上置式衛燃帶對鍋爐燃燒影響的數值模擬研究

徐 博，陳一平，劉彥豐

(1．華北電力大學 能源動力與機械工程學院，河北 保定071003;2．湖南省電力公司 科學研究院，湖南 長沙410007)

0 引言

燃用低揮發分無煙煤的煤粉鍋爐在爐內沒有布置衛燃帶時，爐內燃燒會溫度偏低，燃燒不穩定，會導致飛灰、爐渣含碳量升高。當爐膛設計熱負荷低或受熱面不匹配時，往往出現過熱器、再熱器蒸汽溫度偏低，影響了機組的經濟性和汽輪機的安全［1］。為此，工程上一般普遍采用在爐膛敷設衛燃帶的方式來解決［2］。

不同布置方式的衛燃帶對鍋爐爐內燃燒影響有所不同。本文模型是湖南某自備電廠300 MW機組，設計煤種為無煙煤的鍋爐為模型，原設計為衛燃帶大面積敷設在主燃燒區水冷壁位置上，實際運行中，為了穩定燃燒，煤質的揮發分有所提高，然而，爐內出現了嚴重結焦，過熱器超溫，使用減溫水量較大。衛燃帶不合理布置，截面熱負荷過大被認為是導致了這種結果的原因。經過研究后，衛燃帶被布置在燃燒器上方區域，以降低局部溫度過高與減小熱負荷，緩解壁面結焦。

通過熱力計算估算重新敷設衛燃帶面積后［3］，利用數值模擬輔助手段進行仿真模擬。目的在于對爐內燃燒過程采用三維模擬［4］，分析重新設計的衛燃帶敷設位置與面積對衛燃帶表面結焦特性及燃燒效率的影響。同時，將原方案模擬作對比，以研究兩種布置方式作對比，研究原方案與重新設計方案的有效性與實用性。

最后，將機組實際改造前后的運行數據分析，驗證上置式衛燃帶對解決爐內局部溫度過高，預防爐內結焦，過熱器汽溫有調整作用，同時，又能幫助穩燃有重要意義。

1 物理模型

1.1 設備概況

鍋爐對象為湖南某發電工程2 ×300 MW 機組鍋爐SG-1025/17．5-M720 型1025t/h 亞臨界壓力一次中間再熱自然循環鍋爐，單爐膛四角切向燃燒，采用直流射流燃燒器，煙氣擋板調溫，中儲式鋼球磨熱風送粉，冷一次風系統，露天布置，全鋼架懸吊結構，平衡通風，固態機械排渣。

該發電機組用于冶金煉鋁提供電力，由于冶金行業的特殊性，企業用電量消耗巨大，機組基本長期處于高負荷運行，2013 年每臺爐平均利用發電小時達到8 486 h 之多，故非計劃停機損失大。

燃燒器為直流固定式，布置在爐膛下部四角處，每角燃燒器共有6 只煤粉噴嘴，8 只二次風噴嘴(其中含1 只OFA 噴嘴)和2 只三次風噴嘴組成。下四層噴嘴水平布置，三次風下傾10°，其余各層下傾5°。1，3 號與2，4 號角燃燒器分別形成41°，46°夾角，在爐膛中心分別形成φ691 mm 和φ712 mm 逆時針方向假想切圓。配風參數見表1。

表1 配風參數(BMCR)

鍋爐的主要設計參數如表2 所示。

表2 鍋爐BMCR 工況的設計參數

設備制造單位為了使鍋爐適應電廠設計用煤，設計了衛燃帶來穩定燃燒保證鍋爐出力，衛燃帶面積設計為253 m2，布置如圖1、圖2 所示。

圖1 原衛燃帶前后墻布置示意圖

圖2 原衛燃帶左右側墻布置示意圖

設計煤種參數如表3。

表3 煤質分析 %

1.2 擬設計衛燃帶方案

由于原設計的衛燃帶方案采用了過于集中的不合理布置，且面積過大，根據湖南省電力公司科學研究院XDGS-GLF003-2013 報告［6］了解到，隨著實際燃用煤質優于設計煤質，爐內燃燒出現如下情況:燃燒器區域溫度過高，在A-D 燃燒器層爐膛結焦較嚴重，其厚度達到了300～600 mm，具體表現為前后墻結焦比左右墻嚴重，向火側比背火側嚴重，曾多次因爐膛垮大焦而造成堵塞冷灰斗而停爐。過熱器、再熱器汽溫超溫，減溫水投入過多，鍋爐效率下降。因燃燒區域的溫度過高，爐膛出口NOx 含量必然大大上升。

