2093t/h四角切圆锅炉燃烧器的数值优化及改进研究

吕 太，于战海，程 超，丁 帅，许 贺

(1.东北电力大学 能源与动力工程学院，吉林 吉林132012；2.国家电投河南电力有限公司 技术信息中心，河南 郑州 450001)



2093t/h四角切圆锅炉燃烧器的数值优化及改进研究

吕 太1，于战海1，程 超1，丁 帅1，许 贺2

(1.东北电力大学 能源与动力工程学院，吉林 吉林132012；2.国家电投河南电力有限公司 技术信息中心，河南 郑州 450001)

针对某2093 t/h四角切圆燃烧锅炉炉膛出口左右两侧烟温偏差过大、氮氧化物排放浓度偏高的问题，分析了产生烟温偏差的原因，根据计算结果对锅炉燃烧器提出了采用SOFA风反切圆消除残余旋转的改造措施，同时利用空气分级燃烧技术降低NOx的排放。改造后SOFA风率为25%工况下，对比分析了锅炉燃烧器改造前后额定工况下燃烧过程中炉膛温度场、特征组分分布及NOx排放和不同的SOFA风反切角度对炉膛出口烟温偏差的影响。结果表明，适宜的SOFA风反切角度可以有效地减小烟温偏差，空气分级燃烧能够降低主燃区的温度，以降低NOx生成，炉膛出口NOx排放浓度降幅为31.6%，以上结论可作为同类型机组设计和改造时参考。

烟温偏差；四角切圆锅炉；残余旋转；数值模拟

目前我国大型煤粉锅炉广泛采用四角切圆燃烧方式[1]，该方式具有炉内气流混合好、燃烧稳定、燃烧效率高、热负荷分布均匀、炉膛结构简单和便于实现分段燃烧控制等优点[2]。但是，四角切圆燃烧的弊端是气流在炉膛出口与水平烟道左右两侧存在烟温、烟速偏差。烟温偏差对过热器和再热器的危害较大，易造成超温爆管，不利于锅炉的安全运行[3]。本文以某厂长期运行以来炉膛出口左右两侧出现的烟温偏差为研究对象，并对燃烧器进行改造，以减小炉膛出口烟温偏差。锅炉燃烧器改造前后的炉膛计算模型使用Gambit软件得出，然后使用Fluent对改造前后的锅炉进行炉内燃烧数值计算，着重分析不同的SOFA风反切角度对炉膛出口烟温偏差的影响。

1 锅炉概况与改造方案

1.1 锅炉概况

本文研究的对象为SG-2093/17.5-M917型四角切圆燃烧亚临界锅炉，该锅炉为一次中间再热控制循环汽包锅炉，采用摆动式燃烧器，单炉膛、Π型紧身封闭布置、固态排渣、全钢架结构、平衡通风。锅炉采用正压直吹式制粉系统，配六台HP1003型中速磨煤机，五台磨煤机可带BMCR负荷，一台备用。结构示意图，如图1所示。

1.2 燃烧器改造方案

结合锅炉原设计特点以及现场安装条件，确定总体改造方案如下。燃烧器改造前后简图，如图2所示。

图1 炉膛结构简图(mm)图2 图2燃烧器改造前后简图(mm)

(1)在主燃烧器区域，保持原煤粉燃烧器标高和一次风间距(1 860 mm)不变，将原设计的WR浓淡分离煤粉燃烧器改为带对置丘体高效浓淡分离装置的水平浓淡煤粉燃烧器。

(2)分别在BC层、CD层、DE层、EF层二次风喷口布置一层组合型双向贴壁二次风喷嘴射流，使得在靠近水冷壁区域形成具有较低温度、低粉、高氧的水冷壁壁面防结渣及防高温腐蚀区。

(3)在距离最上层一次风燃烧器中心线约7.0 m位置处布置5层刚性反切大覆盖的分离式燃尽风喷嘴，风门全开时占燃烧总风量的30%；这样在炉膛的纵向空间尺度上，将燃烧系统改造为主燃烧区、NOx还原区、燃尽区。

2 数值计算

2.1 网格划分与数学模型选取

计算模型根据炉膛的结构和真实尺寸所画。划分网格时，根据炉膛的结构及计算区域，将炉膛分为9个区域，对燃烧器喷口和后屏过热器区域处的网格进行加密，燃烧器喷口区域采用非均匀六面体型式的网格，使射入的气流方向垂直于网格，以减少伪扩散，整个炉膛内的网格总数为95万个。改造后锅炉主视图网格划分，如图3(a)所示；主燃烧区域横截面的网格划分情况，如图3(b)所示。

