陶瓷脱落.

［1］ 樊泉桂.新型煤粉燃烧器的燃烧机理分析［J］.广东电力，2010，23（4）：45－50.FAN Quangui.Combustion mechanism analysis of new type pulverized coal burner［J］.Guangdong Electric Power，2010，23（4）：45－50.

［2］ 樊泉桂.超临界和超超临界锅炉煤粉燃烧新技术分析

［J］.电力设备，2006，7（2）：23－25.FAN Quangui.Analysis of new pulverized coal combustion technology of supercritical pressure boiler［J］.Electrical Equipment，2006，7（2）：23－25.

［3］ 岑可法，周昊，池作和.大型电站锅炉安全及优化运行技术［M］.北京：中国电力出版社，2002.

［4］ 李庚，彭三珑，钟斌，等.DG 1900／25.4－Ⅱ4型煤粉锅炉炉内过程的数值模拟［J］.动力工程学报，2011，31（5）：325－329.LI Geng，PENG Sanlong，ZHONG Bin，etal.Numerical simulation on flow and combustion process in the furnace of a DG 1900／25.4－Ⅱ4coal－fired boiler［J］.Journal of Chinese Society of Power Engineering，2011，31（5）：325－329.

［5］ 匡江红，曹汉鼎，林碧玉.旋流燃烧锅炉炉内温度场优化的数值研究［J］.动力工程，2009，29（7）：613－619.KUANG Jianghong，CAO Handing，LIN Biyu.Optimization of temperature field in the furnace of boiler with swirling burners［J］.Journal of Power Engineering，2009，29（7）：613－619.

［6］ 刘泰生，周武，叶恩清.燃尽风对炉内流动和燃烧过程影响的数值模拟［J］.动力工程，2006，26（1）：116－120.LIU Taisheng，ZHOU Wu，YE Enqing.Numerical simulation of the effect of overfire air on flow and combustion in furnaces［J］.Journal of Power Engineering，2006，26（1）：116－120.

［7］ 高正阳，宋玮，方立军，等.1 000MW 超超临界机组双切圆锅炉NO排放特性的数值模拟［J］.中国电机工程学报，2009，29（32）：12－18.GAO Zhengyang，SONG Wei，FANG Lijun，etal.Numerical simulation of NO emission of a dual circle trangential firing boiler of a 1 000MW ultra supercritical unit［J］.Proceedings of the CSEE，2009，29（32）：12－18.

［8］ 刘建全，孙保民，张广才，等.1 000MW 超超临界旋流燃烧器锅炉稳燃特性数值模拟与优化［J］.中国电机工程学报，2012，32（8）：19－27.LIU Jianquan，SUN Baomin，ZHANG Guangcai，et al.Numerical simulation and optimation of stable combustion of a 1 000MW ultra supercritical unit swirl combustion boiler［J］.Proceedings of the CSEE，2012，32（8）：19－27.

［9］ 刘建全，孙保民，白涛，等.稳燃特性对1 000MW 超超临界锅炉NOx排放特性影响的数值模拟［J］.机械工程学报，2011，47（22）：132－139.LIU Jianquan，SUN Baomin，BAI Tao，etal.Numerical simulation of NOxemission of 1 000MW ultra supercritical swirl combustion boiler on different combustion stability conditions［J］.Journal of Mechanical Engineering，2011，47（22）：132－139.

［10］ 温志华，文作伟，周建松.低NOx轴向旋流燃烧器烧损原因分析及对策［J］.电站系统工程，2010，26（5）：27－28.WEN Zhihua，WEN Zuowei，ZHOU Jiansong.The causes and counter measures of low NOxaxial swirl burner burnout［J］.Power System Engineering，2010，26（5）：27－28.

［11］ 吴磊，魏刚，刘文献，等.邯郸热电厂EI－XCL型旋流燃烧器冷态特性分析［J］.河北电力技术，2002，21（1）：32－34.WU Lei，WEI Gang，LIU Wenxian，etal.Analysis of cold－state features of type EI－XCL vortex burners in Handan cogeneration on power plant［J］.Hebei E－lectrical Technology，2002，21（1）：32－34.

［12］ 张玉斌，李明，都淑丽.空气动力特性对旋流燃烧器性能影响的研究［J］.发电设备，2012，26（3）：145－148.ZHANG Yubin，LI Ming，DOU Shuli.Effects of aerodynamic characteristics on the swirl burner performance［J］.Power Equipment，2012，26（3）：145－148.