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張小桃，黃勇，趙偉，李柯穎，段佛元
（華北水利水電大學(xué)電力學(xué)院，河南鄭州450011）
[摘要]為了研究分離式燃盡風(fēng)（SOFA）水平擺動(dòng)形成反切角度對(duì)生物質(zhì)氣與煤粉混燃切圓鍋爐出口速度偏差和溫度偏差的影響，基于Fluent模擬軟件搭建了純煤摻燒松木氣模型，對(duì)某電廠330MW機(jī)組摻燒10%松木氣的燃煤鍋爐SOFA不反切、反切10°、反切15°、反切20°等4種工況的燃燒過程進(jìn)行數(shù)值模擬，分析不同工況下主燃燒區(qū)、折焰角、爐膛出口的速度場(chǎng)、溫度場(chǎng)的分布特征。結(jié)果表明：在主燃燒區(qū)，SOFA反切對(duì)其流場(chǎng)影響較小；當(dāng)SOFA開始反切時(shí)，折焰角殘余切圓消失，流場(chǎng)趨于均勻，有效削弱了煙道的殘余旋轉(zhuǎn)，出口煙氣速度偏差和溫度偏差明顯降低；當(dāng)SOFA反切角度達(dá)到15°，出口左右側(cè)速度偏差比和溫度偏差比達(dá)到最低，其中心溫度集中在其中心區(qū)域，速度場(chǎng)和煙氣溫度場(chǎng)的均勻性最好；當(dāng)SOFA反切角度增大到20°時(shí)，出口煙速偏差比和煙氣溫度偏差比有所增大，其中心溫度開始向其右側(cè)偏移，速度分布和溫度分布的均勻性下降。因此，最佳的SOFA水平擺動(dòng)形成的反切角度為15°。
四角切圓燃煤鍋爐在水平煙道處常常存在方向朝上的煙氣氣流殘余旋轉(zhuǎn)，造成了在爐膛出口左右兩側(cè)的煙氣溫度與煙氣速度的不均勻性分布，而且會(huì)降低碳的燃盡率，還會(huì)引起爐膛上部的大屏換熱器超溫爆管。有學(xué)者認(rèn)為導(dǎo)致爐膛出口左右煙氣溫度分布不均勻的最主要原因是爐膛主燃燒器上部的氣流殘余旋轉(zhuǎn)[1-2]。目前，對(duì)降低爐膛出口氣流殘余旋轉(zhuǎn)的研究較多。文獻(xiàn)[3-4]基于Fluent軟件對(duì)切圓鍋爐出口殘余旋轉(zhuǎn)的模擬結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較，驗(yàn)證了模擬的正確性，通過改變?nèi)紵鲊娚浜推脷饬鞯慕嵌鹊瓤山档蜖t膛出口的殘余旋轉(zhuǎn)；文獻(xiàn)[5]得出了改造前墻及重新布置過熱器能較好降低爐膛出口熱偏差；文獻(xiàn)[6]通過降低上層一次風(fēng)量，增加上層二次風(fēng)量使?fàn)t膛出口溫度偏差從74℃降至34℃；文獻(xiàn)[7]發(fā)現(xiàn)了二次風(fēng)反切能明顯降低切圓鍋爐出口煙氣分布不均勻性，但削弱了爐內(nèi)氣流的旋轉(zhuǎn)動(dòng)量；文獻(xiàn)[8]認(rèn)為一次風(fēng)反切能有效地降低水平煙道處煙氣的殘余旋轉(zhuǎn)，但一定程度上影響了主燃燒區(qū)的穩(wěn)定燃燒；文獻(xiàn)[9]得出了燃盡風(fēng)反切角度在15°時(shí)，爐膛出口煙氣分布最為均勻；文獻(xiàn)[10]研究了生物質(zhì)氣與煤粉混燃鍋爐的燃燒特性，但目前針對(duì)其出口煙氣分布不均勻性的研究較少。
針對(duì)生物質(zhì)氣與煤粉混燃四角切圓燃煤鍋爐爐膛出口煙氣存在不均勻性分布的問題，本論文基于摻燒10%生物質(zhì)氣的330MW四角切圓燃煤鍋爐，模擬分析其分離式燃盡風(fēng)（SOFA）反切角度對(duì)爐膛出口煙氣殘余旋轉(zhuǎn)及其不均勻性分布的影響，為生物質(zhì)氣的合理利用以及降低其與煤粉混燃四角切圓燃煤鍋爐爐膛出口煙氣分布不均性提供理論依據(jù)。