图3 炉膛网格划分

数值模拟采用三维稳态计算，气相湍流流动采用标准k-ε双方程模型，焦炭燃烧采用动力学/扩散控制反应速率模型，并采用双步竞争反应模型模拟煤粉挥发分热解，辐射传热采用P-1辐射模型，煤粉粒径满足Rosin-Rammlar分布，采用随机轨道模型模拟煤粉颗粒跟踪，气相湍流燃烧采用混合分数-概率密度函数模型，NOx生成模拟采用后处理方法计算，采用Simple算法计算压力速度耦合[4]。

2.2 边界条件

模拟工况为满负荷不同配风方式下的炉内燃烧状态，燃用煤质特性分析结果见表1。

为了便于分析，将冷灰斗底部位置设定为炉膛高度的起点。将燃烧器喷口和炉膛出口分别定义为速度入口和压力出口边界条件；假设炉膛本体温度为恒温，煤粉和一二次风温度也保持恒定。

出入口水力直径Dh和湍流强度I的计算公式如下：

(1)

I=0.16Re-0.125，

(2)

式中：A为接触面面积；d为接触面周长；Re为雷诺数。

表1 煤质特性分析

3 数值计算及分析

3.1 改造后SOFA风率的选取

炉内燃烧状况随配风方式的变化而改变，选取SOFA风率为30%、25%、20%三种工况来研究SOFA风率对燃烧过程的影响。

SOFA风率越大，即主燃烧区域欠氧程度越深，燃烧越不充分，生成的CO气体越多。当烟气中包含还原性气体时，高熔点的三氧化二铁会被还原成低熔点的氧化铁，导致灰熔点降低，易造成积灰结焦[5]。从图4(a)中看出，SOFA风率为30%时，主燃烧区域水冷壁附近含有大量的CO气体，这易造成该区域水冷壁积灰结焦，影响换热，甚至影响锅炉的安全运行；而SOFA风率为25%和20%时，风率越小，主燃烧区CO浓度也越小，且水冷壁附近CO含量越小。SOFA风率越小，主燃区生成的CO量越小，产生积灰结焦的可能性越小。

SOFA风率越大，空气分级燃烧效果越明显，炉膛出口氮氧化物排放浓度越小。但是，主燃区产生的CO等还原性气体越多，不利于水冷壁的安全运行。综合分析，改造后选取SOFA风率为25%。

图4 炉膛中心纵截面一氧化碳浓度分布

3.2 改造前后炉内温度特性

锅炉燃烧时的炉内温度分布能直接显示出炉内燃烧状况[6]，火焰中心的位置，其位置高低是锅炉运行的关键因素，燃烧中心过高将会导致炉膛出口超温，而火焰中心位置过低会导致燃烧不稳定等问题[7]。锅炉燃烧器改造前后炉膛横截面平均温度对比曲线图，如图5所示。

图5 炉膛横截面平均温度曲线图

从图5中可以看出，改造前主燃烧区域温度较高，截面平均温度在1 690 K左右，燃烧区上部随着煤粉颗粒的燃尽和水冷壁的辐射吸热，沿炉膛高度方向，烟气温度逐渐降低。最高温度位于燃烧器一次风喷口对应高度，煤粉气流自喷口流出，受上游邻角高温火焰的加热，随即着火燃烧，放出大量的热。

对改造后的锅炉，主燃烧区缺氧燃烧状态，煤粉颗粒不完全燃烧，该区域平均温度较低，在1 550 K左右，最高温度在还原区达到峰值后开始下降。燃烧器上层燃尽风的补入使得未完全燃料的煤粉颗粒和CO等气体继续燃烧放出大量热能，温度呈上升趋势。到达燃尽区，烟气温度受受热面的辐射吸热和温度较低的二次风的冷却作用，使该区域温度迅速降低。

3.3 炉内组分分布

燃烧器改造前后炉膛横截面平均氧浓度与一氧化碳浓度沿炉膛高度方向的变化曲线图，如图6、图7所示。

由图6可以看出，对改造前的锅炉主燃烧区域，由于煤粉的射入，氧气很快被消耗，该区域氧气浓度相对较低，而在燃尽风喷口补入燃尽风之后，氧气含量随之升高，未完全燃烧的燃料在得到燃尽风补充后继续燃烧直至燃尽，氧气又被消耗一部分，最后趋于稳定。

锅炉燃烧器改造后，主燃区过量空气系数小于1，氧浓度相对改造前较低，在主燃烧器上部到SOFA风喷口之间的还原区，氧气被深度消耗，下降较快。在燃尽区，大量SOFA风的补充，使得氧浓度在SOFA喷口处迅速达到峰值，未完全燃烧的煤粉颗粒及CO等气体继续燃烧放热。

