DRB-4Z型旋流煤粉燃燒器流場及燃燒特性數值模擬

胡耀輝，彭志敏，李永華

(1.華北電力大學 動力工程系，河北 保定 071003；2.清華大學 能源與動力工程系，北京 100084)

0 引 言

目前我國電力來源主要為燃煤發電，燃煤鍋爐的燃燒方式可分為四角切圓與前后墻對沖。前后墻對沖式鍋爐所采用的旋流煤粉燃燒器具有穩燃性能好、一二次風混合強烈、爐膛負荷均勻等特點。旋流煤粉燃燒器的燃燒特性很大程度上取決于流場分布，運用數值模擬可全面分析各因素對流場的影響[1-4]。米翠麗等[5]對DRB-4Z型旋流煤粉燃燒器的流場進行數值模擬，結果表明適當降低一次風風速可增加回流區的范圍，有利于煤粉著火，但過低的一次風風速會使一次風與二次風后期混合變弱，不利于煤粉燃燒。解以權[6]利用中心給粉旋流燃燒器熱態試驗臺測得燃燒器出口區域溫度及組分分布，并與模擬值進行比較，結果表明模擬值可大致反映爐內溫度及組分分布。宗曉輝[7]對某新型低NOx旋流煤粉燃燒器的流場進行模擬仿真，比較了不同梯度插值格式與壓力差值格式對模擬值的影響，結果表明不同梯度插值格式對模擬值影響不大，而采用Standard壓力插值格式得到的模擬結果與現場冷態試驗觀測到的結果相符。李永生等[8]采用現場試驗與數值模擬相結合的方法，介紹了不同運行工況下爐膛內O2、CO、H2S分布。盡管上述研究者開展了一些針對旋流煤粉燃燒器的研究，但缺少針對旋流煤粉燃燒器流場及燃燒特性的系統分析，并缺乏針對電廠普遍采用的DRB-4Z型旋流煤粉燃燒器的研究。

筆者以DRB-4Z型旋流煤粉燃燒器為研究對象，運用數值模擬方法，分析了一次風風速，內、外二次風風速對流場的影響，模擬某1 000 MW超超臨界機組(采用DRB-4Z型旋流煤粉燃燒器)燃燒過程，分析了爐膛內的速度場、溫度場和組分分布[9-12]。

1 燃燒器及鍋爐概況

DRB-4Z型旋流煤粉燃燒器是由巴布克爾·威爾科克斯公司設計的第3代旋流煤粉燃燒器，該燃燒器由風粉混合管、二次風管、配風機構、旋流葉片等構成。該燃燒器的特點為二次風由3個通道進入爐膛，分別為過渡風通道、內二次風通道、外二次風通道，其中內、外二次風通道內均裝有固定葉片和動葉片。內、外二次風通道動葉片數量均為15個，以保證內、外二次風的旋轉。過渡風為直流，位置在一次風與內二次風之間起緩沖作用，推遲一次風與內二次風的混合，強化煤粉分級降低NOx生成。風粉混合管內加裝均流裝置和紡錘體，避免煤粉在風粉混合管彎頭處因離心力作用，出現分布不均的現象，并強化煤粉分級[13]。以B&WB-3048/26.15-M型超超臨界鍋爐為研究對象進行燃燒特性仿真。該鍋爐爐膛寬37.1 m，深16.3 m，高64 m，燃燒器分為3層，每層在前后墻各布置8只燃燒器，相鄰的燃燒器旋向相反。額定負荷下鍋爐配6臺磨輥式中速磨煤機，A、B、C、D、E磨煤機出力為78 t/h，F磨煤機備用，單只燃燒器瞬時給煤量為2.25 kg/s，燃盡風通入量為710 t/h，占總風量的21.5%。設計煤種為晉北煙煤，實際運行中煤粉細度R90為20%～30%，燃盡風噴口采用低NOx噴口。鍋爐結構如圖1所示，模擬工況及煤質特性見表1、2。

圖1 鍋爐結構示意與計算網格橫截面Fig.1 Structure diagram of boiler and calculation grid cross section

表1 計算工況運行參數Table 1 Operation parameters under calculation condition

2 燃燒特性數值模擬

2.1 燃燒器幾何模型及網格劃分

基于DRB-4Z型旋流煤粉燃燒器的實際尺寸，采用SpaceClaim軟件構建模型。鑒于該燃燒器結構復雜且多數機械部件對流場并無影響，因此對燃燒器結構做適當簡化，僅保留風粉混合管，過渡風管，內、外二次風管，固定葉片，動葉片和紡錘體。內二次風葉片角度為30°，外二次風葉片角度為50°，具體模型如圖2所示。為解決燃燒器出口與燃燒室入口之間數據連續問題，將燃燒器與燃燒室作為一個計算域，其中燃燒器區域采用非結構化網格，燃燒室區域采用結構化網格，以減少偽擴散對模擬結果的影響[14-15],具體網格如圖3所示，經網格無關性測試后確定網格總數為188萬個。

