對沖燃燒鍋爐旋流燃燒器風量分布優化的數值模擬

李 劍，齊曉娟，童家麟，楊振華，呂洪坤，葉學民

（1.國網浙江省電力有限公司電力科學研究院，杭州 310014；2.杭州意能電力技術有限公司，杭州 310012；3.華北電力大學 動力工程系，河北 保定 071003）

0 引言

對沖燃燒是國內目前常用的一種燃燒方式，其具有煤種適應性廣、爐膛熱負荷易控制均勻等特點，在電站鍋爐中得到了廣泛的應用。目前，對沖燃燒鍋爐的二次風箱通常采用大風箱結構，即若干個燃燒器共同使用一個二次風箱。受二次風箱結構和二次風箱進風方式的制約，二次風箱沿寬度方向通常壓力分布不均，一般中間燃燒器的全壓高于兩側燃燒器的全壓，這就使得同層燃燒器在二次風葉片角度或二次風道通流面積相同的工況下運行時，中間燃燒器的二次風量略高于兩側燃燒器的二次風量，這亦是引起對沖燃燒鍋爐側墻水冷壁高溫腐蝕的重要原因之一[1-7]。

范慶偉等[8]通過對600 MW 旋流燃燒器鍋爐二次風箱進行數值模擬，指出了在同一風箱內通常情況下兩側燃燒器的流量往往低于中間燃燒器的流量，并通過關小中部燃燒器二次風門開度和增大兩側燃燒器開度的方法使其達到中間燃燒器風量減小、兩側燃燒器風量增大的效果。呂洪坤等[9]針對1 000 MW 機組鍋爐二次風箱旋流燃燒器的風量分布進行了數值模擬研究，指出對于確定的風量，阻力系數為定值，且僅與葉片開度有關，并通過對葉片角度進行調整，可以達到提高兩側燃燒器風量的目的。章洪濤等[10]運用數值模擬方法，通過貼壁風改造、常用負荷下增加4%風箱進風量使得改造后二次風箱內兩側燃燒器的流量高于中間燃燒器的流量。盡管通過調整燃燒器二次風葉片角度的方法可以增大兩側燃燒器的二次風量，但調整二次風葉片角度可能帶來了兩側燃燒器出口二次風旋流強度達不到預期旋流強度進而產生燃燒不穩定、煤粉燃盡率下降等問題。而調整燃燒器二次風道通流面積的方法則需同時調整投運燃燒器層所有燃燒器的二次風道通流面積，以達到滿足目標燃燒器二次風量的要求，亦有調整范圍有限或者調整線性不佳的問題。

基于此，本文提出一種可優化燃燒器二次風量的二次風箱結構，在不改變旋流燃燒器出口二次風旋流強度及二次風通流面積的前提下，通過在二次風箱內增設擋板以調節投運燃燒器層各旋流燃燒器入口壓力，進而達到了兩側燃燒器風量略高于中間燃燒器風量的目的，并可調節擋板長度以實時調整燃燒器所需二次風量。

1 研究對象概況

某發電廠1 000 MW 機組鍋爐采用前后墻對沖燃燒方式，共設有48 只HT-NR3 型低NOX旋流燃燒器，分三層以對沖的方式布置在爐膛的前后墻，每層8 臺燃燒器，共同使用一個二次風箱，由于二次風箱內燃燒器呈對稱分布，由文獻[9]的結果可知，燃燒器對稱分布的二次風箱內全壓分布也呈對稱分布，而燃燒器的二次風量與其全壓差密切相關，取一半二次風箱作為計算域進行研究，可在保證精度的前提下，有效減少計算量，因此本文對該計算域進行研究，即可得到各燃燒器的二次風量分布特性。因外二次風量占二次風總量的70%以上，且對中心回流區和爐內穩定燃燒影響較大[11-12]，因此本文將外二次風量分布特性作為研究重點。

以往國內學者對二次風箱旋流燃燒器風量分布的研究結果表明，在機組實際運行中，燃燒器外二次風葉片開度相同的情況下，實測二次風箱中間燃燒器二次風量高于兩側燃燒器二次風量可達6%～10%，往往會使得對沖燃燒鍋爐側墻水冷壁處于極度缺氧狀態，一定程度上加劇了側墻水冷壁高溫腐蝕程度。基于此，本文提出了一種新型二次風箱結構，即在各個燃燒器之間設置調節擋板，若二次風箱內有N 個燃燒器，則有N-1 個風箱壓力調節擋板。可根據燃燒器二次風葉片角度，通過改變二次風箱內擋板長度，實時調節各燃燒器二次風入口壓力，進而達到兩側燃燒器二次風量高于中間燃燒器二次風量的目的。優化的二次風箱結構如圖1 所示，靠近側墻的燃燒器編號為1，依次向中間遞進，中間燃燒器編號為4。

