600 MW鍋爐偏轉二次風系統爐內流動和NOx排放特性

四角切圓燃煤鍋爐在我國得到廣泛應用，但隨鍋爐容量增大，切圓燃燒鍋爐爐膛出口扭轉殘餘導致的爐膛出口煙氣煙速及煙溫偏差大，使受熱面超溫爆管趨勢增加。而煤質變化幅度較大時，爐內流場配合不當，又會發生結渣事故。隨環保要求的日益嚴格，大型鍋爐的NOx排放特性也逐漸得到重視。
為解決大型四角切圓燃燒鍋爐的以上問題，提出了爐內偏轉二次風系統，其基本原理是將部分或全部二次風偏離一次風，在一次風和爐膛水冷壁之間形成一層風膜，達到風包粉的效果，實現爐內防結渣的目的。為解決爐膛出口煙速和煙溫偏差問題，往往將爐膛下部的二次風正切，而將爐膛上部的二次風和燃盡風反切消旋。以上布置配合大型鍋爐中的燃盡風系統，構成了爐內水平方向和高度方向的分級燃燒。實際使用表明，偏轉二次風設計運行合理時，能達到穩燃、防結渣和降低爐膛出口煙速、煙溫偏差的效果，但設計不當時，不但得不到以上效果，而且造成爐內燃燒惡化、結渣嚴重、水冷壁磨損等問題。
本文通過對某600 MW鍋爐進行的冷熱態多工況試驗，摸索偏轉二次風系統的爐內空氣動力特性和熱態運行特性，採用數值計算對該爐爐內流動、傳熱、燃燒和氮氧化物生成過程進行模擬，並將模擬結果與試驗結果比照，為大型電廠鍋爐採用偏轉二次風系統的設計和運行提供參考。
2　研究對象介紹
某600 MW四角切圓煤粉鍋爐為亞臨界、一次再熱控制循環汽包鍋爐，爐膛尺寸（19558 mm×16 432．5 mm）。爐膛四角布置切向擺動式燃燒器，燃燒器可在上、下方向±20°範圍內擺動，以調節再熱汽溫。滿負荷條件下投用A－E層一次風，F層一次風備用。
鍋爐爐膛結構和燃燒器結構如圖1所示，原設計燃燒器安裝角度如圖1（c）中所示，一二次風以相同切角噴入爐內，在爐內形成一個直徑為1600 mm的切圓。投運以來存在爐膛出口煙速、煙溫偏差嚴重，易結渣等問題，採用二次風偏轉技術進行了改造，一次風安裝角度不變，二次風AB、BC、CD、DE層按設計切圓旋轉方向正向偏轉17°，而二次風EF、FF反向偏轉1 7°，燃盡風OFA、OFB反向偏轉23．5°。
3　數值模擬方法
切圓燃燒鍋爐中，氣流從四角噴口噴入，在爐膛內形成了旋渦，爐內流動已接近強旋流動的範圍，採用最常用的標準k－ε方程模擬爐內流動存在著困難。而拋棄湍流粘性係數的概念，應用直接求解雷諾應力的應力模型比較理想，但其工作量巨大，尚難以得到工程上的廣泛應用^［¹^］。本文應用RNGk－ε模型對爐內流動進行數值模擬，其具體模型和方法可參考文［2］。
採用蒙特卡洛方法模擬爐內輻射換熱，並用有限差分方法計算對流換熱和導熱，獲得爐內溫度場分佈。採用拉格朗日方法處理氣固兩相間的作用，隨顆粒在爐內的運動軌跡計入顆粒的燃燒過程，採用脈動頻譜隨機軌道模型^［³^］（FSRT模型〕考慮顆粒的湍流耗散，顆粒燃燒過程包括煤粉熱解模型、碳的非均相反應模型、氣相湍流燃燒等。將流動、傳熱和燃燒的計算過程耦合計算，獲得不同工況下的爐內流場、溫度場、氣相場和煤粉燃燒規律。通過後處理方法^［⁴^］計算爐內NOx的生成量，其中熱力NOx按澤爾多維奇機理計算，而燃料NOx的計算採用的是文［5］［6］［7］提出的模型，考慮了揮發分NOx和焦炭NOx的生成及爐內NOx的還原機理。
4　冷模和冷爐試驗
對圖1所示鍋爐按比例縮小建立冷態模化試驗台架，對二次風同方向反切或一次風同方向反切工況進行冷模試驗和數值模擬，獲得爐內相對切圓直徑與正反向（順時針方向為正向，逆時針方向為反向）旋轉氣流的理論動量矩之比Φ^［⁸^］之間的關係。文［8］的試驗和數值模擬結果表明，在Φ＜1．2時，隨Φ的增加爐內逆向旋轉切圓直徑不斷減小，而Φ＞2時，切圓變為順時針方向旋轉，並隨Φ的增加切圓直徑不斷增加，Φ＝1．2～2．0間可視為過渡區。

