組合式一次風管對鍋爐運行的影響分析

閆順林， 韓 韋， 王皓軒， 張永昇， 劉 洋

(華北電力大學 能源動力與機械工程學院， 河北保定 071003)

我國大型火電機組參與系統調峰的主要方式是低負荷運行方式[1]，但這種調峰方式的可調出力受到鍋爐最低穩燃負荷的制約，因為鍋爐負荷過低時煤粉的著火穩定性變差。鍋爐負荷低至一定程度時需要投入易燃的燃料(如投油)來提高煤粉著火燃燒的穩定性，否則容易引起鍋爐滅火，嚴重影響機組運行的安全性。由于常規的油槍點火穩燃方式需要消耗大量的燃油，成本較高，為此需要從降低著火熱和強化著火供熱2個方面[2]著手尋找新的低成本的穩燃方式。鍋爐低負荷運行時煤粉濃度降低，著火困難，提高一次風氣流中的煤粉濃度，運行時保持一次風煤粉濃度在有利于穩定著火的最佳煤粉濃度[3]，可以在低負荷時提高著火穩定性[4-5]，但是該技術的具體實施存在很大的困難，因為當鍋爐低負荷運行時，鍋爐燃燒所需的燃煤量隨機組負荷的降低而減少，但是由于鍋爐的送粉管道通流面積無法調節，為了防止由于送粉氣流流速過低而導致煤粉沉積，需要較高的一次風量來維持送粉氣流的流速在規定的范圍內，這就導致送粉氣流的煤粉濃度偏低，不利于煤粉的穩定著火燃燒。低負荷運行時，保持最佳煤粉濃度與防止煤粉沉積存在矛盾，目前的選擇都是舍棄最佳煤粉濃度而保證煤粉輸送的安全，這勢必會給煤粉穩燃帶來不利影響。目前，國內外還沒有關于解決這一矛盾的研究。筆者提出組合式一次風管的方法來解決上述矛盾，并對某660 MW鍋爐進行改造模擬，分析組合式一次風管對鍋爐運行的影響。

1 組合式一次風管設計

1.1 設計思路

為了解決一次風管通流面積無法調節的問題，提出組合式一次風管的設計思路，即對應的單個燃燒器采用多管組合式送粉管道，并將對應的燃燒器改造為與管徑相匹配的多噴口燃燒器。通過控制組合式送粉管道上的閥門，開關不同的送粉管來調節總的通流面積。這一方法可以使送粉管道的通流面積隨負荷變化而變化，維持煤粉濃度在最佳煤粉濃度附近時，管道內的風速也能保證在合理的范圍內，確保煤粉氣流不發生沉積和鍋爐燃燒穩定。

國內多數大容量鍋爐機組采用直吹式系統，筆者主要介紹采用組合式一次風管的半直吹式系統設計。

1.2 設備說明

對設計中使用的主要設備進行如下說明：

(1) 本設計增加了如下設備：主煤粉分配器，用于將煤粉分配至各個燃燒器；副煤粉分配器，用于將分配至同一燃燒器的煤粉分配到不同的送粉管道；主乏氣分配器，用于將乏氣分配至各個燃燒器；副乏氣分配器，用于將分配至同一燃燒器的乏氣分配到不同的乏氣管道；一次風分配器，用于將熱一次風分配至各個熱風管道；風粉混合器，用于將煤粉與乏氣或熱風混合并送入爐膛燃燒；多噴口燃燒器，其與各個送粉管道相連接；各個管道上的控制閥門。

(2) 每個煤粉分配器出料管均配置有可獨立開啟的控制閥，可根據運行狀況開啟或關閉閥門；乏氣管道和熱風管道均配置有可獨立開啟的控制閥，可根據運行狀況開啟或關閉閥門。風粉混合器、煤粉分配器出料管、乏氣管道(熱風送粉系統為熱風管道)與送粉管道一一對應，構成相互獨立的分支送粉系統，可通過各個管道上的閥門獨立控制開啟或關閉，從而實現調節送粉管道總通流面積的目的。

