云南颗粒燃烧器自动除渣
1000mw超超临界旋流燃烧锅炉稳燃特性数值模拟与优化
0  引言
  超超临界机组，由于蒸汽压力和蒸汽温度提高，热效率比国内现有机组平均水平提高近10%，目前国内、外1000 mw超超临界机组旋流燃烧锅炉基本上采用前后墙对冲燃烧方式。本文以引进型1000 mw超超临界ht-nr3燃烧器锅炉f国内第一台设计煤种为神华煤的1000 mw超超临界旋流燃烧锅炉1为研究对象。该锔炉燃烧器采用巴布科克·日立(babcoak hitachi k.k)先进火焰内nox还原(nox reduction，nr)技术。ht-nr3燃烧器单喷口分级燃烧方式，外浓内淡的煤粉分布有利于no。还原区的形成，使氮化物可快速转变成气相，还原性物质生成的峰值用于加速火焰内的no。还原。
前国内对此类型锅炉的燃烧特性已有初步试验研究，例如，方庆艳、胡志宏等对该类型锅炉磨煤机组合方式与no。的排放特性进行了相关的研烈1。2】，由于该类型锅炉计算复杂，对此类型锅炉整体燃烧特性的数值研究相对较少。以此为研究对象，充分理解该燃烧技术的燃烧特性，揭示该燃烧技术的流场和温度场特点，指导机组运行具有重要的意义。
    热态试验无法测出炉内温度场的变化情况，且工作量巨大‘3。4】；数值模拟可以详细地反映出炉内燃烧过程，己普遍用于炉内燃烧过程的研烈5。8】。本文采用数值模拟技术对所选锅炉燃烧过程进行计算，并将计算值与改进前后试验结果进行了比较，通过比较表明计算比较准确。
3小 结5 改造工况炉膛下层燃尽风喷口中心横截面；6改造工况炉膛上层燃风量的8%左右，主燃区过量空气系数较高，且一次风煤粉气流与二次风在燃烧器出口之前存在预混段，因此在燃烧器中心截面氧浓度含量高，风粉混合气流一经喷口流出大量煤粉剧烈燃烧，氧量沿炉膛高度迅速降低，但no浓度逐渐升高。沿烟气流程在下一级煤粉燃烧器截面附近由于新气流的补入，氧量波峰重现，但由于稀释作用喷口中心截面的no浓度反而出现波谷。由图7(c)可知，两种工况下作为燃烧中间产韧的co并不是在各层煤粉燃烧器中心截面达到峰值，而是沿烟气流程滞后约0.5 m的距离，即此处的还原性气氛强。由于基准工况下主燃区过量空气系数较大且受预混作用的影响，co浓度峰值两侧沿炉膛高度方向斜率较大，即强还原性气氛的区域较小，而改造工况将燃尽风的风率增至25%左右，主燃区的过量空气系数大大降低，此外lysc双区浓淡型低nox燃烧器特有的环形回流区，有效阻止了燃烧器出口一次风主气与二次风的过早混合，因此改造工况中燃烧器中心截面的氧浓度并不和基准工况下主燃区氧浓度的变化趋势相同位于波峰，而是位于一个波动周期内相对较低的位置，同时由于一次风主气煤粉维持较高浓度，燃烧初期严重缺氧致使大量的co及hcn等中间产物的生成，在喷口附近聚集，且在相当大的区域内保持了这种强还原性气氛。基准工况主燃区氧量充足且燃尽风喷口离上层煤粉燃烧器较近，在主燃区与燃尽风之间co浓度达到高值之后随即下降，并未在此区域形成大范围还原区，因此no浓度沿炉膛高度呈现正增长，直至燃尽风层附近稀释作用浓度略有下降，随后由于空气的补入，生成一定量的nox而使浓度缓慢升高，在炉膛高度50 m左右的位置浓度不再增加。改造工况通过舍理的燃烧及配风方式有效推迟了主气流与二次风的混合时机，强化了提前着火性能，使得煤粉燃烧尽快的进入还原区，因此热力型和燃料型nox的生成量均大幅降低，在省煤器出口no浓度(02%=6%)由566 mg/m3降为265 mg/m3，脱氮率高达53.2%。同时省煤器出口的co浓度较基准工况并未增加。此外，lysc双区浓淡型低nox燃烧器内浓外淡的煤粉分布形式和良好的空气动力场将煤粉气流局限在燃烧器轴向中心线附近，形成风包粉的态势，因此燃烧器喷口及壁面附近仍处于氧化性气氛中，不会增加高温结渣风险。云南颗粒燃烧器
