掺烧煤质差异较大煤种对“W”火焰炉运行参数的影响

高建强，仝国兴

（华北电力大学能源动力与机械工程学院，河北 保定 071003）

燃煤锅炉不同煤种的合理掺烧可以降低发电成本，国内关于燃煤锅炉的掺烧研究较多[1-2]，但是大部分集中于四角切圆燃烧和对冲燃烧方式的燃煤锅炉[3-5]，关于超临界“W”火焰锅炉的掺烧研究较为欠缺，同时有些研究只关注掺烧时炉膛参数变化情况，得到的结论较为偏颇[6-8]。

为了提升燃煤锅炉的煤种适应性，提高炉膛内煤粉的着火和稳燃效果，某燃煤电厂一台660 MW的“W”火焰炉现燃煤种为金竹山无烟煤（无烟煤），决定掺烧一些挥发分含量较高但煤化程度较浅的义马烟煤（烟煤）[1]。锅炉在进行实炉掺烧试验前通常会进行数值仿真，以获得一部分炉膛参数的参考数据[9-11]。锅炉以满负荷运行时的燃煤量最多，此时燃煤的不同掺混比例对炉膛参数的影响最明显，故在本次研究中以该锅炉的炉膛部分作为数值模拟区域，得到按照不同比例掺烧煤粉满负荷时锅炉有效利用热、烟气速度和温度以及NOx、SOx、CO产量的变化情况。

1 锅炉概况

该660 MW 机组“W”火焰炉为FW 型式，其各项运行参数测试值是以100%THA（热耗率验收工况）作为锅炉满负荷运行前提条件所得到的，故以100%THA 作为本文仿真模拟的锅炉负荷条件。现燃煤种为金竹山无烟煤，2 种煤煤质分析见表1。由表1 可见，义马烟煤的发热量相比金竹山无烟煤偏低，但其挥发分含量很高，有利于煤粉的点燃和煤粒的燃尽。

表1 金竹山无烟煤及义马烟煤煤质分析Tab.1 Quality analysis for Jinzhushan anthracite coal

该“W”火焰锅炉共配有6 台双进双出磨煤机，每台磨煤机带4 只浓缩型DRB 旋流燃烧器，一次风粉混合物经输粉管道输送至燃烧器后，由于离心力作用被分成2 股煤粉气流，分别由主煤粉喷口和乏气喷口送入炉膛。24 只燃烧器分别顺列布置在燃烧室的前、后炉拱上，磨煤机与燃烧器的对应关系如图1 所示。

图1 磨煤机与燃烧器的对应关系Fig.1 Correspondence between coal mills and burners

金竹山无烟煤与义马烟煤的可磨性系数相差较大，不适于“炉前掺混，炉内混烧”的掺烧方式，所以每台磨煤机只磨制1 种煤。磨制义马烟煤的磨煤机需要适当加大出力。由于该“W”火焰锅炉沿左、右墙方向是对称布置的，为简化计算过程，加快收敛速度，选取靠右墙的一半炉膛进行研究。根据图1 采用3 种燃煤掺混比例，结合燃煤掺混时燃烧器布置的要求：“相似煤质局部整合，不同煤质整体穿插”。2 种燃煤按照不同比例掺混时各燃烧器喷射煤种如图2 所示。

图2 不同比例掺混时各燃烧器喷射煤种Fig.2 Types of pulverized coal injected by each burner at various blending ratios

炉膛的宽度为32 121 mm，其他主要界限尺寸如图3 所示。

图3 炉膛主要界限尺寸（mm）Fig.3 Main boundary size of the furnace(mm)

2 几何模型

2.1 网格划分

数值模拟的区域只涉及炉膛部分，由于其形状整齐，因此燃烧室和燃尽室的大部分区域生成结构化网格。在炉拱附近速度和温度等参数的变化较大，此处生成非结构化网格。炉膛喷口附近采用加密的非结构化网格还可以有效降低伪扩散发生的可能。在进行网格无关性[12]检查后，将网格数量确定为610 万。

2.2 模拟设置

本文采用三维稳态计算，气相湍流流动模型采用标准k-ε双方程模型；对于化学反应模型，在对单一煤种进行分析时，采用非预混燃烧模型，在对多煤种掺烧进行分析时，采用组分输运模型中的有限速率/涡耗散模型；煤粉颗粒运动模型采用离散相随机轨道模型；对于炉膛燃烧的模拟，辐射传热模型常采用P1 模型，但是在模型的几何形状变化比较大的位置P1 模型的计算精度下降得很厉害，所以本文采用DO 模型；对于煤粉燃烧过程的模拟，挥发分析出模型采用双竞争反应模型，焦炭燃烧模型采用动力学/扩散控制反应速率模型[13-14]。

3 结果分析

3.1 锅炉有效利用热

根据文献[15]提供的计算模型，可以得到不同煤粉掺混比例下锅炉有效利用热（表2）。

表2 锅炉有效利用热Tab.2 Effective heating use of the boiler

由表2 可以发现，随着烟煤掺混比例的增加，锅炉有效利用热下降了。但是由于所使用的金竹山无烟煤的发热量相对于设计煤质偏高，电厂将其作为主燃煤后锅炉有效利用热普遍比设计值高，因此即使在掺混了35%或者50%烟煤的情况下，锅炉有效利用热依然高于额定值。在满足锅炉额定效率的条件下，从降低发电成本的角度分析，可以选择65%无烟煤+35%烟煤这一掺混比例。