1.3 新型的半直吹式系統

圖1(a)和圖1(b)分別為新型的半直吹式乏氣送粉系統和新型的半直吹式熱風送粉系統。2種系統的工作流程都是原煤倉中的原煤經過給煤機進入磨煤機與熱風相遇，熱風對煤進行干燥并將一部分煤粉吹出送入粗粉分離器，不合格的煤粉被分離出來送入磨煤機進一步磨制，合格的煤粉氣流進入細粉分離器。細粉分離器將煤粉與乏氣分離開，煤粉經主煤粉分配器后進入對應各個燃燒器的副煤粉分配器，再經副煤粉分配器分配分別進入1號～3號煤粉分配器出料管。圖1(a)中，乏氣經主乏氣分配器后進入對應各個燃燒器的副乏氣分配器，再經副乏氣分配器分配進入1號～3號乏氣管道；1號煤粉分配器出料管的煤粉與1號乏氣管道的乏氣在1號風粉混合器處相遇并混合，然后通過1號送粉管道經相應的煤粉噴嘴送入爐膛燃燒，2號、3號同理。圖1(b)中，乏氣通過排粉風機進入乏氣風箱，一路作為三次風由乏氣噴嘴噴入爐膛燃燒，一路作為再循環風進入磨煤機，一方面可以調節磨煤機入口風溫，另一方面可以協調三次風量。從空氣預熱器過來的熱一次風的溫度控制在規定范圍內后經過一次風分配器分別進入1號～3號熱風管道；1號煤粉分配器出料管的煤粉與1號熱風管道的熱風在1號風粉混合器處相遇并混合，然后通過1號送粉管道經相應的煤粉噴嘴送入爐膛燃燒，2號、3號同理。

半直吹式乏氣送粉系統在鍋爐負荷變化時可以調整0號乏氣管道閥門來調整乏氣流量，按照滿足最佳煤粉濃度的乏氣量輸送煤粉，多余的乏氣經0號乏氣管道送入爐膛。當負荷降低時，鍋爐燃燒所需的煤粉量逐漸減少，滿足最佳煤粉濃度的乏氣量也隨煤粉量的減少而減少，當按照滿足最佳煤粉濃度的乏氣量輸送煤粉而送粉管道內的風速無法保證煤粉氣流不發生沉積時，關閉1號煤粉分配器出料管閥門和1號乏氣管道閥門以減小送粉管道的通流面積，提高送粉氣流流速。若負荷繼續降低，當關閉1號煤粉分配器出料管閥門和1號乏氣管道閥門無法滿足煤粉氣流不發生沉積這一條件時，關閉2號煤粉分配器出料管閥門和2號乏氣管道閥門，進一步減小送粉管道通流面積，保證送粉氣流流速在合理的范圍內。

(a) 新型的半直吹式乏氣送粉系統

(b) 新型的半直吹式熱風送粉系統

1-熱風； 2-冷風； 3a-副乏氣分配器； 3b-一次風分配器； 4-副煤粉分配器； 5-主煤粉分配器； 6-細粉分離器； 7a-1號乏氣管道； 7b-1號熱風管道； 8a-2號乏氣管道； 8b-2號熱風管道； 9a-3號乏氣管道； 9b-3號熱風管道； 10-1號煤粉分配器出料管； 11-2號煤粉分配器出料管； 12-3號煤粉分配器出料管； 13-1號送粉管道； 14-2號送粉管道； 15-3號送粉管道； 16a-1號乏氣管道閥門； 16b-1號熱風管道閥門； 17a-2號乏氣管道閥門； 17b-2號熱風管道閥門； 18a-3號乏氣管道閥門； 18b-3號熱風管道閥門； 19-1號風粉混合器； 20-2號風粉混合器； 21-3號風粉混合器； 22-1號煤粉分配器出料管閥門； 23-2號煤粉分配器出料管閥門； 24-3號煤粉分配器出料管閥門； 25-燃燒器； 26-乏氣噴嘴； 27-鎖氣器； 28-原煤倉； 29-給煤機； 30-磨煤機； 31-粗粉分離器； 32a-主乏氣分配器； 32b-乏氣風箱； 33-0號乏氣管道； 34-0號乏氣管道閥門； 35-主乏氣管道閥門； 36-排粉風機； 37-乏氣風箱

