超超临界锅炉燃烧配风优化的三维数值模拟

刘 燮 钟文琪 李 杰 刘龙海 刘国耀 田万军

(1 东南大学能源热转换及其过程测控教育部重点实验室， 南京 210096)(2 大唐江苏发电有限公司， 南京 210011)(3南京科远自动化集团股份有限公司， 南京 211102)(4中国大唐集团科学技术研究院有限公司， 北京 100040)

超超临界发电是目前最为切实可行的节能减排发电技术，其中，墙式切圆煤粉锅炉具有火焰刚性强、抗扰动能力强、热态切圆变化小、防结焦能力强、具有较好的燃烧稳定性、燃烧器区域热负荷分布均匀等特点[1].但在实际的机组运行中，由于缺乏足够的运行优化经验及理论基础，依然存在许多问题.

改变燃煤锅炉运行参数是实际运行中最常见的燃烧优化手段，主要是根据负荷、煤种的变化来改变炉内风、煤的分布，以达到提高燃烧效率降低污染物排放的目的.针对改变炉内风量分布，国内外学者已经开展了一定的研究.在实验研究方面，胡志宏等[2]在一台1 000 MW对冲燃烧烟煤锅炉上进行燃烧优化调整试验，发现燃尽风门开度对NOx排放的影响较大.肖海平等[3]通过燃烧调整试验，探究了燃尽风门开度和配风方式对一台1 025 t/h锅炉NOx生成的影响.相比于实验研究，采用数值模拟的方法研究锅炉燃烧特性，更加节约成本、安全并能得到更多炉内重要参数的分布及变化.Kuang等[4-5]对一台600 MW超临界下燃式锅炉进行了数值模拟研究，探究了炉膛结构参数以及燃烧器位置对炉内非对称燃烧的影响.Zhao等[6]对一台1 000 MW的四角切圆锅炉进行了数值模拟，研究了在中低负荷下，环形配风策略对炉内燃烧过程的影响.Choi等[7]对一台500 MW锅炉进行了数值模拟研究，探究了炉内燃料型和热力型NOx的生成规律，并提出过燃风是降低NOx的有效途径. Ma等[8]对一台600 MW下燃式锅炉进行了数值模拟研究，探究了燃尽风风率以及位置对于NOx生成的影响.徐璁等[9]对一台1 000 MW超超临界锅炉中燃尽风对NOx生成的影响进行了数值模拟，发现提高燃尽风配风比例以及上移SOFA喷口风门位置，能够降低出口NOx的体积分数.Sun等[10]研究了OFA风与附加燃尽风的比例对一台超超临界660 MW墙式切圆锅炉燃烧特性以及NOx排放的影响.许岩韦等[11]探究了燃尽风率对600 MW前后墙对冲锅炉燃烧特性的影响，发现燃尽风会引起高温区分层.

但是，现有的关于锅炉配风优化的数值模拟研究中，通常不考虑二次风风门结构对风量分配的影响，且改变的操作参数主要是一次风风率、燃尽风风率等，而与之对应的锅炉运行实际中的操作参数为不同的风门挡板开度.操作参数的不一致，也使得数值模拟研究存在一定的局限性.张倩[12]在对一台600 MW对冲燃煤锅炉进行数值模拟研究中，考虑了二次风道结构对流动的影响，发现燃尽风喷口的取风率与燃尽风喷口的结构、数量、旋流叶片角度和风道阻力有关.

本文针对大唐南京发电厂660 MW超超临界墙式切圆煤粉锅炉进行了数值模拟.考虑了二次风风道结构以及喷嘴对风量分配的影响，研究了锅炉的典型风门挡板的阻力特性，在此基础上直接选取风门开度作为变量，探究了附加燃尽风门开度对炉内风量分配、燃烧特性以及污染物排放的影响，为超超临界墙式切圆锅炉的运行提供参考，具有重要工程意义.

1 模拟对象与煤质参数

1.1 模拟对象

图1为本文的研究对象，是一台HG-2030/26.15-YM3型660 MW超超临界墙式切圆燃煤锅炉，采用П型布置、单炉膛、改进型低NOx分级送风燃烧系统、墙式切圆燃烧方式.燃烧器共设6层浓淡一次风口，3层油风室，10层辅助风室，1层燃尽风室，位于四面墙上.在距上层煤粉喷嘴上方约6.0 m处有4层附加燃尽风(AA)喷嘴，角式布置，抑制NOx的生成.图2为浓淡燃烧器结构示意图.

图1 锅炉结构与燃烧器布置(单位：m)

(a)燃烧器淡侧结构

(b) 燃烧器浓侧结构

1.2 煤质参数

当前电厂燃用煤种的热值通常低于设计煤种，本研究中选用电厂常用的典型煤种作为燃用煤种，燃料特性如表1所示.煤粉颗粒的粒径分布遵循Rosin-Rammler公式，最大直径250 μm，最小直径10 μm，平均直径50 μm.