圖2 DRB-4Z型燃燒器尺寸及結構Fig.2 Size and structure of swirl pulverized coal burner of DRB-4Z

圖3 燃燒器和燃燒室中心截面網格Fig.3 Mesh of burner and central section of combustion chamber

表2 煤質分析Table 2 Proximate and ultimate analysis of coal

2.2 燃燒模型設置

采用Fluent軟件對求解區域進行計算，主要涉及煙氣湍流流動，煤粉燃燒、熱解、傳質等一系列復雜過程。由于旋流燃燒器的二次風處于強烈擾動狀態，因此采用包含旋流修正的Realiablek-ε方程模擬氣相的流動，采用考慮到煤粉輻射與散射的P1輻射方程模擬爐膛內輻射換熱，采用非預混燃燒模型模擬爐膛內氣相的燃燒[16]，采用雙競爭反應速率模型模擬煤粉中揮發分的析出，采用動力/擴散控制反映速率模型模擬煤粉中焦炭的燃燒，采用隨機軌道模型模擬煤粉顆粒運動。求解器采用壓力和速度耦合的SIMPLE算法，壓力項的離散采用PRESTO格式，其他項的離散格式采用二階迎風。計算過程中先獲得穩定的流場再耦合燃燒進行計算[17]。入口邊界條件為速度入口，一次風溫度為350 K，過渡風和內、外二次風溫度為650 K，出口邊界條件采用壓力出口,爐膛出口壓力為-80 Pa。

3 DRB-4Z型燃燒器流場分析

3.1 基礎工況下流場分析

基礎工況下燃燒器出口速度矢量圖如圖4所示?；A工況下煤粉顆粒經紡錘體分流后在燃燒器出口形成外濃內淡分布，有利于燃料分級，降低NOx生成。內、外二次風流經旋流葉片會產生徑向速度，在燃燒室內形成一股旋轉氣流。二次風風速高、壓力大，一次風與過渡風速度低、壓力低，在燃燒室內由于壓差作用使得旋轉的二次風向燃燒器出口壓力較低處流動，形成回流區?；亓鲄^的存在有利于卷吸高溫煙氣，保證煤粉穩定燃燒。

圖4 基礎工況下燃燒器出口的速度矢量圖Fig.4 Velocity vector graph of burner outlet under basic condition

3.2 一次風風速對流場的影響

一次風風速12、16、20 m/s時燃燒器出口的速度云圖如圖5所示。一次風風速12 m/s時，一次風剛度差，射流強度低，回流區在燃燒器出口開始，回流區范圍大、回流強度高。二次風卷吸高溫煙氣在燃燒器出口加熱煤粉，有利于煤粉著火，但由于一次風風速過低，可能導致煤粉著火點距一次風風口過近，造成回火、燃燒器結焦和損壞。一次風風速16 m/s時，回流區距離燃燒器出口一小段距離，回流區范圍明顯減小。一次風風速增至20 m/s時，一次風剛度、射流強度進一步增加，回流區遠離燃燒器出口，回流區范圍、強度進一步降低。回流區范圍與回流強度降低時，二次風卷吸高溫煙氣能力降低，可能導致煤粉在燃燒初期得不到足夠的熱量，不利于煤粉的著火和穩定燃燒。

結果顯示，回流的范圍和強度與一次風風速呈反比。實際運行中應綜合考慮煤種及負荷調整一次風風速，對于難燃煤可適當降低一次風風速，保證煤粉穩定燃燒。對于易燃煤可適當增加一次風風速，在保證煤粉穩定燃燒的條件下，防止燃燒器結焦。