1  模拟对象与计算方法
  模拟锅炉炉膛的宽、深、高分别为33.973 4 mx15.558 4 mx 64.600 m，为一次中间再热、超超临界压力变压运行的本生(benson)直流锅炉，单炉膛、平衡通风、固态排渣、兀型布置，额定蒸发量为3 033 t/h。设计煤种为神府东胜烟煤，设计及燃用煤质分析见表1（表中第一行为设计煤种，第二行为实燃用煤种1，锅炉配有6台中速磨煤机，对应6层共48只ht-nr3低no。煤粉燃烧器（兄图1），前墙对冲3层布置。主燃烧器区采用贫氧燃烧方式，额定负荷设计工况下该区过量空气系数为0.75～0.9;为保证煤粉在飞出炉膛前燃尽，在前、后墙各布置一层燃尽风和侧燃尽风喷口，其中每层2只侧燃尽风(sap)喷口，8只燃尽风(aap)喷口。aap与sap风的喷入使炉内过量空气系数终达到1.14。
2  数学模型及计算方法
2.1  计算区域及网格划分
    计算区域均采用非结构化四面体网格，对于全炉膛数值模拟，由于燃烧器区域流场变化比较剧烈，因而将整个炉膛在网格划分上分成燃烧器区域、上炉膛区域、燃尽风区域和下炉膛区域4部分，燃烧器所在区域网格划分得细密一些，保证燃烧器出口处一、二次风在不同的网格中[9-11]。另外将燃烧器出口附近轴向的网格数增加，以便于避免仂扩散的影响和更准确地模拟沿燃烧器出口区域的煤粉燃烧过程，上、下炉膛及燃尽风区域均采用向壁面逐渐加密的网格布置形式，以捕捉壁面附近各计算量的剧烈变化。经过网格精度无关化验证后，划分网格总数约12.86×l05，燃烧器改进前后结构及全炉膛燃烧器计算区域网格划分见图2。
(2)合理设计燃烧器周界风喷口截面积，保证燃烧器周界风量，降低燃烧器喷口金属温度。(3)优化燃烧器钝体板的结构，在煤粉喷嘴迎风面粘贴耐磨陶瓷，合理选择钝体板的材质，锅炉总风量提高钝体板的耐磨损强度，防止其脱落。┣━━━━━━━━━━╋━━━━━━━╋━━━━━━━━━━━━━━━━━┫
2.2数学与几何模型
  全炉膛数值模拟采用全尺寸几何模型，几何模型尺寸的选取做到与实物一致。数值模拟采用三维稳态计算，气相湍流流动的模拟采用可实现realizable k-6双方程模型，其统一形式为
  div(pv4)= div(/a)v4)+s4    (1)式中：矽为通用因变量；%为输运系数；&为源项；
p为气流密度；v为速度矢量。
  采用log-law壁面函数法对壁面附近进行处理；用p-l福射模型(p-l radiation model)计算辐射传热；采用单步反应模型计算挥发分释放；用混合分数概率密度函数(mixture-reaction/pdf)模拟气相湍流燃烧；焦炭燃烧采用动力／扩散控制燃烧模型，煤颗第8期    刘建全等：1000 mw超超临界旋流燃烧锅炉稳燃特性数值模拟与优化    21粒跟踪采用随机轨道(stochastic tracking)模型，粒径分布遵循rosin-rammler分布。入口按管道条件取值，出口按充分发展条件取值。
2.3边界条件及改进方案