表1 煤粉的主要参数 %

燃用煤种的热值低于设计煤种，且灰分高于设计煤种，在满负荷运行下，由于燃用煤量超过250 t/h，若采用“5备1运”方式运行，用煤量超出单台磨煤机出力，因此根据实际情况采用6台磨煤机运行.

2 网格划分与模型建立

2.1 计算区域网格划分

选取空气预热器出口至炉膛出口之间区域为计算区域，包括二次风风道区域、冷灰斗区域、燃烧区域、燃尽风区域、受热面(屏)区域.如图3(b)、(c)所示，为了避免因网格引起的伪扩散对炉内流动和燃烧产生的影响，提高数值计算的准确性，在燃烧器出口处、风门出口处对网格进行加密并使网格与流动方向基本保持一致[13]；分别对风门挡板局部以及锅炉整体进行网格无关性验证，最终确定整体网格数为919×104.

(a) 计算区域

(b) 燃烧器区域

(c) 附加燃尽风区域

图3计算区域网格划分示意图

2.2 模型建立

气相湍流流动采用Realizablek-ε双方程模型进行模拟.该模型适用于湍流黏性流体，相比于标准k-ε双方程模型，对旋转流动、强逆压梯度的边界层流动、流动分离以及复杂的二次流都可以取得较好的计算效果.

Realizablek-ε模型的湍动能k和湍动能耗散率ε的输运方程如下：

1)k方程

Gk-ρε

(1)

式中，ρ为介质的密度；μ为黏性系数；Gk为平均速度梯度；σk为k的湍流普朗特系数；μt为湍流黏度；ui为介质的速度.

2)ε方程

(2)

式中,σɛ为ε的湍流普朗特系数；C1,C2为常数;v为介质的速度;S为流体平均应变速率张量的模.

采用混合分数/概率密度函数(mixture fraction/PDF)模拟气相湍流燃烧.该模型充分考虑了气相湍流流动与化学反应间的关系.采用离散相模型(DPM)来考虑颗粒与流体之间质量、动量以及换热的变化.将煤粉颗粒作为离散粒子，从连续相流场中求解煤粉的受力从而得到颗粒的速度，并计算颗粒轨迹.采用P-1辐射模型来描述炉内的辐射换热，该模型是对局部辐射强度的球调谐正交展开的，且仅展开式的前4项，并考虑到颗粒相与气相之间的辐射.采用双步竞争反应模型来模拟挥发分析出过程，采用扩散-动力控制燃烧模型来模拟焦炭燃烧过程.NOx生成采用后处理方法，主要关注热力型NOx与燃料型NOx的生成；热力型NOx生成采用Extended Zeldovich机理；燃料型NOx生成中，挥发分氮均相反应转化机理选用DeSoete模型，焦炭氮异相反应转化机理选用L．D．Smoot模型.

3 二次风风室流动阻力分析

现代大型锅炉一般均采用大风箱供风方式，每个风室都装有二次风风门挡板，用来调节二次风箱中空气和炉膛之间压差ΔP以及各风道流量，从而调节炉内的空气分布.准确掌握各个二次风风门的阻力特性对研究锅炉配风非常重要，也是准确进行数值模拟的基础.局部阻力系数计算公式为

(3)

式中，ξ为阻力系数；ΔP为压降， Pa.在本文中介质的速度v取各风室进入炉膛喷口处的速度.

图4为A层辅助风风门、附加燃尽风风门、A层淡侧和浓侧周界风风门结构及网格划分示意图，网格数量分别为7.8×104，8.4×104，6.8×104和7.4×104.对各风门进行单独数值模拟，维持各风门进出口压降ΔP=1 200 Pa，空气温度T=307 K，改变挡板开度分别为20%，30%，40%，50%，60%，70%，80%，90%和100%.

(a) A层辅助风风门

(b) 附加燃尽风风门

(c) A层淡侧周界风风门

(d) A层浓侧周界风风门

如图5所示，通过数值模拟得到各风门阻力系数曲线.由图可知，不同风门在挡板开度相同时，其阻力系数不同；当风门挡板开度小于50%时，各风门阻力系数曲线斜率明显增大，其中附加燃尽风风门阻力系数增加幅度最大，周界风阻力风门阻力系数增加幅度最小.阻力系数曲线斜率越大，表示挡板开度变化对风门风量影响越大.

图5 不同风门阻力系数曲线

4 模拟结果与分析

4.1 模拟结果验证与工况设计

在数值计算中采用SIMPLE算法求解控制方程组的压力和速度耦合，采用逐线迭代法及低松驰因子求解方程，压力项离散采用PRESTO格式.当能量、辐射传热、NO，HCN项计算残差小于10-6，其余各项计算残差小于10-3，且计算域出口温度、氧量稳定时，即得到计算结果.