燃烧器改造后的锅炉主燃区属于缺氧燃烧，该区域会生成大量的CO等还原性气体。由图7数据对比可知，改造前主燃区氧量相对较充足，生成的CO等气体很快燃烧，该区域浓度较低。改造后主燃区在缺氧状态下该区域产生较多的CO，达到了5.0%左右；在还原区，部分CO气体被消耗，呈下降趋势；而到达燃尽区，大量分离式燃尽风的补入，CO会迅速燃烧直至燃尽，到达炉膛出口处趋向于零。

图6 炉膛横截面氧浓度变化曲线图7 炉膛横截面一氧化碳浓度变化曲线

图8 炉膛横截面平均NOX浓度变化曲线

图9 改造前水平烟道中间截面特性

3.4 炉膛出口氮氧化物排放浓度

煤粉燃烧过程中会产生三种类型的NOx：热力型NOx、燃料型NOx和快速型NOx。由于快速型NOx生成量相比另外两种少得多，一般占总量的5%以下[8]，本文研究中主要考虑热力型NOx和燃料型NOx[9]。图8为炉膛横截面平均NOx浓度变化曲线，NOx排放浓度为φ(O2)=6%的计算结果。

改造前主燃区温度较高，截面平均温度在1 690 K左右，而对应截面处最高温度达到2 000 K，以致在燃料型NOx生成的同时热力型NOx也在快速生成，总的NOx量较大，在500 mg/m3左右。由于改造前的锅炉不存在还原区，燃烧器上部区域还原性气体也较少，生成的氮氧化物气体不会大幅度降低，排放浓度达到469 mg/m3。

对于改造后的锅炉，主燃烧区域是缺氧燃烧，温度较改造前有了大幅降低，切圆处的温度大约为1 600 K，抑制了NOx的生成，热力型NOx生成量较少，同时该燃烧阶段的不完全燃烧使部分中间产物(如：HCN、NHi)在缺氧条件下将NOx还原成N2[10]，在还原区没有燃料的补入，由于中间产物的还原作用，NOx浓度呈下降趋势[11]；而在燃尽区，由于氧气的补入，使得未完全燃烧产物继续燃烧，同时温度也有所升高，该阶段会生成部分NOx，其主要来自燃料型NOx，之后趋于稳定，排放浓度为321 mg/m3。相比改造前，炉膛出口NOx排放浓度降幅为31.6%。

3.5 炉膛出口烟温偏差分析

3.5.1 改造前水平烟道中间截面特性分析

改造前水平烟道中间截面温度、速度特性，如图9所示。由图9(a)温度场可见，炉膛分隔屏处左侧烟气温度较高，右侧温度较低，差值达到了149 K，而炉膛出口处右侧烟温高于左侧。由图9(b)速度场可知，炉膛出口烟气流速右侧整体高于左侧，靠近右墙局部区域达到了16 m/s，这对于该位置处布置的屏式再热器极为不利，会造成严重的磨损。

由烟气温度和速度分布对比可知，烟气温度分布不均匀伴随着速度分布不均匀；烟速越大，烟温越高。燃烧切圆呈逆时针旋转，炉膛出口处烟气流速右侧高于左侧，这说明炉膛出口处存在烟气残余旋转。右侧气流直接流向水平烟道，而左侧气流先向前墙流动，后流向水平烟道，经过一个先减速后反向加速过程，这导致出口处烟气流速右侧高于左侧；而在分割屏处左侧气流扰动强于右侧，会造成分割屏受热面吸热量左侧高于右侧。

3.5.2 改造后水平烟道中间截面特性分析

改造采用与一次风反切圆的分离式燃尽风减小烟温偏差的措施，模拟不同的反切角度对烟温偏差的影响。额定工况为25%的SOFA风率下，不同SOFA 风反切角度时，水平烟道中间截面温度场如图10所示；水平烟道中间截面温度差值表，如表2所示。

由图10可见，反切角度为12°和16°时，炉膛出口中间偏右墙区域烟气温度较高，靠近右墙区域温度较低，出口处左右墙两侧烟温差值分别为115 K和88 K。当反切角度为20°时，分割屏过热器区域和炉膛出口区域左右两侧烟气温度分布均匀，其中最大差值为59K，在合理范围之内。当反切角度达到24°时，炉膛出口烟气温度变成中间偏左墙区域较高，这是由于反切角度过大，造成气流反向旋转，炉膛出口处左侧切向速度指向炉后。

随着SOFA反切角度由12°增加到20°时，炉膛出口左右两侧烟温差值由115 K降低到53K，角度继续加大，差值又会呈升高趋势，反切角度为24°时，差值达到151 K。SOFA反切角度宜在16°到20°之间选取，最佳角度为20°。

图10 水平烟道中间截面温度场(K)