1生物質(zhì)氣與煤粉混燃過程理論基礎(chǔ)
目前降低爐膛出口煙氣不均勻性分布的主要措施有：優(yōu)化爐膛結(jié)構(gòu)、燃燒器水平擺動(dòng)布置和鍋爐運(yùn)行調(diào)整等，其中調(diào)整燃燒器水平擺動(dòng)布置在實(shí)際運(yùn)行中應(yīng)用最為廣泛。本論文也是基于該消旋措施對(duì)摻燒生物質(zhì)氣的四角切圓燃煤鍋爐出口存在的煙氣不均勻性分布進(jìn)行模擬研究。
燃煤鍋爐摻燒生物質(zhì)氣進(jìn)行耦合發(fā)電流程是，將生物質(zhì)原料通過送料系統(tǒng)送入氣化爐并在爐內(nèi)進(jìn)行不完全燃燒，發(fā)生氣化反應(yīng)，主要生成CO、H2和CH4等可燃合成氣，經(jīng)過凈化后的可燃合成氣被送入鍋爐與煤粉混合燃燒。
1.1研究對(duì)象
以某電廠SG-1117/17.5-M749型亞臨界330MW機(jī)組自然循環(huán)鍋爐為研究對(duì)象，該鍋爐爐膛采用四角切圓燃燒方式，其截面尺寸為15390mm×13640mm（寬×深），主燃燒器高11m，共配有14層噴口，其中5層一次風(fēng)噴口、1層生物質(zhì)氣噴口和8層二次風(fēng)噴口，距主燃燒器最上一層二次風(fēng)噴口上方5m處布置3層緊湊式SOFA噴嘴。鍋爐結(jié)構(gòu)和燃燒器布置如圖1所示。
1.2邊界條件設(shè)置
選取摻燒比為10%的松木合成氣與義馬煙煤在爐膛進(jìn)行混合燃燒，其中，松木氣成分基于AspenPlus模擬平臺(tái)根據(jù)松木特性模擬獲得[11]，煤質(zhì)分析結(jié)果和松木合成氣特性分別見表1和表2。用松木氣替代部分煤粉由最下層噴口噴入，易燃的松木氣替代了煤粉的裂解過程，降低了煤粉的著火高度，并且單位時(shí)間內(nèi)松木氣燃燒釋放的熱量低于煤粉的低位熱值，松木氣流速較一次風(fēng)會(huì)增大，而爐膛最高溫度有所降低，降低了熱力型NOx和燃料型NOx的生成，有助于出口NOx的減排[12]。一次風(fēng)、二次風(fēng)和SOFA的入口截面定義為速度進(jìn)口，爐膛出口截面定義為壓力出口，壓力為–100Pa。模擬工況均為滿負(fù)荷工況，均采用20%燃盡風(fēng)率，過量空氣系數(shù)選取1.2。對(duì)切圓燃煤鍋爐摻燒生物質(zhì)氣模擬分析中發(fā)現(xiàn)，爐膛出口煙氣存在速度和溫度偏差，對(duì)此采取了SOFA反切消旋的解決方案。
1.3生物質(zhì)氣摻燒過程
1.4爐膛出口煙氣分布不均勻性分析
四角切圓燃燒鍋爐在未采取消旋措施下出口煙氣常常存在速度偏差和熱偏差，從爐膛四角射入的氣流會(huì)在爐膛中心形成切圓，旋轉(zhuǎn)的氣流會(huì)不斷地卷吸周圍的介質(zhì)使燃料和空氣在主燃燒區(qū)域充分混合，并提供很好的燃燒氛圍；同時(shí)，在均等配風(fēng)的方式下，旋轉(zhuǎn)燃燒的氣流會(huì)促進(jìn)噴口周邊煤粉的著火，提高了煤粉的著火穩(wěn)定性，并且呈螺旋狀的燃燒煙氣隨著爐膛的高度上升至爐膛出口，在這個(gè)過程中加長(zhǎng)了煤粉在爐膛的停留時(shí)間，加強(qiáng)了粉煤的燃盡。這種燃燒方式雖然在主燃燒區(qū)的旋轉(zhuǎn)氣流會(huì)隨著爐膛高度的上升，其旋轉(zhuǎn)強(qiáng)度會(huì)減弱并逐漸趨于均勻，但在水平煙道和爐膛出口仍然存在煙氣流的殘余旋轉(zhuǎn)[13]。