3.2 烟气速度和温度

图4 为沿着炉膛高度方向烟气速度的变化情况。由图4 可见，高温烟气的速度在经过主燃区域后没有太大变化，只有在经过燃尽风喷口时有一个小幅的提高。当炉拱相对的一排燃烧器分别喷射无烟煤和烟煤时，烟气在燃尽室内会发生强烈偏斜且贴近前炉壁，这使得此处极易形成结渣和积灰，影响水冷壁换热。除此之外，固态的灰粒也会冲击管外壁造成磨损。

图4 烟气速度变化情况Fig.4 Changes in flue gas velocity

图5 为沿着炉膛高度方向烟气温度的变化情况。

图5 烟气温度变化情况Fig.5 Changes in flue gas temperature

由图5 可见：由于分级配风的燃烧方式，4 条温度变化曲线的第1 个高峰区间均在10 000～19 000 mm，稳定的高温区域使得煤粉可以充分燃烧，减少固体未完全燃烧热损失Q4；第2个温度高峰区间在27 000～30 000 mm，这处在燃尽风喷口高度。4 种燃煤掺混比例下烟气温度的整体变化情况无明显区别。

值得注意的是，35%无烟煤+65%烟煤燃烧无第2 个温度高峰区间，这说明这样的掺混比例可以使煤粉在主燃区域就充分燃烧，降低了飞灰含碳量。但同时炉膛发热量会严重不足，只能通过增加烟煤的燃用量来解决，违背了降低成本的初衷。而且“W”火焰炉以高负荷运行时不允许掺烧过高比例的烟煤或褐煤。综上，从提高锅炉使用寿命的角度分析，应该采用65%无烟煤+35%烟煤的掺混比例。

3.3 NOx、SOx、CO 产量

锅炉燃煤产生的NOx和SOx不仅会对环境造成污染，也会对炉膛内壁和受热面造成腐蚀。事实上，近年的研究发现在锅炉运行过程中，如果还原性气体浓度较高，就会加重NOx和SOx对受热面的腐蚀，造成还原性气氛的主要气体为CO。这是因为高浓度的还原性气体会使金属表面的腐蚀层变为疏松的海绵状，从而促使腐蚀的进一步发生。如果此时有未完全燃烧的煤粒冲击到受热面，则会在其表面留下大量的凹陷，长此以往则会使管壁一侧变薄，增加了爆管的可能。

图6 为沿着炉膛高度方向上NOx产量的变化情况。挥发分含量较高的煤种在燃烧时会产生较多的燃料型NOx，图6 中的曲线也证实了这一点。当掺烧烟煤之后，主燃区域的NOx产量相比仅燃烧无烟煤时升高了4～7 倍。但在炉膛的屏下出口处NOx含量却没有大的区别，这可能是由于煤粉在燃尽后烟气中的O2含量极低，还原性气体（如CO、H2等）占据主导地位，将NO2还原为了N2或NH3。

图6 NOx 产量变化情况Fig.6 Changes in NOx production

图7 为沿着炉膛高度方向上SOx产量的变化情况。由图7 可以发现，随着掺混烟煤的比例增加，炉膛中污染物SOx产量整体偏大。这是由于烟煤中的S 含量比无烟煤中的大1 倍多。值得注意的是，50%无烟煤+50%烟煤燃烧的SOx产量普遍偏高，35%无烟煤+65%烟煤和65%无烟煤+35%烟煤燃烧的SOx产量却非常相近。这一现象证明了现代混煤燃烧理论技术中所述：“混煤的某些指标可以通过简单的加权平均进行计算，例如不同煤种的成分和发热量，但对于煤灰的熔融温度、烟气中组分浓度以及氮化物、硫化物等的产量就不能用简单的加权平均进行计算。”

图7 SOx 产量变化情况Fig.7 Changes in SOx production

图8 为沿着炉膛高度方向上CO 产量的变化情况。

图8 CO 产量变化情况Fig.8 Changes in CO production

由图8 可见，掺混烟煤之后，在主燃区域CO浓度要比单独燃烧无烟煤时多4～5 倍。这是由于义马烟煤的挥发分含量较高，固定碳含量较低，使得磨制而成的煤粉在初期燃烧速度极快，可以快速形成一个局部高温区域，高温促使了反应C+CO2↔2CO 向正反应方向进行，从而使主燃区域汇集了大量的CO。综合考虑沿着炉膛高度方向上NOx、SOx和CO 产量的变化情况，单独燃烧无烟煤时炉膛受热面遭到腐蚀的概率无疑是最低的。在掺烧烟煤的情况下，65%无烟煤+35%烟煤的掺混比例NOx、SOx和CO 产量比其他2 种掺混比例的少。

4 结论

本文对一台660 MW“W”火焰炉炉膛内的煤粉燃烧过程进行了数值模拟，得到在100%THA 的锅炉负荷下按照不同比例掺烧2 种煤化程度相差较大的煤种时，锅炉有效利用热、烟气速度和温度以及NOx、SOx和CO 产量的变化情况。

为了减少烟气冲刷对炉膛内壁造成的磨损，提高锅炉使用寿命，同时降低由于氧化性气体和还原性气体浓度过高从而使炉膛受热面发生腐蚀的概率，锅炉在以高负荷运行时可以采用65%无烟煤+35%烟煤的掺烧比例。但是以这样的比例掺烧对提高煤粉的着火和稳燃效果的帮助较为有限。采用50%无烟煤+50%烟煤的掺烧比例不仅可以满足锅炉额定效率，同时能显著降低发电成本。但炉膛受热面的腐蚀情况可能会较为严重。