大唐华东电力试验研究院在630 MW负荷下对南京大唐发电厂1号机组进行了一组工程试验，报告给出了氧量(过量空气系数)与脱硝入口NOx的关系曲线.本文选取过量空气系数作为运行变量，在630 MW负荷点进行数值模拟，用于三维数理模型的验证.试验中，选取过量空气系数为1.099，1.125，1.150和1.175；为了适度扩大研究范围，在数值模拟中，同时又选取过量空气系数1.05，1.10，1.15和1.20.

图6为不同过量空气系数下炉膛出口NOx的试验结果与数值模拟结果.由图可以看出，数值模拟结果与试验结果的误差小于5%，且膛出口NOx浓度随过量空气系数变化的趋势一致.过量空气系数为1.15时，数值模拟结果与试验(或设计)结果如表2所示，氧量、NOx排放量、屏底温度(标准工况下设计值)以及飞灰含碳量的相对误差分别为0.36%，1.20%，0.60%和9.83%.这说明，本文所采用数学模型与网格能够较合理地预测该锅炉炉内的燃烧与NOx排放特性.同时，试验报告中指出在氧量、一次风风速、配风方式、辅助风风门开度和附加燃尽风风门开度5种运行变量中对NOx影响最大的是氧量，其次是燃尽风门开度.因此，结合本文模型的特点，选取附加燃尽风风门开度作为运行变量，在660 MW负荷点进行了一组数值模拟，探究附加燃尽风门开度对炉内风量分配、燃烧特性以及污染物排放的影响.具体参数如表3所示，共设计4个工况.数值模拟工况中一、二次风主要设置参数如表4所示.

图6 不同过量空气系数下炉膛出口NOx

参数O2体积分数/%NOx排放量/(mg·m-3)屏底温度/K飞灰含碳量/%测量值/设计值2.732471 4980.67模拟值2.742501 5070.61相对误差/%0.361.200.609.83

表3 不同数值模拟工况的主要参数

表4 一、二次风设置参数

4.2 炉内温度场及组分分布

本节选取附加燃尽风门开度为40%的工况来研究沿炉膛高度的温度、气体组分的分布特性.

4.2.1 温度场分布

图7为炉内温度场分布，燃烧器的高温区域主要分布在燃烧器射流形成的环形区域内，这是由于空气与煤粉通过燃烧器喷嘴进入炉膛后，与上游高温气流混合加热，沿着切圆流动方向温度逐渐升高，达到一定温度后煤粉颗粒的挥发分析出以及燃烧反应，进一步提高了环形区域的温度.随着附加燃尽风的进一步加入，未燃尽颗粒以及可燃气体发生燃烧反应使气流温度升高，且附加燃尽风与切圆方向相反，增强了气流混合.在炉膛上部区域，炉膛中心温度较高.

(a)横截面

(b)纵截面

4.2.2 O2和CO浓度场分布

图8为炉内氧气分布.氧气由燃烧器送入炉膛，图中x(O2)表示氧气的摩尔分数.在进入炉膛后沿着射流方向迅速消耗减少，由于在主燃区过量空气系数小于1，氧气浓度较低，随着附加燃尽风加入后氧气浓度大幅上升，随着煤粉的进一步燃烧，氧气浓度有所下降.如图9所示，在主燃区CO浓度较大，还原性氛围较强，有利于减小NOx的生成.随着炉膛高度的增加，大量附加燃尽风加入炉膛，CO迅速反应，CO浓度降低，在炉膛出口处基本燃尽.

(a)横截面

(b)纵截面

4.2.3 NOx浓度场分布

图10为炉内NOx浓度分布.NOx主要在燃烧器区域生成，且近壁面处的NOx含量最高，在炉膛中心处的NOx含量最低；在冷灰斗区域，CO浓度较低，此处生成的NOx难以被还原，因此NOx浓度较高；在燃烧器区域，随着CO浓度的增加，还原性气氛增强，该区域生成的NOx被还原，因此NOx浓度减小；随着炉膛高度进一步增加，NOx生成量又有所降低.