當(dāng)主燃燒區(qū)氣流切圓為逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)時(shí)，在水平煙道處仍存在逆時(shí)針的殘余旋轉(zhuǎn)，爐膛出口右側(cè)煙速高于左側(cè)，其水平煙道煙氣速度偏差形成原理如圖2所示[14]。其中，v0為爐膛寬度方向的速度，v1為引風(fēng)機(jī)作用下的牽引速度，v2為在水平煙道處v0和v1的合速度。因此理論分析認(rèn)為造成爐膛出口煙氣速度偏差的根本原因是，在其出口處存在煙氣殘余旋轉(zhuǎn)；反之則左側(cè)高于右側(cè)。
雖然在爐膛頂部布置的大屏換熱器會(huì)對(duì)從爐膛出來的旋轉(zhuǎn)氣流起到一定的分流和消除作用，但由于其數(shù)量少且布置不夠合理對(duì)水平煙道氣流殘余旋轉(zhuǎn)的消除程度有限，所以氣流殘余旋轉(zhuǎn)會(huì)造成水平煙道煙速分布的不均勻性。當(dāng)煙氣通過等距離的水平煙道時(shí)，相比高煙速氣流，煙速低的氣流花的時(shí)間更長(zhǎng)，單位質(zhì)量煙氣釋放的熱量更多，煙氣溫度更低。因此，爐膛出口的煙速偏差會(huì)引起煙氣溫度偏差，煙速較大的一側(cè)煙氣溫度也較高。
1.5各項(xiàng)燃燒特性參數(shù)的定義
為了進(jìn)一步描述SOFA反切對(duì)爐膛出口左右側(cè)煙氣速度場(chǎng)的影響，根據(jù)文獻(xiàn)[15]，本文引入了平均速度偏差比Z來描述爐膛出口截面左右側(cè)煙氣平均速度偏差。
1.6反切方案的確定
為了降低爐膛出口的殘余旋轉(zhuǎn)，利用部分燃燒器反切達(dá)到消旋效果的主要措施有：1）一次風(fēng)反切技術(shù)，雖適用于難燃燒的劣質(zhì)煤大容量鍋爐，但一次風(fēng)動(dòng)量較小，對(duì)降低爐膛出口氣流殘余旋轉(zhuǎn)的效果有限；2）二次風(fēng)反切技術(shù)，二次風(fēng)速通常相對(duì)較大，雖能有效降低爐膛出口的氣流殘余旋轉(zhuǎn)，但是會(huì)對(duì)爐膛出口的飛灰顆粒和煙氣溫度造成一定的影響；3）燃盡風(fēng)反切技術(shù)，由于燃盡風(fēng)風(fēng)溫較低、速度相對(duì)較大及通常布置在距離爐膛出口較近的燃燒器最上方，采用恰當(dāng)?shù)姆辞薪嵌冗M(jìn)行燃盡風(fēng)反切，不僅實(shí)現(xiàn)了空氣分級(jí)，降低出口NOx的質(zhì)量濃度，還能有效地降低爐膛出口的氣流殘余旋轉(zhuǎn)。本文以燃盡風(fēng)不反切燃燒工況為參照工況（工況1），對(duì)混燃鍋爐擬設(shè)置10°（工況2）、15°（工況3）和20°（工況4）等3種不同SOFA反切角度工況，比較分析不同工況下混燃鍋爐出口煙氣溫度和煙速分布，從而確定最佳的SOFA反切角度。其反切示意如圖4所示，其中β為SOFA反切角度。各工況模擬的初始參數(shù)見表3。
2結(jié)果及分析
2.1 SOFA水平擺動(dòng)對(duì)主燃燒器區(qū)速度場(chǎng)的影響
在不同SOFA反切工況下，對(duì)主燃燒區(qū)最下層松木氣、最上層二次風(fēng)及燃盡風(fēng)的速度場(chǎng)進(jìn)行對(duì)比分析，其各速度場(chǎng)隨爐膛高度分布如圖5所示。