3.3 內二次風風速及旋流強度對流場的影響

內二次風風速22、35 m/s時燃燒器出口的速度矢量圖如圖6所示。與基礎工況對比可知：降低內二次風風速時，一次風剛度、射流長度明顯增加，回流區范圍降低，回流區遠離燃燒器出口。增加內二次風風速時，一次風剛度、射流長度降低，回流區范圍增加，回流區靠近燃燒器出口。主要原因為內二次風風速增加時，其壓力隨之增加，內二次風與一次風間的壓差增加，內二次風向燃燒器出口回流強度增加，導致回流區范圍增加，回流區距燃燒器出口的距離降低。內二次風風速越小，一次風與二次風混合越遲，一次風中煤粉顆粒不易擴散到二次風中，使得煤粉在燃燒初期處于缺氧狀態，降低NOx生成，但煤粉處于缺氧環境不利于煤粉穩定著火，同時煤粉不完全燃燒生成的CO與H2S增加，形成還原性氣氛，降低灰熔融溫度，可能導致燃燒器附近結焦、水冷壁出現高溫腐蝕。最佳的內二次風風速應保證在燃燒器出口處形成穩定的回流區，既要保證煤粉穩定燃燒又要保證適當的缺氧環境，降低NOx生成。

圖6 不同內二次風速下燃燒器出口的速度矢量圖Fig.6 Velocity vector graph of burner outlet under different internal secondary air speeds

旋流強度是描述旋轉程度的重要參數，旋流強度影響燃燒室中流場的流動形態，對于軸向直葉片旋流強度[18]可表示為

式中，S為旋流強度；R1為旋流葉片外側圓半徑；R為旋流葉片內側圓半徑；α為葉片開度。

以內二次風動葉片開度為30°、40°、50°，即旋流強度分別為0.52、0.75、1.07時討論旋流強度對流場的影響。

內二次風動葉片開度50°時基礎工況下的速度云圖如圖7所示，內二次風動葉片開度分別為30°、40°、50°時基礎工況下燃燒器出口處的速度衰減曲線如圖8所示。當內二次風旋流強度由0.52增至1.07時，一次風最大回流速度由2 m/s增至4 m/s，回流區距燃燒器出口距離由4 m降至2 m。旋流強度增加使內二次風旋轉更加劇烈，回流區范圍增加，一次風軸向速度降低，徑向速度增加，一次風與內二次風的混合提前。

圖7 旋流強度1.07下燃燒器出口的軸向速度云圖Fig.7 Axial velocity contour of burner outlet at swirl intensity of 1.07

圖8 內二次風旋流強度對一次風軸向速度的影響Fig.8 Influence of internal secondary air swirling intensity on axial velocity of primary air

對于難燃煤種可適當增加內二次風風速和內二次風旋流強度，保證回流區卷吸足夠的高溫煙氣及時加熱煤粉。對于高揮發分的易燃煤種可適當降低內二次風風速與旋流強度，在保證煤粉穩定燃燒條件下推遲一次風與內二次風的混合，使煤粉在燃燒初期處于缺氧環境，以降低NOx生成[19]。

3.4 外二次風風速對流場的影響

外二次風風速28、36 m/s時燃燒器出口的速度矢量圖和外二次風風速對一次風軸向速度的影響分別如圖9、10所示。由圖9可知，外二次風風速由28 m/s增至32 m/s時回流區范圍明顯增加。由圖10可知，當外二次風風速增至36 m/s、軸向速度降為0時，距燃燒器出口距離降為2.5 m，即外二次風風速增加時回流區距燃燒器出口的距離降低。外二次風對于回流區位置和范圍的影響與內二次風相似。增加外二次風風速回流區范圍增加、回流區距燃燒器出口距離降低。但由于外二次風的流量大且外二次風通道內的旋流葉片開度大、旋流強度大，使得外二次風旋流更加劇烈。

圖9 不同外二次風速下燃燒器出口的速度矢量圖Fig.9 Velocity vector graph of burner outlet under different external secondary air speeds

由圖10可知，外二次風風速增加時一次風軸向速度加速衰減，即一次風剛度降低，射程降低。主要原因為一次風射入爐膛后，由于黏性力作用使一次風外側部分隨二次風發生旋轉，當外側的一次風發生旋轉時，其軸向速度降低，外側氣流會拉動內側氣流的軸向速度衰減，造成一次風風速降低。

圖10 外二次風速對一次風的軸向速度的影響Fig.10 Influence of external secondary wind speed on axial velocity of primary air

4 DRB-4Z燃燒器燃燒特性

4.1 模擬值與現場測量數據比較

為驗證模擬結果的準確性，將基礎工況下的模擬結果與現場測量結果進行比較。在額定負荷下爐膛出口過量空氣系數為1.13,現場測量結果為:爐膛出口煙溫1 286 K、平均O2體積分數2.94%，模擬得到爐膛出口平均煙氣溫度為1 184 K、平均O2體積分數為3.11%。爐膛出口煙溫模擬值與現場測量結果偏差7.93%，爐膛出口O2體積分數模擬值與現場測量結果偏差5.78%，認為數值模擬結果可以合理反映爐膛內燃燒特性。