(a)横截面

(b)纵截面

(a)横截面

(b)纵截面

4.3 附加燃尽风门开度

图11为不同AA风门开度下炉内流量分布，其中各层风量是指该层燃烧器所有空气量，包含一次风风量、周界风风量、辅助风风量.当AA风门开度为10%，40%，70%和100%时，相应的AA风风量占总风量的7.054%，17.11%，22.4%和23.82%，随着AA风门开度的增加，AA风量增大，其余各层风门风量均减小.AA风门开度由40%增加到70%时，风量大幅增加；而当AA风门开度由70%增加到100%时，风量增加幅度较小.风门开度与风量并非是线性关系，这与风门挡板开度的阻力有关.如图5所示，在风门开度较小时，开度变化对应的风门阻力系数变化较大，因此对流量影响较大.当AA风门挡板开度大于70%后，风门开度变化相对应的风门阻力系数变化较小，因此对AA风量的影响较小.由图7可以推断，AA风门开度在0～50%之间变化时，对AA风量的影响较大.同时，由于结构设计的限制，当AA风门挡板全开时，AA风量只能占总风量的23.82%，若为了降低NOx，进一步增加AA风量，则应在风箱压差允许的情况下，将其余二次风风门挡板关小.

图11 不同AA风门开度下炉内流量分布

如图12(a)所示，当AA风门开度为10%时，燃烧器区域温度较高，截面平均温度接近1 600 K；当AA风门开度大于等于40%时，炉内温度有所降低，且随着AA风门开度的增加，温度变化不大；在屏底处(炉膛高度50.3 m)随着AA风门开度的增加温度升高，当风门开度为100%时，屏底温度达到1 520 K，超过设计值，会引起屏式受热面结渣.

(a) 温度分布曲线

(b) NOx浓度分布曲线

不同AA风门开度下NOx浓度分布如图12(b)所示.随着AA风门开度的增加，NOx含量降低.在燃烧器区域(炉膛高度17～32 m)NOx被还原，NOx浓度降低.

由图12可以看出, 当AA风门开度大于等于40%时，在炉膛上部温度分布呈现W形分布特征，随着OFA燃尽风的加入，温度和NOx浓度曲线均先降低后升高，出现局部峰值；随着炉膛高度进一步增加，当AA风加入时，温度和NOx浓度曲线再次出现局部峰值.这是因为在OFA燃尽风以下区域过量空气系数小于1，存在未燃尽煤粉；OFA燃尽风进入炉膛与烟气混合会稀释NOx浓度并降低烟气温度，而后未燃尽煤粉进一步燃烧，燃料中的氮通过燃烧反应生成NOx，同时产生热量使温度升高，从而导致NOx浓度和温度增加出现局部峰值；当AA风门开度大于等于40%时，有超过17%的风量由附加燃尽风喷口进入炉膛，此时AA风以下的过量空气系数依旧小于1，与OFA燃尽风加入炉膛现象相同，再次出现峰值.随着炉膛高度进一步增加，由于焦炭颗粒的还原作用，因此NOx生成量又会有所降低，由于受热面的吸热，温度有所降低.由图12(a)可以判断，当AA风门开度为10%时，在炉膛上部，煤粉二次燃烧的现象不明显.

图13为不同AA风门开度下炉膛出口NOx含量和炉膛出口飞灰含碳量.由图可见，随着AA风门开度的增加，炉膛出口NOx排放量减小，同时飞灰含碳量增加.当AA风门开度增加到40%时，炉膛出口NOx排放量小于260 mg/m3，能够达到减排要求，通过SCR的进一步反应，可以很好地控制NOx排放，同时，炉膛出口飞灰含碳量小于0.5%，维持较低水平；因此，为了将NOx控制在合理范围内，并且得到较高的锅炉效率，在满负荷下，超超临界墙式切圆锅炉的AA风门开度采用40%为最佳.

图13 不同AA风门开度下炉膛出口NOx排放量和飞灰含碳量

5 结论

1) 不同风门在挡板开度相同时，其阻力系数不同；当风门挡板开度小于50%时，各风门阻力系数曲线斜率明显增大；阻力系数曲线斜率越大，挡板开度变化对风门风量影响越大.

2) 附加燃尽风风量与其风门开度阻力系数有关，当风门开度小于50%时，附加燃尽风风门阻力系数曲线斜率大幅增加，风量随开度变化的幅度增大；当AA风门开度大于70%后，风门开度变化相对应的风门阻力系数变化较小，因此对于AA风量的影响较小.

3) 随着附加燃尽风风门开度的增加，燃烧器区域风量减少，未燃尽煤粉量增大，温度降低，还原性气氛增强， NOx生成量减少，NOx还原量增加，能有效降低炉内NOx含量；当AA风门开度大于等于40%时，有超过17%的风量由附加燃尽风喷口进入炉膛，在炉膛上部温度分布呈现W形分布特征，随着OFA燃尽风、AA风的加入，温度与NOx浓度均出现峰值，煤粉发生二次燃烧，引起屏底烟气温度升高.

4) 附加燃尽风风门开度增加，炉膛出口NOx含量下降，飞灰含碳量增加.当AA风门开度增加到40%时，炉膛出口NOx排放量小于260 mg/m3，同时，炉膛出口飞灰含碳量小于0.5%，维持较低水平.