圖1 新型的半直吹式系統

Fig.1 Schematic diagram of the new type semi-direct system

對于半直吹式乏氣送粉系統，在鍋爐負荷變化時調整一次風量，按照滿足最佳煤粉濃度的一次風量輸送煤粉。當負荷降低時，鍋爐燃燒所需的煤粉量逐漸減少，滿足最佳煤粉濃度的一次風量也隨煤粉量的減少而減少，按照滿足最佳煤粉濃度的一次風量輸送煤粉，且送粉管道內的風速無法保證煤粉氣流不發生沉積時，關閉1號煤粉分配器出料管閥門和1號熱風管道閥門以減小送粉管道的通流面積，提高送粉氣流流速。若負荷繼續降低，當關閉1號煤粉分配器出料管閥門和1號熱風管道閥門無法滿足煤粉氣流不發生沉積這一條件時，關閉2號煤粉分配器出料管閥門和2號熱風管道閥門，進一步減小送粉管道通流面積，保證送粉氣流流速在合理的范圍內。

1.4 對設計方案的說明

對設計方案進行如下說明：

(1) 原則上組成一次風管的送粉管道越多越好，因為管道根數越多一次風管總通流面積隨負荷的變化越靈活，但是管道根數越多系統越復雜，運行調整更繁瑣，而且一次風管阻力增大，需要加大一次風機出力。因此，本文中取3根管道只是為了說明方案，具體到不同的系統需要具體分析、考慮各方面因素來確定送粉管道根數。

(2) 不需要對鍋爐每層煤粉噴口都使用組合式一次風管，因為鍋爐負荷降低時可以先通過減少投用的煤粉層數來改善燃燒狀況，當此方法也不可行時才用組合式一次風管的方法。因此，只需要選定其中幾層煤粉噴口，對其使用組合式一次風管，一般選定下面幾層噴口，這樣可以降低系統的復雜性。

2 組合式一次風管在鍋爐上的應用模擬

2.1 模擬對象

以某660 MW鍋爐為模擬對象，該鍋爐是由上海鍋爐廠有限公司自行設計生產的型號為SG-2024/26.15 M6002的超超臨界參數變壓運行螺旋管圈直流爐，燃燒方式采用低NOx二級分離燃盡風同軸燃燒系統。鍋爐采用單爐膛、一次中間再熱、平衡通風、∏型半露天布置、全鋼架懸吊結構，爐膛寬度為18.816 m，深度為18.144 m。設計煤種為淮南煤，煤質分析見表1。采用中速磨煤機、冷一次風機、正壓直吹式制粉系統設計，煤粉燃燒器為四角布置、切向燃燒的擺動燃燒器，采用預置水平偏角的輔助風噴嘴設計，一、二次風不等切圓布置，均為順時針方向旋轉，如圖2所示。

表1 煤質分析

圖2 同心切圓燃燒方式示意圖

燃燒器共設置有6層煤粉噴嘴，鍋爐配置6臺中速磨煤機，每臺磨煤機的出口由4根煤粉管接至爐膛四角的同一層煤粉噴嘴，鍋爐最大連續蒸發量(MCR)和額定工況蒸發量(ECR)負荷時均投用5層，另外一層備用。每一角燃燒器分主燃燒器和分離燃盡風燃燒器，具體布置如圖3(a)和圖3(c)所示，其中CCOFA為緊湊燃盡風。主風箱設有6層強化著火煤粉噴嘴，在煤粉噴嘴四周布置有燃料風(周界風)，在每相鄰2層煤粉噴嘴之間布置1層輔助風噴嘴，其中包括上下2只預置水平偏角的輔助風噴嘴和1只直吹風噴嘴。在主風箱上部設有1層上端部風(FⅡ二次風)噴嘴，在主風箱下部設有1層下端部風(AA二次風)噴嘴。在主風箱上部布置有兩級分離燃盡風燃燒器，包括6層可水平擺動的分離燃盡風噴嘴。

由于改造組合式一次風管是為了應對超低負荷情況，而一般鍋爐負荷在50%THA(THA為熱耗驗收工況)以下時都會減少燃燒器噴口層數，所以本文中該鍋爐的ABCD 4層煤粉噴口對應的送粉管道采用2根并列的風管，一次風噴口改造成上下兩半，分別對應2根并列的風管，下面的風管命名為1號，上面的風管命名為2號，EF 2層噴口不做變動，改造后的主燃燒器噴嘴布置如圖3(b)所示，分離燃盡風燃燒器布置情況不變。