為提高鍋爐運行安全性與燃燒效率，減少NOx排放，需對爐膛衛燃帶進行調整，以降低燃燒器區域溫度(貼近水冷壁附近溫度＜1 500 ℃)，以避免結焦［7］。

在保證鍋爐能滿足BMCR 工況出力條件下，布置衛燃帶的面積調整為168．32m2，實際布置如圖3，圖4 所示。

圖3 衛燃帶布置圖示

圖4 上置式衛燃帶在燃燒器頂端布置圖

1.3 網格劃分

該鍋爐爐膛內部尺寸為鍋爐爐高55 000 mm，爐寬13 230 mm，爐深12 620 mm。為了便于模擬，忽略鍋爐壁厚度;爐膛網格化的質量直接影響到數值解的計算精度。為了避免偽擴散問題合理加密網格，采用合理的網格化手段使流動方向與網格線方向盡可能的成一條直線，使得偽擴散最小。

網格劃分過少，容易造成計算結果不收斂;過多則需耗費大量計算資源，收斂較慢。因此，一般網格僅僅將需要研究的地方網格加密，如本文容易結焦的燃燒器區域，需有高密度與質量的網格化。網格劃分過程是先對爐膛燃燒器的截面、主燃燒區爐墻邊進行合理加密，再采用Paving 的方法對其截面進行網格化，生成爐膛面網格后，再沿著爐膛高度方向選擇Cooper 構建體網格。經過多次嘗試，在有限的電腦計算能力下，網格數為613 806 個時，能保證計算結果收斂，且計算速度較快。

為防止模擬計算發生偽擴散，燃燒器噴口與網格線方向應基本在一條直線上，這要求斜度必須不大于0．97，越小越不容易發生偽擴散［8～11］。從網格檢查實際整體網格檢查斜度值Skewness 均小于0．5，整體網格的質量好，能很好保證計算避免發散。燃燒器截面網格劃分如圖5 所示，模擬工況設計如表4。

圖5 燃燒器截面網格劃分圖

表4 模擬工況設計

2 數學模型及邊界條件

煤粉鍋爐的爐內燃燒的過程是十分復雜的，在保證模擬正確性的基礎上，需將對象進行簡化。針對本課題所研究內容，采用了以下數學模型進行數值模擬［6］:

(1)揮發分氣相湍流輸運采用模擬旋流較好的改進型的Realizable k-模型，近壁面選擇常用的Standard Wall Function。

(2)顆粒跟蹤采用Discrete Random Walk Model。

(3)氣相湍流燃燒用非預混下的混合分數概率—密度函數模型。

(4)揮發分的釋放采用Two-Competing Rates模型。

(5)焦炭燃燒采用動力/擴散控制反應速率模型。

(6)爐內燃燒傳熱主要是輻射傳熱，故采用P-1 模型。

(7)合理保證精度條件下，適當提高收斂速度，采用First Order Upwind 離散格式。

3 計算結果的分析

3.1 模型溫度場的變化

圖6 是沿爐寬6．4 m 中心位置的平面截圖，可以看出，不同工況、不同衛燃帶敷設位置下爐膛中心溫度沿高度方向溫度的分布等值線圖。

圖6(a)、(b)同為BMCR 工況下的等值線圖，比較而言，采用原鍋爐衛燃帶布置方式(即衛燃帶布置在燃燒器附近主燃燒區域)的圖6(a)對爐膛內煙氣溫度提升明顯，該工況下，爐內靠近燃燒器區域溫度高達2 000 K，在靠近水冷壁附近溫度同樣也高達1 800～1 900 K，這樣的溫度對于灰焦DT，ST，FT 在1 500 ℃的煤質而言，結焦是難以避免的，對比湖南省電力公司科學研究院XDGS-GLF003-2013 報告［2］可知A-D 層燃燒器結焦現象最為嚴重，嚴重結焦位置與模擬結果高溫區域的分布也是吻合的，證明了模擬工況2較為準確。工況5 爐內沿高度方向溫度梯度相差不大，但是靠近燃燒器附近局部截面最高溫度僅1 800 K 左右，溫度已經降低到結焦限制溫度之下。同理，75%負荷的工況3 與工況6 也存在同樣的變化。50%負荷的工況3 與工況6 本身爐內溫度較低，結焦可能性小，故結焦性質不作討論。