降低出口煙氣分布不均勻性時(shí)，首先要保證SOFA反切對(duì)主燃燒區(qū)流場(chǎng)穩(wěn)定性的影響較小，而SOFA噴口距主燃燒區(qū)較遠(yuǎn)，在主燃燒區(qū)形成的氣流向上流動(dòng)，因此在理論分析上SOFA水平擺動(dòng)不會(huì)對(duì)主燃燒區(qū)流場(chǎng)造成明顯的影響。從圖5可知：在主燃燒區(qū)，由于松木氣射流強(qiáng)度低于煤粉射流強(qiáng)度，相比于煤粉切圓直徑，松木氣切圓直徑有所增大[17]，但松木氣與粉煤在主燃燒區(qū)的混燃流場(chǎng)穩(wěn)定，且易燃的松木氣提高了爐膛下層煤粉的著火性；相比于不反切工況，由于SOFA反切降低了燃盡風(fēng)區(qū)煙氣的順時(shí)針旋流強(qiáng)度，致使反切工況下燃盡風(fēng)切圓直徑有所增大，但主燃燒區(qū)最下層松木氣和最上層二次風(fēng)切圓直徑變化不大，且其整體速度分布均較為相似。由此可知，SOFA水平擺動(dòng)不會(huì)對(duì)主燃燒區(qū)流體速度場(chǎng)造成明顯的影響。
2.2 SOFA水平擺動(dòng)對(duì)主燃燒區(qū)溫度場(chǎng)的影響
圖6為不同SOFA反切工況下爐膛寬度中心截面上煙氣溫度和爐膛水平截面上煙氣平均溫度沿爐膛高度分布。由圖6可知：在最下層松木氣區(qū)，由于松木氣發(fā)熱量相對(duì)煤粉較小，導(dǎo)致局部煙氣溫度偏低，隨著松木氣與煤粉混燃向上卷吸，煙氣溫度逐漸升高；在主燃燒區(qū)中上部，由于大量的煤粉和空氣噴入并劇烈燃燒，煙氣溫度升高至峰值，隨后由于煤粉質(zhì)量濃度的降低以及無氧供給，煙氣溫度開始降低；但在燃盡風(fēng)區(qū)，由于大量冷空氣再次噴入致使未燃盡的煤粉繼續(xù)燃燒并釋放熱量，煙氣溫度再次上升至第二個(gè)峰值，其中，SOFA反切工況峰值低于不反切工況，這是因?yàn)镾OFA反切降低了燃盡風(fēng)區(qū)焦炭與空氣的混合程度，影響了煤粉充分燃燒；沿爐膛出口，由于熱量的傳遞，煙氣溫度逐漸降低。由圖6e)可知，SOFA反切對(duì)主燃燒區(qū)煙氣溫度影響不明顯，且整體溫度沿爐膛高度分布一致。因此SOFA適當(dāng)反切對(duì)主燃燒區(qū)域的溫度場(chǎng)影響不大。
2.3 SOFA水平擺動(dòng)對(duì)爐膛出口煙氣分布不均勻性的影響
圖7為在不同的SOFA反切工況下折焰角水平截面和爐膛出口截面的煙氣速度場(chǎng)分布。由圖7可知：在不反切工況下折焰角處煙氣存在明顯的切圓，較大的殘余旋轉(zhuǎn)致使出口煙速偏差較大；當(dāng)SOFA開始反切時(shí)，折焰角前墻處的煙氣高速區(qū)逐漸減少且無明顯的切圓，這有利于水平煙道的流場(chǎng)均勻性；隨著反切角度增至15°時(shí)，前墻附近的煙氣高速區(qū)幾乎被消除，其流場(chǎng)分布更加均勻；當(dāng)反切角度為20°時(shí)，折焰角截面開始形成2個(gè)較明顯切圓，不利于折焰角處煙氣流場(chǎng)的均勻性。具體的出口截面煙氣速度參數(shù)如圖8所示。
從圖8a)可知：不反切工況的爐膛出口煙氣速度分布為左側(cè)煙速高而右側(cè)煙速低，左側(cè)最大煙速約為18m/s，右側(cè)最低煙速約為9m/s，左右側(cè)存在較大的速度偏差，因此可知出口流場(chǎng)旋轉(zhuǎn)方向與爐膛氣流旋轉(zhuǎn)方向相同，模擬結(jié)果與理論分析相符；當(dāng)SOFA開始反切時(shí)，出口煙速曲線趨于平緩，左右側(cè)速度偏差減小，說明SOFA反切能有效降低煙道處的殘余旋轉(zhuǎn)；隨著反切角度增至15°時(shí)，左側(cè)最大煙速約為13.5m/s，右側(cè)最低煙速約為10.7m/s，左右側(cè)速度偏差最小；反切15°時(shí)，出口截面左右側(cè)平均速度偏差比和最大速度偏差更接近于1，當(dāng)反切角度增至20°時(shí)，最大速度偏差變化不大，但平均速度偏差比開始增大。因此根據(jù)上述分析可知，當(dāng)SOFA反切15°時(shí)，出口截面煙氣速度分布最為均勻。