(a) 改造前(b) 改造后(c) 燃盡風布置

圖3 煤粉燃燒器立面布置簡圖

Fig.3 Vertical arrangement of burners

2.2 網格劃分和數學模型建立

利用前處理軟件ICEM建立鍋爐爐膛的幾何模型，將冷灰斗區域與燃燒器區域的交接面設為interface，燃燒器區域與上爐膛區域的交接面設為interface，對冷灰斗區域、燃燒器區域和上爐膛區域分別劃分網格，這樣處理可以根據需要在不同的區域建立不同的塊，生成不同的網格分布，還可以根據需要布置疏密不同的網格，各個區域不受相鄰區域網格疏密的影響，既可以滿足計算精度的要求又可以大大減少網格總數目，加快計算速度，節約時間。

冷灰斗區域和上爐膛區域對計算結果的影響較小，網格較為稀疏。但是燃燒器區域噴口較多，煤粉燃燒劇烈，必須對此區域進行網格加密。爐膛橫截面網格如圖4所示，其中X為爐膛長度，Y為爐膛寬度。由圖4可以看出，網格成輻射狀，射流方向與網格線近似重合，幾乎不存在偽擴散[6]。另外，一、二次風和燃盡風入口附近等速度梯度較大，在入口邊界處適當加密網格。

采用非預混燃燒模型；用Realizablek-ε模型模

圖4 爐膛橫截面網格

擬氣相湍流流動，近壁面流體流動采用壁面函數法；用P1輻射模型模擬輻射傳熱；揮發分析出采用雙步競爭反應模型；選用動力/擴散模型來模擬焦炭燃燒；煤粉顆粒的跟蹤采用隨機軌道模型[7-10]；NOx生成模型選擇燃料型和熱力型NOx生成模型[11-12]；采用SIMPLE算法求解，采用一階迎風離散格式。入口采用速度入口邊界條件，出口采用壓力出口邊界條件，壁面采用壁面邊界。

2.3 計算工況

選取負荷很低的40%THA和30%THA工況進行模擬，詳細的工況說明見表2。

3 數值模擬結果及分析

3.1 工況1a、工況1b和工況1c分析對比

工況1a和工況1c都是投用ABCD 4層煤粉噴口，工況1a的一次風速為25 m/s，風煤比為3.95，工況1c關閉2號送粉管道閥門后，一次風噴口面積變為工況1a的一半，一次風速同為25 m/s，風煤比降為1.98。工況1b投用ABC 3層煤粉噴口，一次風速為25 m/s，風煤比為2.9。

表2 模擬工況介紹

3.1.1 速度場分析

工況1c的一次風噴口關閉2號送粉管道閥門，噴口截面變小，在氣流流速相同的情況下，工況1c的一次風射流剛性變差，可能出現一次風偏斜的情況，所以要對工況1c的速度場進行分析。工況1c各層一次風截面速度場如圖5所示。由圖5可以看出，工況1c的速度場分布較均勻，ABC 3層的中心切圓形成較好，D層中心切圓形狀稍差，1號角的氣流出現偏斜，但是偏斜并不嚴重。總體而言，噴口截面減小后的爐內空氣動力場組織較好。

(a) A層一次風

(b) B層一次風

(c) C層一次風

(d) D層一次風

3.1.2 溫度場對比

工況1a、工況1b和工況1c沿爐膛寬度方向中心截面溫度分布等值線圖如圖6所示，其中Z為爐膛高度。由圖6可以明顯地看出，工況1a在標高26～32 m處(整個燃燒器區域)水冷壁附近出現較大的低溫區域，特別是BC 2層煤粉噴口所在位置處，燃燒器區域溫度分布呈現明顯的“束腰”，說明煤粉氣流射入爐膛后很晚才開始著火燃燒。工況1b與工況1a類似，也存在明顯的“束腰”，但是低溫區域減小，溫度比工況1a的溫度有所提高。采用組合式一次風管的工況1c燃燒器區域溫度分布情況相對于工況1a和工況1b有明顯改善，離開水冷壁一段距離后溫度開始升高，帶狀高溫區域比工況1a和工況1b寬，說明工況1c煤粉氣流射入爐膛著火燃燒比工況1a和工況1b早。采用組合式一次風管，減少一次風量后，對爐膛內溫度分布影響較大，爐膛整體溫度水平明顯提高，特別是燃燒器區域，爐內著火條件變好，對鍋爐低負荷穩定燃燒有利。

另外，工況1c的高溫區域面積比工況1a和工況1b大，說明工況1c的煤粉燃燒放熱比后面2工況多，這2工況未燃盡或未燃燒的煤粉顆粒比工況1c多，工況1c的燃盡條件比工況1a和工況1b好。

