600MW对冲燃烧锅炉燃烧优化试验研究

王恩宝，冯兆兴，王嘉奇，张正元

（沈阳工程学院a.研究生部；b 能源与动力学院，辽宁 沈阳 110136）

1 锅炉概况及存在的问题

1.1 锅炉概况

本文所研究的锅炉为某电厂600 MW 超临界对冲锅炉，型号是HG-1900/25.4-YM3。锅炉燃用设计煤种掺烧60%褐煤，煤质特性如表1所示。

表1 锅炉燃用煤质特性

锅炉的燃烧系统采用30只低NOx轴向旋流燃烧器（LNASB），燃烧方式为前后墙对冲燃烧，前后墙各15只燃烧器，分3层对称布置，燃烧器各层之间距离由下至上分别为4.561 m 和4.531 m，各个燃烧器横向间距为3.968 m，最上层燃烧器一次风喷口中心线距屏底距离为21.809 m，最下层燃烧器一次风喷口中心线距冷灰斗拐点距离为2 705 m。前墙3层燃烧器从下至上依次对应B、D、C磨煤机，后墙3层燃烧器从下至上依次对应E、A、F磨煤机。旋流燃烧器内外二次风旋流角度均可调节，燃烧器布置如图1所示。

图1 燃烧器布置

1.2 存在的问题

该锅炉掺烧褐煤之后出现结焦现象，再热器部分管壁温度出现超温。为解决该问题，运行期间进行了吹灰、运行下层磨、关小再热烟气挡板、关小燃尽风门开度和喷事故减温水等操作，但对壁温影响效果均不明显。为避免爆管等更大的损失，对锅炉进行了停炉检查。停炉冷却期间炉底捞渣机处出现大量焦块，停炉检查时发现屏式过热器管屏挂有大量焦块，拉稀管处也出现大量焦块，这表明炉内受热面沾污比较严重。焦块的外观主要为灰、红色酥松状，并伴随极少量晶体块。屏式过热器和末端再热器的结焦情况如图2所示。

图2 屏式过热器和末端再热器结焦情况

根据现场结焦情况判断，再热器部分管壁结焦的主要原因是屏式过热器中下部及拉稀管挂焦，影响了烟气的流动分布，形成“烟气走廊”，使得再热器部分管屏吸热量大幅升高，最终出现超温现象。从结焦形态来看，炉膛出口烟气温度应介于软化温度ST和FT之间。

为减缓屏式过热器和末端再热器过结焦现象，本次燃烧优化试验主要从均衡炉内燃烧，降低还原气氛出现几率，降低火焰中心高度，降低炉膛出口烟气温度，降低煤粉中R200所占比例等方面入手。

2 燃烧优化试验及结果分析

2.1 一次风测量及偏差调整

一次风携带煤粉进入炉膛，一次风速低的燃烧器可能存在火焰缩短，长时间运行可能会损坏燃烧器部件；一次风速高的燃烧器会出现燃烧推迟、火焰拉长，煤粉在炉内停留时间缩短，燃尽程度下降，抬高火焰中心使炉膛出口烟温升高。因此，在实际运行中保证同层一次风速均衡是十分重要的。

用标准测速管测量每根一次风管内的一次风动压和静压，并用经过校验的标准T 型热电偶测量风温。一次风风速v和风量Q为

式中，k为测速管系数；A为风道截面积；pd为气流平均动压；ρ为气流密度。

式中，ρ0为标准状态下的气体密度；pact为当地大气压；ps为管内气体静压。

测量结果如表2 所示。B、C 磨煤机的一次风均衡性较好，偏差在±5%以内，D、E、F 磨煤机的偏差为±10%，A磨煤机偏差相对较大，为±15%。

表2 各磨煤机各管一次风速测量结果

表2 （续）

通过一次风调平试验，将A、D、E 磨煤机的一次风偏差调整至±5%以内。避免因一次风速偏差引起的热偏差、偏烧等现象发生，进而影响锅炉的安全性和经济性，如图3所示。

图3 调整后A、D、C磨煤机各管一次风偏差

2.2 煤粉细度测试及分离器挡板特性试验

细度偏细的煤粉能够充分燃尽，减小飞灰和炉渣中可燃物的含量，但是对磨煤机的磨损及单耗的影响是不利的，且煤粉细度过细还会造成着火点靠近燃烧器喷口，引起喷口烧损或燃烧器区域结焦；煤粉细度偏粗会使着火点推迟，燃尽率下降。因此，应保持煤粉细度在合理的范围内。