但對於下部二次風正切，上部二次風反切的圖1（c）所示的二次風偏轉系統，爐內相對切圓與Φ的關係並不同於文［8］的結論。冷爐試驗表明，在原燃燒器安裝角度下，爐內相對切圓直徑為0．5左右，而圖1（c）所示改造方案條件下，Φ＝0．488 6，由文［8］結論可知爐內切圓應小於原設計工況，但冷爐試驗結果並非如此，見圖2。爐內切圓比未改造前明顯增加，特別是A層切圓直徑增加明顯，但爐膛出口扭轉殘餘比改造前有所好轉。
5　數值模擬結果
（1）爐內空氣動力結構
圖3（a）（b）示出了改造前後A層一次風截面流場數值模擬結果，可見由於下部二次風正切，而一次風二次風噴口間間距很小，動量攜帶的結果導致一次風標高處氣流切圓也明顯增大，氣流幾乎貼牆，與冷爐試驗結果吻合，可能會帶來水冷壁磨損和結渣問題。圖3（c）示出了爐膛出口截面流場，說明儘管上部二次風和燃盡風反切減弱了扭轉殘餘，但其絕對值仍然不小。

（2）爐內溫度場
圖4示出了600 MW負荷下某燃燒器層橫截面溫度場，可見由於對流的存在，燃燒器附近區域溫度可高達1 500℃以上，可保證燃燒器出口一次風良好著火。

（3）顆粒運動軌跡
圖5示出了改造后運行工況下典型顆粒（20μm，50μm，90μm）在爐膛橫截面上的投影圖，可見儘管二次風大角度正切，但爐內顆粒並無明顯的刷牆現象，這一結論在鍋爐實際運行中得到論證，體現為鍋爐無明顯結渣和水冷壁磨損現象發生。

（4）氣固相燃燒和NOx生成模擬
圖6示出了改造后燃燒器截面的O₂和NOx體積濃度分佈，可見在燃燒器區域附近，由於揮發分大量析出，揮發分中氮成分被迅速氧化成HCN等中間產物，並進一步轉化成NO，該區域NO濃度大致在600μL／L～800μL／L。計算獲得的爐膛出口的NOx排放濃度為418μL／L，而熱態實爐測得為423．5μL／L（均折算到6％氧量）。爐膛高度方向的NOx體積濃度分佈見圖7，可見由於燃盡風的存在，NOx明顯存在一個谷值。

6　結論
（1）大型四角切圓燃燒鍋爐採用下部二次風正切，上部二次風和燃盡風反切，能起到一定的減輕爐膛出口扭轉殘餘效果，並且能在爐膛水冷壁附近形成高氧環境，有利於防止結渣。
（2）對於下部二次風正切，上部二次風和燃盡風反切的偏轉二次風系統，由於正切二次風的存在，爐內切圓明顯增大，並且爐膛下部燃燒器出口氣流貼牆嚴重，設計和運行中應充分予以注意。
（3）由二次風同方向反切或一次風同方向反切工況得出的正反向旋轉氣流的理論動量矩比Φ與爐內切圓的關係並不適合於下部二次風正切，上部二次風和燃盡風反切的偏轉二次風系統，表現為儘管反切動量的存在，且Φ＝0．488 6，但爐內切圓仍然很大，爐膛出口也存在相當扭轉殘餘，有必要進一步增大Φ值。
（4）採用數值模擬對爐內流場進行了模擬，結果表明採用RNGK－ε模型模擬四角切圓爐內流場可行，結果令人滿意。

（5）計入對流的蒙特卡洛方法對爐內換熱進行模擬的結果與試驗比較基本吻合。在流場和溫度場計算基礎上結合爐內顆粒運動過程和燃燒過程的計算結果獲得了爐內的燃燒、污染物生成的規律，與試驗結果比較也是真實可信的。
（6）下部二次風正切，上部二次風和燃盡風反切的偏轉二次風系統，由於二次風對一次風的牽引作用，設計不當時，會導致一次風刷牆，應予以重視，通過試驗和數值模擬手段進行正確的參數選取。