從衛燃帶表面溫度觀察，在圖7 中，可以看到工況2 衛燃帶表面溫度已經達到1 900 K 結焦必然隨之產生，而結焦又會導致水冷壁與火焰之間熱阻增加，加重結焦的程度，在嚴重的情況下，結焦甚至堵塞冷灰斗，造成被迫停爐。在工況3，衛燃帶表面溫度達到了1 850 K，也會出現同樣結焦的可能。而采用將衛燃帶布置在燃燒器頂端的BMCR 負荷的工況5 與75%負荷的工況6，靠近衛然帶的最高溫度下降到1 700～1 800 K，50%負荷工況為1 500 K 左右，各工況下衛燃帶敷設在爐膛上部時，衛燃帶表面的溫度最高僅為1 700 K，對于DT 大于1 500 ℃是安全的。從而避免結焦造成的安全隱患。

圖6 爐膛中心溫度沿高度方向溫度分布等值線圖

圖7 衛燃帶壁面溫度分布等值線圖

從圖8 爐膛截面平均溫度沿高度的變化可以看到，工況2 溫度最高點的溫度超過1 900 K。對比工況5，可以明顯看到將衛燃帶布置在燃燒區域頂端，成功地避免了原高溫區溫度進一步的升高，布置168．32 m2衛燃帶，在BMCR 負荷下，爐膛內最高溫度比原設計下該值降低了107 K，同比該值降低5．68%，其降到了易結焦的溫度以下。

圖8 BMCR 負荷下爐膛截面平均溫度沿爐膛高度的變化

同樣，圖9 中，作為75%負荷的工況3 溫度僅次于工況2 也達到了1 800 K 以上，可見溫度在高負荷狀態下都已經超過結焦的溫度，該條件下，長期處于高負荷運行的機組鍋爐是十分不利的。在75%負荷下，爐膛內最高溫度比原設計值降低111 K，同比該溫度降低6．03%，將溫度最高值降低到了1 728 K，避免結焦。

圖9 75%負荷下爐膛截面平均溫度沿爐膛高度的變化

如圖10 所示，在50%低負荷的時候，爐膛內溫度相對較低，基本都保持在易發生結焦的溫度值以下，兩個工況下，溫度合適都并不容易發生結焦。

圖10 50%負荷下爐膛截面平均溫度沿爐膛高度的變化

綜上可知，衛燃帶布置對于提高爐膛內溫度有積極作用。衛燃帶布置在爐膛內的主燃燒區提高煙氣溫度效果更明顯。缺點是局部溫度提升過高更易產生嚴重結焦，產生安全隱患。對比衛燃帶布置在爐膛內燃燒器頂端，布置衛燃帶僅對已布置區域以上的煙氣溫度產生影響。在非傳統高溫區域布置，分攤過于集中的熱流密度，對改善結焦情況有利，對未布置衛燃帶的工況1，上置式衛燃帶能顯著提高過熱器與再熱器的蒸汽溫度，從而保證鍋爐正常出力。

3.2 模型焦炭燃燼率的變化

對于揮發分低的無煙煤，一般爐膛溫度的降低會對燃料燃燼將有負面影響，特別是在低負荷下較明顯［12］。根據模擬統計的焦炭燃燼率如表5 所示。

表5 各模擬工況下焦炭燃燼率

從各工況下焦炭的燃燼率可以看出，沒有布置衛燃帶焦炭燃燼率情況較差。在布置有衛燃帶之后，衛燃帶布置在燃燒器區域附近墻面的各工況因為局部溫度高焦炭燃燼率比較好，對比布置在燃燒器頂端的衛燃帶布置方案，可以看見各個工況對比原方案焦炭燃燼率都略有降低，特別對于50%低負荷下而言經濟性降低較多。故低負荷的穩燃以及燃燼可能會受到影響。

然而，對于類似長期能運行在高負荷下的機組而言，衛燃帶布置在燃燒器頂端，每年將省去數百萬的除焦劑購買費用，增加機組的長期穩定性以及安全性，該方案必然也是可行且有意義的。

3.3 模型爐膛出口煙溫的變化

模型爐膛出口處煙溫的高低，會影響過熱汽溫與再熱汽溫是否能處于設計值下溫度。對于工況2、工況3、工況4 在原設計值下，過熱汽溫與再熱汽溫都是能達到該鍋爐原說明書中設計的溫度。各負荷的爐膛出口煙溫如圖11 所示。