试验测得C、D 磨煤机的煤粉均匀性指数n小于1.0，这部分大颗粒煤粉燃尽距离长，可能造成炉膛上部热负荷升高，提高屏式过热器的结焦几率。对C、D 磨煤机进行分离器挡板特性试验，将C、D磨煤机出口分离器挡板开度调整至3.5、5.5 和7.5，分别测量煤粉细度变化情况，结果如表3 所示。根据测量结果可以看出：将分离器开度调整至7.5 可降低煤粉中R200所占比例，将A、C、D、F磨煤机分离器挡板开度全部调整至7.5，煤粉调细，会使炉内火焰中心高度、屏底烟气温度、屏式过热器和末端再热器的结焦几率降低。

从试验结果可以看出，在一次风速基本平均的情况下，各管煤粉均衡性偏差很大，这说明分离器出口的流场有很大的不均匀性。

对每台磨煤机的5 只燃烧器来说，一次风和二次风只能按照均等方式配风，煤粉的偏差造成每只燃烧器的热功率会有明显的偏差。在总风量一定的情况下，必然会出现局部缺氧燃烧和局部过氧燃烧的情况，影响炉内热负荷分布的均匀性，造成结焦或NOx生成量升高的情况。

2.3 运行氧量优化试验

氧量是锅炉运行的重要数据,运行人员通过烟气中氧气含量的高低来调节送风量。通常情况下，烟气中的氧含量为3%～6%。当烟气中氧量过大,意味着送入炉膛的空气过多,过剩的空气会吸收燃料的热量而降低燃料的有效利用率,同时还会增加送风机和引风机的耗电量；当氧量偏低时,燃料不能充分燃烧,造成不完全燃烧损失。如果氧量不能准确地反应炉内空气的含量,将影响运行人员的判断,进行错误的操作,严重影响锅炉运行的安全性和经济性。

一般情况下，锅炉负荷在90%以上时出现结焦情况。由于空气预热器阻力偏高，造成送风量受限，依据表盘将运行氧量提高至2.5以上时，A、B两侧送风压力有所提高，炉膛和风箱差压升高，各燃烧器进风量均衡性得到明显改善。所以，应控制氧量不低于2.5%。此外，在省煤器出口增设CO 浓度检测装置，避免局部缺氧。

2.4 燃烧器配风方式优化试验

燃烧器配风优化试验分为两部分，一是各层燃烧器之间的相互配合优化，通过改变燃烧器进风量来优化燃烧工况，控制燃烧起始点；二是优化燃烧器本体内外二次风的配比和旋流强度。

试验1：燃尽风门开度优化对比。

运行工况：B、E、D、A、C、F 层二次风门开度为88%，燃尽风开度为88%；

变工况1：B、E、D、A、C、F 层二次风门开度为88%，燃尽风开度为60%。

这两种工况的试验数据如表4所示。

表4 燃尽风开度优化对比试验主要数据

从试验结果来看，燃尽风门开度关至60%后，运行氧量降低，烟气中CO含量大幅升高，飞灰可燃物升高，这对预防屏式过热器结焦不利。所以，在高负荷时应尽量全开燃尽风门以降低整体送风阻力，提高运行氧量。

试验2：煤粉燃烧器各层风门组合优化。

变工况2（均等配风）：B、E、D、A、C、F 层二次风门开度为88%，燃尽风开度为100%；

变工况3（倒塔配风）：B、E 层二次风门开度为50%，D、A 层二次风门开度为75%，C、F 层二次风门开度为100%，燃尽风开度为100%；

变工况4（正塔配风）：B、E 层二次风门开度为100%，D、A 层二次风门开度为75%，C、F 层二次风门开度为50%，燃尽风开度为100%。

3种工况的试验数据如表5所示。

表5 二次风门开度优化对比试验主要数据

从试验结果可以看出，与均等配风方式相比，无论正塔配风还是倒塔配风都会影响锅炉运行氧量，B、E层（或C、F层）二次风门开度关小至50%增加了整体送风阻力，影响了总送风量。此外，从各工况灰渣中可燃物含量及烟气中CO 含量来看，均等配风方式更具优势。