圖1 優化的二次風箱結構

為了研究不同外二次風葉片角度θ 和入口二次風流量m 下優化二次風箱內旋流燃燒器的風量分布，本文選取了外二次風葉片角度15°，30°，45°，60°，75°和單側入口二次風流量80 t/h，120 t/h，160 t/h 和200 t/h 共20 種工況進行了正交數值模擬。通過不斷改變擋板的位置、長度，最終發現對于該二次風箱，當外二次風葉片角度θ 不同時，如圖2—4 位置及長度的壓力調節擋板可滿足兩側燃燒器二次風量高于中間燃燒器二次風量的目的。其中，外二次風葉片角度θ 為30°～60°是燃燒器二次風葉片運行的常用角度，因此，圖3 是最適合該機組的優化二次風箱結構。從圖3可知，擋板緊靠風箱頂部安裝，位于2 臺燃燒器的中間位置。對稱面擋板四長度為2 760 mm，正好是風箱高度的一半，擋板一、擋板二和擋板三長度的比例依次為對稱面擋板四長度的1/4，2/4和3/4，擋板的寬度為20 mm，擋板的高度與風箱深度相同。圖2 在圖3 的基礎上，去掉擋板一。圖4 在圖3 的基礎上，去掉擋板一，擋板二和擋板三的比例變為對稱面擋板四長度的1/4 和2/4，其它都不變。

圖2 θ 為15°時，擋板的安裝位置及尺寸

圖3 θ 為30°，45°和60°時，擋板的安裝位置及尺寸

圖4 θ 為75°時，擋板的安裝位置及尺寸

2 網格劃分和邊界設置

二次風箱和爐膛整體網格采用結構化/非結構化混合網格技術，燃燒器內部區域由于葉片尺寸較小，為提高計算準確性，網格進行了加密[13-14]，葉片附近網格加密如圖5 所示。隨著葉片角度的不同，網格進行了不同的加密處理，總網格數控制在240～400 萬，經過網格無關性測試后，該范圍內的網格密度均符合要求，優化的二次風箱整體網格劃分如圖6 所示。

圖5 葉片附近網格加密

圖6 優化的二次風箱整體網格劃分

當入口邊界為流量入口邊界條件時，假設來流速度充分發展且分布均勻，出口邊界為壓力出口邊界條件。爐膛區域進行了放大，以消除壁面對出口氣流擴散的壓制作用。計算條件盡可能接近實際情況：入口二次風流量分別為80 t/h，120 t/h，160 t/h 和200 t/h，二次風溫為620 K，出口壓力為-50 Pa。以監測各個燃燒器出口的流量不再變化為收斂標準，計算區域所有變量的殘差亦達到了10-3數量級，滿足精度要求。

3 計算結果分析

由于該機組一層二次風箱單側入口二次風流量為120 t/h，基本為機組滿負荷時的流量，因此本文主要就該流量下的工況進行分析。圖7 為葉片角度30°和二次風流量120 t/h 時，燃燒器入口中心截面的速度矢量分布。圖中顯示二次風通過彎頭進入風箱后，由于遇到擋板流動受到阻礙發生回流，從而可增加位于擋板上游的燃燒器入口進風流量。

圖7 θ 為30°和m 為120 t/h 時，燃燒器入口中心截面速度矢量分布

圖8 為葉片角度30°和二次風流量120 t/h時，燃燒器出口速度分布。從圖中可以看出，盡管二次風箱內增設擋板改變了場內的流動和壓力，但是經過相同角度的葉片流出后，3 號和4號燃燒器出口速度依然很均勻，1 號和2 號燃燒器的上方速度相對燃燒器下方速度略高，但總體分布也較為均勻，沒有出現局部二次風量特別低的情況。

圖8 θ 為30°和m 為120 t/h 時，燃燒器出口速度分布

圖9 為葉片角度30°和二次風流量120 t/h時，燃燒器入口中心截面全壓分布。圖中顯示優化的二次風箱沿寬度方向上，各旋流燃燒器入口附近的全壓逐漸降低，兩側燃燒器的全壓已經高于中間燃燒器的全壓，在葉片角度不變的情況下，必然會提高兩側燃燒器的二次風量。