圖9為不同的SOFA反切工況下，折焰角水平截面和爐膛出口截面上的煙氣溫度場(chǎng)分布。
由圖9可知：在不反切工況下由于折焰角處未燃盡煤粉充分混合并穩(wěn)定燃燒，其截面溫度相對(duì)于反切工況偏高；在出口截面處，由于左右側(cè)煙速偏差，致使其溫度也存在偏差；當(dāng)SOFA開始反切時(shí)，由于粉煤的混合程度降低，折焰角截面煙氣溫度也隨之降低，出口截面中心溫度開始向其中心區(qū)域偏移；當(dāng)SOFA反切角度增至15°時(shí)，其截面高溫區(qū)進(jìn)一步降低，且出口截面中心溫度集中在其中心區(qū)域；當(dāng)反切角度增至20°時(shí)，折焰角截面高溫區(qū)再次降低，嚴(yán)重影響到煤粉的充分燃燒，出口截面中心區(qū)域向其右側(cè)偏移。具體出口截面煙氣溫度參數(shù)如圖10所示。由圖10可知：SOFA未反切時(shí)，爐膛出口中心溫度集中在其左側(cè)，左右側(cè)煙氣溫度偏差較大；當(dāng)SOFA開始反切且反切角度為15°時(shí)，出口截面中心溫度集中在其中心區(qū)域且其左右截面平均煙氣溫度偏差比最低，說明當(dāng)SOFA反切角度為15°時(shí)，出口左右截面煙氣溫度分布相比于其他2種反切工況更加均勻，而SOFA反切對(duì)出口截面最大溫度偏差影響較小，均在1.12左右。因此由圖9和圖10分析可知：當(dāng)SOFA反切角度為15°時(shí)為最佳反切角度，出口截面左右側(cè)平均煙氣溫度偏差最小，截面中心溫度聚集在其中心區(qū)域，煙氣溫度分布的均勻性最佳；相同工況下，出口左右截面速度偏差比大于其溫度偏差比，其最大速度偏差大于其最大溫度偏差。由此可知，同一工況下，出口煙氣溫度分布的均勻性較速度分布的均勻性更好。
3結(jié)論
1）相比于SOFA不反切工況，只改變SOFA水平擺動(dòng)角度，其各爐膛內(nèi)煙氣的速度場(chǎng)和溫度場(chǎng)沿爐膛高度變化的規(guī)律大體一致，主燃燒區(qū)流體燃燒受SOFA反切角度的影響較小。
2）在SOFA不反切工況下，折焰角截面存在明顯的殘余切圓，其整體煙氣溫度較高，隨著SOFA開始反切，其截面切圓消失，中心區(qū)域溫度逐漸降低，在不影響未燃盡煤粉的充分燃燒下，當(dāng)反切角度為15°時(shí)，出口截面流場(chǎng)均勻性最好。
3）隨著SOFA開始反切并增至15°時(shí)，出口截面左右側(cè)煙氣速度偏差比和其溫度偏差比最小，截面最大速度對(duì)其煙速分布影響較明顯，煙氣速度和煙氣溫度分布的均勻性最好；當(dāng)反切角度增至20°時(shí)，出口截面中心溫度開始向其右側(cè)偏移，且其左右側(cè)煙氣速度和煙氣溫度偏差有所上升，同一工況下煙氣溫度分布的均勻性要好于煙氣速度分布的均勻性。
4）綜合考慮松木氣與煤混燃切圓鍋爐出口煙氣存在的速度偏差和溫度偏差情況，在保證SOFA反切對(duì)主燃燒區(qū)和鍋爐安全運(yùn)行影響較小的前提下，本文選取15°作為最佳的SOFA反切角度。
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