3.6 改造前模拟结果与实测结果对比

现场试验采用手持式红外测温仪测量锅炉标高为65m处分割屏过热器以及出口水平烟道两侧的温度。由表2数据可知，模拟值略小于实测值，误差在5%以下，说明该数学模型模拟结果可以较好地反应出锅炉的燃烧状态。模拟结果与实测结果温度对比值，如表2所示。

表2 模拟结果与实测结果温度对比(K)

4 结 论

锅炉燃烧器改造前，对炉内燃烧进行了数值计算，结果显示炉膛分割屏过热器处烟气温度左侧高于右侧，出口处右侧高于左侧，出口处烟气流速右侧高于左侧，计算结果表明炉膛出口烟气速度和温度分布不均是由烟气残余旋转造成的。

根据计算结果分析提出了采用SOFA风反切圆消除烟气残余旋转的措施，改造后的计算结果表明，恰当的SOFA风反切角度能使烟温偏差减小到60K以下，改造方案是合理可行的。调整烟气残余旋转的同时，主燃区缺氧燃烧，降低了该区域的温度，抑制部分NOx在该区域的生成，使得炉膛出口NOx排放浓度降幅达31.6%。该改造方案，可为同类型锅炉的设计和改造提供数据参考。

[1] 周俊虎，宋国良，陈寅彪，等.2008t/h 四角切圆燃烧锅炉炉膛出口烟温偏差的试验研究[J].热力发电，2003，32(6)：31-35.

[2] 段耀辉，蔡新春，武卫红，等.2080t/h 四角切圆燃烧锅炉改变配风方式的数值模拟[J].电站系统工程，2011，27(2)：8-10.

[3] 刘福国，徐伟，胡代军，等.消除大容量低NOx 切向燃煤锅炉烟温偏差现场试验[J].机械工程学报，2013，49(18)：159-166.

[4] 吕太，闫晨帅，刘维岐.300MW煤粉锅炉燃烧器优化改造数值模拟分析[J].热力发电，2014，43(7)：56-60.

[5] 岑可法，樊建人，池作和，等.锅炉和换热器的积灰、结渣、磨损和腐蚀的防止原理与计算[M].北京：科学出版社，1994.

[6] 安巍，朱彤，高乃平.改善切圆燃烧锅炉烟温偏差措施的数值模拟分析[J].热力发电，2012，41(5)：31-35.

[7] 刘敦禹.600MW超超临界墙式切圆锅炉燃烧过程数值模拟[D].哈尔滨：哈尔滨工业大学，2010.

[8] 徐通模.燃烧学[M].北京：机械工业出版社，2010.

[9] 孙保民，王顶辉，段二朋，等.空气分级燃烧下NOx生成特性的研究[J].动力工程学报，2013，33(4)：261-266.

[10] 邵建明，曹慰，周勇.600MW四角切圆燃烧锅炉低氮燃烧改造技术优化[J].锅炉技术，2014，45(4)：45-48.

[11] 吕太，王新乐.600MW墙式切圆锅炉变配风方式数值实验研究[J].东北电力大学学报，2016，36(4)：55-60.

Numerical Optimization and Improvement Research on Burner in a 2093t/h Tangentially Fired Boiler

LV Tai1，YU Zhan-hai1，CHENG Chao1，DING Shuai1，Xu He2

(1.Energy Resources and Power Engineering College，Northeast Dianli University，Jilin Jilin 132012；2.Technology and information Center，SPIC Henan Electric Power Co.Ltd，Zhengzhou Henan 450001)

Against the serious problem of flue gas temperature deviation was too large between two sides at furnace exit and NOx emission concentration was so high in a 2093t/h tangentially fired boiler，the reasons resulted in flue gas temperature deviation were analyzed through the numerical calculation.Modification measures of using the reversed tangential SOFA to eliminate residual rotation are proposed based on the results of calculation.At the same time，the air staged combustion technology was used to reduce NOx emissions.Under the condition of 25% sofa rate after transformation，the temperature field in furnace，distribution of proper components，as well NOx emission were analyzed contrastively before and after the modification on burners.In addition，different reversed tangential SOFA angles on flue gas temperature deviation at furnace outlet were analyzed.Results show that，the appropriate reversed tangential angle of SOFA can effectively reduce the deviation of flue gas temperature，the air-staged combustion technology can keep the furnace temperature in a low level which can inhibit the formation of NOx.NOx emission concentration decreased 31.6% at furnace exit.This modification scheme can provide reference for the design and innovation of this type of boiler.

Flue gas temperature deviation；Tangentially fired boiler；Residual swirl；Numerical simulation

2016-04-12

吕 太(1957-)，男，吉林省吉林市人，东北电力大学能源与动力工程学院教授，硕士，主要研究方向：锅炉燃烧技术、动力工程等.

1005-2992(2016)05-0032-07

TK227.1

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