圖11 爐膛出口溫度與爐膛負荷模擬曲線

對比相同負荷點下的爐膛出口溫度，煙氣溫度相差7～10 ℃，即爐膛出口溫度相差不到0．81%，反應到主蒸汽汽溫上，主汽汽溫變化幅度可以基本控制在主汽溫度要求范圍以內。因此，符合主、再汽溫的控制要求。

3.4 模型爐膛壁面總吸熱量的變化

兩種衛燃帶的敷設方式下，爐膛各個壁面總的吸熱量如圖12 所示，熱量是從爐內高溫煙氣傳導到壁面，對于壁面吸收的熱量為負值。根據曲線可知，總的吸熱量幾乎一致，說明爐內的水冷壁吸熱量改變不大，總體能滿足水冷壁吸熱量的要求，保證單位時間蒸汽的發生量。而在較低負荷上，主燃燒區敷設衛燃帶的爐內的燃燒吸熱量因為衛燃帶絕熱作用導致吸熱比衛燃帶布置在爐膛上部的方案總吸熱量減少，雖然，衛燃帶布置在爐膛上部的方案壁面總的吸熱量多了，但是爐內煙氣溫度必然下降，對不投油低負荷穩燃預計將造成負面影響。

圖12 不同負荷爐膛水冷壁總吸收熱量曲線圖

4 衛燃帶改后的運行效果

衛燃帶調整之后，在不同負荷下，采用Raytek raynger 3i 型爐膛紅外測溫儀從多個位置的觀火孔水平指向爐膛中心多次測量爐內溫度，實測主燃燒區溫度截面平均下降92 K。溫度降低到易結焦溫度1 773 K 之下，從實際運行1 個月之中的各項參數的匯總發現，在同負荷之下，過熱器超溫次數明顯減少，爐內實際結焦程度現象改善，因結焦嚴重導致非計劃停機沒有再發生。

機組調整后，分析了運行數據，實際爐膛出口處溫度與鍋爐的設計爐膛出口平均溫度對比如表6。

表6 對比實際與設計爐膛出口平均溫度

從以上對比發現，爐膛出口溫度正常，在低負荷狀態下爐膛出口煙溫低于設計，驗證了在低負荷時，鍋爐不投油穩燃燃燒效果會變差。故高負荷穩定需求的鍋爐較適合使用上置式的衛燃帶敷設方案。

因此，模擬計算較為準確地反應了改造效果，與實際改造基本相符。電廠統計相關數據如表7。

表7 電廠統計的飛灰與爐渣含碳量數據 %

實際測得改后BMCR 工況下，鍋爐的飛灰含碳量、爐渣含碳量比調整之前相應值略有降低，均在3．5%以下，說明改后鍋爐經濟性良好，改造是成功的。

5 結論

(1)衛燃帶布置對于提高爐膛內溫度有積極作用。對比將衛燃帶布置在燃燒器上方，同樣面積的衛燃帶布置在主燃燒區，之后，提高煙氣溫度的幅度更大。但缺點是若截面熱流密度過大會導致局部溫度過高，更容易產生嚴重結焦，也勢必增加熱力NOx 的生成量。上置式衛燃帶提高衛燃帶上部煙氣的溫度，有效避開截面熱流密度較高的區域，保證鍋爐主蒸汽設計溫度的同時，避免了衛燃帶表面溫度過高。

(2)衛燃帶不同布置位置對煙氣影響不同。根據模擬可知，衛燃帶僅僅對其敷設區域與敷設區域上部的溫度有影響，對衛燃帶下方煙氣溫度影響不大，故布置在爐膛上方不會導致主燃燒區溫度大幅提高，避免了結焦。

(3)對燃用低揮發分、發熱量適中的煤，長期存在高負荷穩定需求的電廠，例如冶金企業自備電廠等，鍋爐采用上置式衛燃帶布置方式，主蒸汽與再熱蒸汽溫度可以得到改善，既可避免或減輕爐膛結焦，也可提高經濟性。而在低負荷下運行，其經濟性可能較差。

(4)改造前后，結焦現象明顯改善，每年節約數百萬除焦費用，焦炭燃燼率變化不大，經濟性、安全性問題改善。

(5)將衛燃帶不同布置的溫度特性、結焦狀況，鍋爐燃燒情況與改造試驗、鍋爐運行數據作對比，得出模擬結果與改造前后試驗數據基本相符，得以驗證。

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