  本文计算以额定负荷设计工况为基础，额定负荷设计工况下投入5层或6层燃烧器，本文计算额定负荷工况下投入a、b、c、d、e、f燃烧器，过量空气系数为1.14，锅炉给煤量为104 kg/s，其中一次风量为194.8 kg/s，二次风总量为733 kg/s，aap与sap总风量为276.7 kg/s，主燃区二次风量为456.5 kg/s。一次风温为350k，二次风温为619k(下文称为基础工况[12-14])。将改进以前的方案设为方案1，改进提出的3个方案分别称为方案2、方案3和方案4，内容见表2。
  表2燃烧器改进方案图4-次风喷口下部磨损3 燃烧器烧损原因2台机组投产后不久，时常发生燃烧器钝体板脱落进入排渣系统，随着锅炉运行时间的增加，锅炉燃烧火焰中心发生偏斜，锅炉左右侧主，再蒸汽温度出现偏差，2台空气预热器进口烟气温度也偏差2～7 k，不同制粉系统运行组合偏差程度不同，这与燃烧器的烧损，钝体板的脱落有直接关系。 除了电动或电动——气动控制部件。绝缘和安全控制部件，电气部份的继电器也是燃烧控制和监视设备的一部份。在设备的电气部份，为了完成开关装置，大约需要2800个继电器。由此可见，继电器和控制开关等这样一些电子技术元件的选择，对于设备运行的效率极为重要。
  tab.2  improvement program of the burner
方案    燃烧器结构说明
1燃烧器原始结构
2燃烧器外■次风喷u内侧扩l|轴向长度减小1/4燃烧器外■次风喷u内侧扩_角度减小190
3次风稳燃环及稳燃齿影响，大可减小量1
4燃娆器外—．次风喷l：】内侧扩【_】轴向长度减小1/2
3数值模拟结果及分析
3.1  全炉膛燃烧器温度场与流场特征综合分析
  为了便于比较，定义x、y、z分别为炉膛宽度、高度和深度，炉膛宽度中间位置为x轴0点、前墙位置为y轴0点、锅炉om为z轴0点。同时，将炉膛内不同截面进行定义，内容见表3。
过量空气系数为1.14，按照基础工况进行给粉和配风。3为该工况下，燃烧器原始结构与拟改进结构炉内截面4温度场。通过图3(a)、(b)可以看出，在旋转对冲流场的作用下，两者在截面1高度处，均形成了两排短宽火焰，炉膛温度场呈m型布置，温度场与流场表现出很好的协同性；随着高度的增加，
(a)方案1垂直截面温度场(b)方案4垂直截面温度场在截面2高度处炉膛中部，也就是双排火焰高温烟气交界处，越来越成为炉内的高温区，温度场与流场的协同性减弱；在截面3高度的位置，火焰高温度向炉膛中心位置靠近，在上升流场的作用下，高温区表现出向炉膛上方延伸的特性。对比图3(a)、
5 结语北疆电厂锅炉燃烧器的烧损问题，在百万千瓦等级机组同类型锅炉上有一定的代表性。经采取一系列措施后，通过近半年的运行实践，没有发现燃烧器再次烧损和钝体板脱落现象，同时对于同类型锅炉解决燃烧器烧损问题，加强和优化燃烧调整，提高锅炉运行的安全性和经济性都有借鉴意义。800mw锅炉旋流燃烧器空气动力场试验与数值仿真研究。 采用带旋流修正的realizable k-e双方程气相湍流模型结合标准壁面函数法(standard wallfunction)将壁面与炉内湍流核心区的物理量联系起来以对壁面区的流场进行计算。由于炉膛主要以辐射传热为主，因此选用比pl辐射模型适用范围更广、计算精度更高的离散坐标模型(discreteordinates)来考虑散射及气体与颗粒间辐射换热作用的影响[20]。随机轨道模型(stochastic tracking)用于追踪煤粉颗粒的运动轨迹[21-22]。挥发分的析出采用单步反虚模型(single-rate model)c23]并假定在此过程中煤粉颗粒的粒径保持不变，燃烧过程则采用以co作为中间产物的两步反应机理。焦炭燃烧选用