圖10 為二次風箱入口至1 號燃燒器出口阻力分布。圖中顯示增設擋板后，隨著葉片角度的減小，二次風箱入口至1 號燃燒器出口阻力逐漸增大，原因是隨著葉片角度的降低，流通面積變小，氣流節流損失增加[15]。由圖10 可知，在燃燒器二次風葉片運行的常用角度30°～60°范圍內，二次風流量為80 t/h，120 t/h，160 t/h 和200 t/h 4 種工況下，二次風箱入口至1 號燃燒器出口阻力在3.0 kPa 以內。

圖9 θ 為30°和m 為120 t/h 時，燃燒器入口中心截面全壓分布

圖11 顯示了二次風流量為120 t/h 時，不同葉片角度下，二次風箱入口至2 號、3 號、4 號燃燒器出口的阻力與二次風箱入口至1 號燃燒器出口的阻力差分布。圖中顯示增設擋板后，在相同葉片角度下，二次風箱沿寬度方向上，二次風箱入口至燃燒器出口的阻力逐漸增大。隨著葉片角度的降低，二次風箱入口至2 號、3 號、4 號燃燒器出口的阻力與二次風箱入口至1 號燃燒器出口的阻力差也呈上升趨勢。當葉片角度大于45°時，二次風箱入口至各個燃燒器出口阻力差低于50 Pa。當葉片角度減小到30°時，阻力差接近100 Pa。當葉片角度減小到15°時，阻力差接近200 Pa。對比圖10 和圖11，二次風箱增設擋板后會帶來系統阻力增加的問題，但其對系統阻力的影響小于二次風葉片角度對系統阻力的影響。在滿負荷，葉片角度15°時，二次風箱入口至1 號燃燒器出口的阻力約為2.2 kPa，而該機組送風機全壓在滿負荷下達到5.0 kPa，足以克服二次風道和各燃燒器阻力，因而合適的風箱結構不會對機組穩定運行產生影響。

表1—5 為不同葉片角度下各燃燒器出口的流量偏差，其中流量偏差的計算方法為單臺燃燒器的流量和平均流量之差與平均流量的比率[10]。數據結果顯示，在20 種正交工況下，1 號燃燒器的流量偏差均為正值且超過了平均流量3%～4%。2 號、3 號、4 號流量偏差均為負值且逐漸減小，4 號燃燒器的流量偏差值最低，在-2.2%～-1.8%，說明2 號、3 號、4 號燃燒器二次風流量呈現了逐漸降低的趨勢，且都小于平均流量。由表1—5可知，1 號燃燒器與4 號燃燒器流量偏差差值均在5%～6%，達到了兩側燃燒器風量略高于中間燃燒器風量的目的。當實際二次風量偏差高于所需值時，可調節擋板長度以實時調整燃燒器所需二次風量。

圖10 二次風箱入口至1 號燃燒器出口阻力分布

圖11 m 為120 t/h 時，二次風箱入口至各燃燒器出口阻力差分布

表1 θ 為15°時，各燃燒器出口流量偏差

表2 θ 為30°時，各燃燒器出口流量偏差

表3 θ 為45°時，各燃燒器出口流量偏差

表4 θ 為60°時，各燃燒器出口流量偏差

表5 θ 為75°時，各燃燒器出口流量偏差

此外，表1—5 結果顯示，在相同的二次風流量下，隨著葉片角度變化，各燃燒器出口風量基本相差不大，互相之間風量偏差絕對值不超過0.2%，偏差值可控制在較低范圍內，對機組運行的影響亦較小。

綜上，本文提出的新型二次風箱結構，可在不改變旋流燃燒器出口二次風旋流強度及機組安全運行的前提下，實時調節燃燒器所需目標二次風量。對于不同機組的具體二次風箱尺寸和燃燒器結構，一般亦可采用本文的擋板布置方式：在2 臺燃燒器的中間位置布置調節擋板，而擋板長度則可根據燃燒器實際阻力情況合理確定。

4 結論

（1）通過在二次風箱內設置調節擋板，可以使得同一二次風箱內兩側燃燒器的全壓高于中間燃燒器的全壓，進而達到了兩側燃燒器風量略高于中間燃燒器風量的目的，并且燃燒器出口速度也較為均勻，可改善兩側燃燒器二次風量較低的問題。

（2）當二次風葉片角度較小時，增設調節擋板后，二次風箱入口至兩側燃燒器出口的阻力增大幅度仍在可控范圍內，風箱結構的變化不會對機組穩定運行產生大的影響。

（3）本文提出的新型二次風箱結構，需根據不同機組的具體二次風箱尺寸和燃燒器結構合理布置調節擋板插入位置及長度，進而達到根據燃燒器二次風葉片角度實時優化燃燒器二次風量的目的。