通过实测可知，各工况省煤器出口NOx含量变化较小，主要是当前氧量控制很低，在抑制NOx生成方面起了主要作用。此外，当前风机出力基本达到上限，关小风门会降低整体送风量，进一步抑制了NOx生成。

结合试验1 和试验2 的结果可知：现有送风条件下的配风方式对燃烧工况的影响幅度远不及运行氧量的影响幅度，所以锅炉氧量最低值不应低于2.5%，且出于防结焦考虑应尽量保持在3.0%。

试验3：外二次风旋流叶片角度优化。

运行工况：B、E、D、A、C、F 层二次风门开度为88%，燃尽风开度为88%，外二次风叶片角度为45%；

变工况5：B、E、D、A、C、F 层二次风门开度为88%，燃尽风开度为88%，外二次风叶片角度为25%。

这两种工况的试验数据如表6所示。

表6 外二次风门旋流叶片角度优化对比试验主要数据

将A、C、D、F 层燃烧器的外二次风旋流叶片角度从45%调整至25%，目的是增强外二次风旋流，加强烟气回流使燃烧强化，降低火焰中心。此外，增加旋流强度还可以增加燃烧器进风阻力，均衡同层5只燃烧器的二次风进风量。

调整后水冷壁吸热比例由0.452 提高到0.463，说明水冷壁吸热量有所增加，炉膛出口烟气温度呈下降趋势。

3 数学模型及优化前后数值模拟

通过燃烧调整试验对锅炉燃烧状况进行优化，由于炉内燃烧的温度分布测量难度大，因此通过数值模拟可以较好地反映炉内的燃烧状态。

3.1 数学模型及网格划分

本文的模拟对象采用旋流燃烧方式，因此采用Realizable-k 模型模拟气相的湍流输运比较合理，可以提高旋流流动模拟的精度，而对煤粉颗粒和脱硫剂颗粒的跟踪则采用了随机轨道方法，同时用混合分数-概率密度函数来模拟气相湍流燃烧。该模型不仅对单个组分输运方程进行求解，而且求解混合组分的输运方程，考虑到湍流流动和化学反应之间的藕合作用，各组分的浓度由混合组分分布得到。用动力学/有限扩散速度模型模拟焦炭燃烧，对煤粉挥发分的释放选择双匹配速率模型，P-N 模型的出发点是把辐射强度展开成为正交的球谐函数。P-1 辐射模型是P-N 模型中最简单的类型，利用P-1 辐射模型计算辐射传热。压力—速度耦合采用SIMPLEC算法求解，NOx和SO2模型为固体燃料生成模型。

模拟区域是从锅炉最底部冷渣斗开始，一直到炉膛出口。由于锅炉结构比较复杂，利用ANSYSICEM 将炉膛分为3 个部分，即冷渣斗部分、主燃烧器部分和屏底以上部分。

由于六面体网格有利于减少模拟计算的伪扩散现象，因此对炉膛燃烧区域采用结构化六面体网格，并且对网格加密。

3.2 模型验证

依据600 MW 机组锅炉在设计煤种下带75%负荷运行时的数据对模型进行验证。图4 为炉膛中心纵截面和各层燃烧器及燃尽风横截面的温度分布云图。通过数值模拟得到出口氧量为3.41%，烟气分析仪测得的氧量为3.62%，相对误差＜3%；数值模拟得到出口温度为946 ℃，实际测得出口温度为930 ℃，相对误差＜3%，满足工程计算精度要求。所以，本文所采用的网格和数学模型能较好地预测炉内燃烧状况。

图4 炉膛中心纵截面和燃烧器及燃尽风横截面的温度分布

3.3 优化前后数值模拟

图5 为锅炉燃烧优化前后炉内的温度场分布图。从图中可以看出优化前后炉内火焰温度降低，屏式过热器处炉膛烟气温度基本上都降到乌拉盖褐煤的软化温度以下。

图5 锅炉燃烧优化前后炉内的温度场分布

4 结论

1）通过燃烧优化试验期间20 d 左右的连续高负荷运行情况判断，锅炉结焦情况已经可控。

2）在高负荷段运行时应尽量提高运行氧量，保持氧量控制值不低于2.5%，并增大各层二次风门的开度来降低送风阻力，提高送风量。

3）通过增加A、C、D、F 燃烧器上层的外二次风旋流强度使火焰中心降低，均衡燃烧。