(a) 工況1a

(b) 工況1b

(c) 工況1c

圖7為工況1a、工況1b和工況1c各層一次風截面溫度分布等值線圖對比，圖中環形高溫區域為煤粉燃燒的主要區域。由圖7(a)可以看出，煤粉氣流射入爐膛后向火側受到上游高溫火焰的撞擊，所需著火熱大但仍能被及時點燃，背火側主要靠卷吸墻附近的熱煙氣來升溫，但這部分卷吸獲得的熱量較少，所需著火熱大卻不能及時得到充足的著火供熱，背火側升溫較慢，著火較晚，特別是BC 2層煤粉噴口。因此，工況1a的環形高溫區域面積較小。工況1b的環形高溫區域比工況1a大，燃燒狀況有所改善，但BC 2層背火側著火條件仍然較差。由圖7(c)可以看出，煤粉氣流射入爐膛后向火側和背火側都能及時升溫著火，因為工況1c在著火供熱條件類似的情況下大大降低了著火熱，使得背火側著火條件得到很大改善。因此，工況1c的環形高溫區域增大，火焰充滿度較好，提高了燃燒器區域的煙氣溫度水平，煤粉氣流射入爐膛后可以及時吸熱升溫，穩定燃燒條件得到改善。另外，工況1a和工況1b的火焰充滿度較差，可能會導致一些水冷壁管受熱較弱，造成水動力工況的危險。工況1c的火焰充滿度較好，可以提高水動力工況的安全性。

工況1a、工況1b和工況1c沿爐膛高度方向截面平均溫度分布的曲線對比如圖8所示。由圖8可以看出，3個工況的曲線分布規律相似，平均溫度總體趨勢都是先上升后下降，在燃燒器區域平均溫度有所下降。由圖8還可以看出，工況1c的平均溫度比工況1a高，特別是燃燒器區域，溫差最大達到115 K，穩定著火燃燒條件明顯改善。工況1c的燃燒器以上區域平均溫度亦高于工況1a，說明工況1c的燃盡條件比工況1a要好。工況1b由于投用的噴口層數少，燃燒放熱集中，所以燃燒器區域的平均溫度稍高于工況1c，但是燃燒器向上區域的平均溫度卻比工況1c低得多。工況1b相對于工況1c的燃燒狀況改變不大，但卻很可能會導致過熱蒸汽、再熱蒸汽汽溫低和脫硝系統入口煙氣溫度低，影響脫硝系統的正常運行。

3.1.3 NOx摩爾分數對比

40%THA工況時，燃盡風噴口全部關閉，分級燃燒的低NOx同軸燃燒系統已經失去降低NOx排放量的作用。因此，在40%THA的低負荷工況下NOx排放量必將大大升高，對脫硝系統造成壓力。

工況1a、工況1b和工況1c沿爐膛寬度方向中心截面NOx摩爾分數分布等值線圖如圖9所示，圖中數值代表NOx摩爾分數的高低。NOx在燃燒器區域大量生成，沿著爐膛高度方向快速降低，爐膛中心區域NOx摩爾分數較低，四周NOx摩爾分數較高。

A層一次風

B層一次風

C層一次風

D層一次風

A層一次風

B層一次風

C層一次風

A層一次風

B層一次風

C層一次風

D層一次風

圖8 工況1a、工況1b和工況1c沿爐膛高度方向截面平均溫度對比

Fig.8 Comparison of average temperature on various sections along furnace height in cases 1a, 1b and 1c

由圖9可以明顯看出，工況1c的NOx摩爾分數比工況1a和工況1b降低較多，這是因為3種工況的燃煤量是相同的，但是工況1c的風量要比工況1a和工況1b少，所以NOx減少。工況1b的NOx摩爾分數比工況1a低，因為工況1b的風煤比高于工況1a，多余的氧量較少。工況1a的爐膛出口NOx摩爾分數為351×10-6，出口氧體積分數為5%，折算到標準狀況下，氧體積分數為6%的情況時，爐膛出口NOx質量濃度為710 mg/m3。工況1b的爐膛出口NOx摩爾分數為246×10-6，出口氧體積分數為3.6%，折算后爐膛出口NOx質量濃度為458 mg/m3。工況1c的爐膛出口NOx摩爾分數為124×10-6，出口氧體積分數為6.3%，折算后爐膛出口NOx質量濃度為273 mg/m3。工況1c最多可降低NOx質量濃度60%左右，說明采用組合式一次風管在鍋爐低負荷運行時減少一次風量可以大大降低NOx排放量，減輕脫硝系統的工作壓力，減少氨水使用量，降低發電成本。