4.2 溫度與流場分布

爐膛中心截面的溫度分布和爐膛中心截面的速度分布如圖11所示。由圖11(a)可知，火焰在爐膛內充滿度較好，火焰沿中心面呈對稱分布，左右兩側溫度分布基本相同。二次風卷吸高溫煙氣在燃燒器出口處加熱煤粉，使煤粉及時著火并形成高溫區。下層高溫煙氣受熱上升，使中上層燃燒器區域的溫度高于下層燃燒器區域，爐膛最高溫度可達1 900 K。由于爐膛中心處于嚴重缺氧狀態，造成煤粉在爐膛中心不能充分燃燒，爐膛中心處溫度略低于兩側。由圖11(b)可知，煙氣在爐膛內可形成理想流場，下層燃燒器區域溫度相對較低，煙氣黏度低、剛度好，可射流至爐膛中心。上層燃燒器區域的煙氣會受到高溫影響，使煙氣黏性增加，煙氣耗散更迅速。受下層煙氣受熱上升及爐膛出口負壓的影響，煙氣在上層燃燒器區域的速度方向主要為豎直向上且無明顯偏斜[20]。

圖11 爐膛中心截面的溫度和速度分布Fig.11 Temperature field and velocity field distribution in the central section of the burner

4.3 O2分布

爐膛中心截面O2體積分數分布如圖12所示。由圖12可知，主燃區處于嚴重缺氧狀態且缺氧的區域與高溫區基本保持一致，由于二次風卷吸高溫煙氣加熱煤粉，煤粉中揮發分和固定碳相繼燃燒，消耗大量O2，同時釋放熱量，形成高溫區。為減少NOx生成，主燃區的過量空氣系數僅為0.85，加劇了主燃區的缺氧狀態。燃盡區O2體積分數較高而溫度較低，因此通入燃盡風可在維持低NOx排放的前提下使未燃盡的可燃物充分燃燒。

圖12 爐膛中心截面的O2體積分數分布Fig.12 O2 volume concentration distribution in the central section of the burner

4.4 CO與H2S分布

爐膛中心截面CO、H2S體積分數分布如圖13所示。由圖13可知，CO、H2S主要集中在燃燒器出口附近，且2種氣體的體積分數分布基本相同。由于DRB-4Z型燃燒器采用分級燃燒，將煤粉燃燒所需的空氣分級送入爐膛，導致煤粉在燃燒器出口區域不完全燃燒，形成高CO、H2S體積分數的還原性氣氛。在還原性氣氛下灰熔融溫度降低，易造成水冷壁結焦，且該燃燒器在風粉混合管內加裝紡錘體，使煤粉在燃燒器出口形成外濃內淡分布，加劇煤粉不完全燃燒。隨著煤粉與二次風充分混合，CO、H2S完全燃燒，體積分數迅速下降。

圖13 爐膛中心截面的CO、H2S體積分數分布Fig.13 CO，H2S volume concentration distribution in the central section of the burner

5 結 論

1)DRB-4Z型旋流煤粉燃燒器回流區范圍、強度與一次風風速呈反比，與內、外二次風風速，旋流強度呈正比，回流區距燃燒器出口距離、一次風剛度與一次風風速呈正比，與內、外二次風風速、旋流強度呈反比。

2)在額定負荷下,DRB-4Z型燃燒器一次風風速為16 m/s時流場分布較好;當一次風風速超過20 m/s時回流強度過低,不利于煤粉燃燒;當一次風風速低于12 m/s時，一次風射流強度低，煤粉著火點距離燃燒器出口過近，不利于燃燒器安全運行。

3)DRB-4Z型燃燒器可通過改變內二次風通道內動葉片角度改變旋流強度，內二次風旋流強度保持在0.75時流場分布較好，此時回流區距燃燒器出口距離為2.5 m，最大回流速度2 m/s。當內二次風旋流強度超過1.07時，一次風剛度差、一次風與內二次風混合早，NOx生成量增加。

4)采用DRB-4Z型旋流煤粉燃燒器的鍋爐可在爐膛內形成良好的流場及溫度場。下層燃燒器區域煙氣溫度較低，氣流剛度較好，上層燃燒器區域受高溫煙氣上升的影響，導致煙氣溫度高，氣流剛度差。

5)DRB-4Z型旋流煤粉燃燒器采用分級燃燒，粉煤在主燃區處于嚴重缺氧狀態，CO、H2S在燃燒器出口附近大量生成，當CO、H2S與二次風充分混合后會被迅速氧化，體積分數降低。