(a) 工況1a(b) 工況1b(b) 工況1c

圖9 工況1a、工況1b和工況1c沿爐膛寬度方向中心截面NOx摩爾分數分布等值線圖對比

Fig.9 Distribution of NOxconcentration on center section along furnace width in cases 1a, 1b and 1c

3.2 工況2a、工況2b和工況2c分析對比

工況2a和工況2c都是投用ABC 3層煤粉噴口，工況2a一次風速為25 m/s，風煤比為3.84，工況2c關閉并列的2號送粉管道閥門后，一次風通流面積變為工況2a的一半，一次風速同為25 m/s，風煤比降為1.92。工況2b投用2層煤粉噴口，一次風速為25 m/s，風煤比為2.56。

3.2.1 速度場分析

工況2c各層一次風截面速度場如圖10所示。由圖10可以看出，工況2c的速度場分布比較均勻，中心切圓形成較好，爐內空氣動力場組織較好。工況2c并沒有因為減小一次風通流面積而使空氣動力場變差，由于兩根并列的送粉管道是上下布置的，關閉其中一根送粉管道閥門后，燃燒器的高寬比降低了。

3.2.2 溫度場對比

工況2a、工況2b和工況2c沿爐膛寬度方向中心截面溫度分布等值線圖如圖11所示。由圖11可以看出，工況2a的總體溫度比工況1a低，但兩者的溫度分布情況十分相似，在標高26～30 m處(整個燃燒器區域)水冷壁附近出現較大低溫區域，燃燒器區域溫度分布呈現明顯的“束腰”。工況2c的總體溫度比工況1c低，但是其溫度分布情況與工況1c十分相似，燃燒器區域溫度分布明顯改善，離開水冷壁一段距離后溫度開始升高，帶狀高溫區域比工況2a寬，工況2c的煤粉氣流射入爐膛后著火燃燒比工況2a早。與工況2a相比，工況2b的燃燒狀況得到改善，不存在明顯的低溫區域，但是燃燒器區域的高溫區域小于工況2c，工況2c的燃燒狀況好于工況2b。說明30%THA工況與40%THA工況類似，采用組合式一次風管，減小一次風量后，對爐膛內溫度分布影響較大，爐膛整體溫度水平提高，特別是燃燒器區域，爐內著火條件變好，對鍋爐低負荷穩定著火燃燒有利。

(a) A層一次風

(b) B層一次風

(c) C層一次風

(a) 工況2a

(b) 工況2b

(c) 工況2c

工況2a、工況2b和工況2c各層一次風截面溫度分布等值線圖如圖12所示，圖中環形高溫區域為煤粉燃燒的主要區域，由左下角開始按順時針方向4個角依次命名為1號～4號。由圖12可以看出，工況2a AB 2層煤粉噴口的溫度場分布不均勻，環形高溫區域沒有形成，A層2號和4號角缺失，B層1號和3號角缺失，四股氣流的“自點燃”作用失效，而四股氣流的“自點燃”作用是煤粉氣流著火的主要條件。AB 2層煤粉著火條件很差，隨時有熄火的可能，燃燒極不穩定，必須投油助燃，穩定燃燒。隨著燃燒的進行，C層煤粉噴口燃燒情況較AB 2層煤粉噴口有所改善，但仍存在背火側著火條件差，著火延遲的情況。工況2b與工況2a類似，存在缺角現象。

A層一次風

B層一次風

C層一次風

A層一次風

B層一次風

A層一次風

B層一次風

C層一次風

由工況2c的一次風截面溫度分布等值線圖可以看出，工況2c的著火燃燒情況較工況2a和工況2b有明顯改善，工況2c ABC 3層煤粉噴口溫度分布較均勻，環形高溫區域形成較好，且環形高溫區域面積較大。工況2c每層噴口的四股煤粉由于一次風量的減少，其著火熱降低，向火側收到上游鄰角高溫火焰的直接撞擊能及時被點燃，背火側靠卷吸高溫煙氣也能夠盡早著火，向火側和背火側著火條件都得到很大改善。

由上述分析可知，采用組合式一次風管減小一次風通流面積在負荷較低時可以提高著火燃燒穩定性，減少燃油使用量，保證鍋爐安全運行。

圖13為工況2a、工況2b和工況2c沿爐膛高度方向截面平均溫度對比圖。圖13與圖8類似，采用組合式一次風管的工況2c截面平均溫度高于工況2a，特別是燃燒器區域，在該區域(標高26.078～29.842 m)內，隨著爐膛高度的增加，溫差從26.078 m處的74 K降低到29.842 m處的30 K，平均溫差為59 K，說明工況2a在燃燒器區域的煤粉燃燒情況比工況2c差，放熱量少，平均溫度較工況2c低，隨著燃燒過程的進行，上層一次風的燃燒條件變好，相應的溫差減小。工況1b由于投用的噴口層數少，燃燒放熱集中，所以燃燒器區域的平均溫度稍高于工況1c，但是燃燒器向上區域的平均溫度卻比工況1c低得多。工況1b相對于工況1c的燃燒狀況改變不大，但卻很可能會導致過熱蒸汽、再熱蒸汽汽溫低和脫硝系統入口煙氣溫度低，影響脫硝系統的正常運行。說明采用組合式一次風管可以提高爐膛整體溫度，改善穩定著火條件，更突出的是可以明顯改善下層一次風的燃燒條件。

圖13 工況2a、工況2b和工況2c沿爐膛高度方向截面平均溫度對比

Fig.13 Comparison of average temperature on various sections along furnace height in cases 2a, 2b and 2c

3.2.3 NOx摩爾分數對比

30%THA工況與40%THA工況相同，燃盡風噴口全部關閉，分級燃燒的低NOx同軸燃燒系統發揮不了降低NOx排放量的作用。NOx排放量較高，脫硝系統工作壓力大。

工況2a、工況2b和工況2c沿爐膛寬度方向中心截面NOx摩爾分數分布等值線圖如圖14所示，與圖9中的NOx的摩爾分數分布規律相似。由圖14可以明顯看出，工況2c的NOx摩爾分數比工況2a降低較多，這是因為2種工況的燃煤量相同，但是工況2c的風量要比工況2a少，所以NOx減少。工況1b與工況1c的NOx摩爾分數接近是因為工況1b的風煤比低，多余的氧量少，同時爐膛內溫度低。工況2a的爐膛出口NOx摩爾分數為377×10-6，出口氧體積分數為4.2%，折算到標準狀況下，氧體積分數為6%的情況時，爐膛出口NOx質量濃度為726 mg/m3。工況2b的爐膛出口NOx摩爾分數為246×10-6，出口氧體積分數為3.6%，折算后爐膛出口NOx質量濃度為457 mg/m3。工況2c的爐膛出口NOx摩爾分數為231×10-6，出口氧體積分數為5.4%，折算后爐膛出口NOx質量濃度為479 mg/m3。工況2c最低降低NOx質量濃度34%左右，說明采用組合式一次風管在鍋爐低負荷運行時減少一次風量可以大大降低NOx排放量，減輕脫硝系統的工作壓力，減少氨水使用量，降低發電成本。

(a) 工況2a(b) 工況2b(c) 工況2c

圖14 工況2a、工況2b和工況2c爐膛寬度方向中心截面NOx摩爾分數分布等值線圖對比

Fig.14 Distribution of NOxconcentration on center section along furnace width in cases 2a, 2b and 2c

4 結 論

(1) 只要并列送粉管道根數取得合適，多噴口燃燒器改造合理，關閉某根或某幾根管道時燃燒器噴口仍能保持較小的高寬比，與不采用組合式一次風管相比，采用組合式一次風管對空氣動力場的影響較小。

(2) 采用組合式一次風管對鍋爐低負荷運行時的溫度場影響較大，爐膛整體溫度提高，特別是燃燒器區域，穩定著火燃燒條件得到明顯改善。采用組合式一次風管可改善煤粉氣流著火條件，特別是背火側的著火條件，使得煤粉氣流及時著火，著火穩定性提高，負荷越低效果越明顯。

(3) 采用組合式一次風管后爐膛出口NOx摩爾分數大大降低，減輕脫硝系統工作壓力，減少氨水使用量，降低發電成本。

(4) 采用組合式一次風管可以提高鍋爐低負荷運行時的安全性和經濟性。