(b)可以发现，燃烧器改进后3层燃烧器煤粉着火迅速，燃烧器和炉膛区域温度升高，且烟气高温区向锅炉前后扩展明显。选取燃烧不稳定的下层燃烧器为研究对象，图4(a)、(b)为改进前、后炉内下层燃烧器中心处横截面（截面1）温度场。燃烧器改进后燃烧稳定性增强，火焰高温区明显向锅炉前后扩展，炉膛中心温度上升较快。下层炉前为中心给粉燃烧器，温度场与炉后燃烧器存在明显差异，常规燃烧器相比中心给粉燃烧器(图4(a)、(b)左侧燃烧器）温度场变化更为明显。
3.2  全炉膛燃烧器水平截面温度场特征分析
    图6(a)、(b)、(c)、(d)分别为燃烧器4个方案情况下，截面1温度场。选炉膛后墙燃烧器为研究对象，分析煤粉着火点，煤粉着火后温升速度，喷口周围温度及火焰高温度等影响着火稳定性的因素。方案1情况下，煤粉着火点距离一次风喷口339 mm，一次风喷口轴线距离400 mm处，烟气温度上升到1 335℃，燃烧器喷口周围区域距离水冷壁350 mm处温度为1 115℃，火焰高温度为1 587℃，火焰达到高温度及衰减速度较慢。方案2情况下，煤粉着火点距离一次风喷口328 mm，一次风喷口轴线距离400 mm处，烟气温度上升到1 395℃，燃烧器喷口周围区域距离水冷壁350 mm处温度为1 160℃，火焰高温度为1 615℃，煤粉着火及升温加快，喷口附近水冷壁处烟气温度升高。方案3情况下，煤粉着火点距离一次风喷口311  mm，离一次风喷口轴线距离400 mm处，烟气温度上升到1 430℃，燃烧器喷口周围区域距离水冷壁350 mm处温度为1 185℃，火焰高温度为第8期    刘建全等：1000 mw超超临界旋流燃烧锅炉稳燃特性数值模拟与优化    231 627℃，燃烧稳定性进一步增强。方案4情况下，煤粉着火点距离一次风喷口310 mm，一次风喷口轴线距离400 mm处，烟气温度上升到1 440℃，燃烧器喷口周围区域距离水冷壁350 mm处温度为1 210℃，炉膛高温度为1657℃，具有好的火焰稳定性，炉内火焰无明显偏斜现象。前墙燃烧器中心风筒结构与原始燃烧器结构不同（下文简称中心给粉与常规燃烧器），煤粉着火点距离稍大，火焰温度较高，变化趋势与后墙燃烧器相同。
密度pg=l.189kg/nm3，燃气压力p，=5300pa，空气压力pa=500pa，其中空气的密度为l.293kg/nm3，秸秆燃气用量lg=550kg/h，l。=0.128nm3/s，燃气温度t。=20。c，空气预热温度t。=20。c，过剩空气系数取a=l.l。v=0.0476[0.5c0+0.5h2+1.5hzs+∑(m+4 )cmhl]一0zl=0.95762m3/m3(3)2.2燃烧器主要技木参数的确定已知秸秆燃气热值h1=ll27.21kcal/nm3。 组合阀打开后，先是吹扫蒸汽打开，随着打开程度的增加，吹扫蒸汽关闭，雾化蒸汽和油打开。
  通过以上数据可以看出，减小燃烧器外二次风内扩口角度及轴向长度，燃烧器稳燃特性均具有增强趋势。对比后还发现，与改变二次风扩口角度相比，改变二次风扩口轴向长度对燃烧器出口温度场变化的影响要强一些，原因为受到内二次风稳燃环及稳燃齿的影响，外二次风内扩口角度的减小受到限制。另外，燃烧器实际运行过程中旋转外二次风能够提前对内二次风及一次风产生影响[17-19]。
  图7为燃烧器方案1和方案4情况下，截面2温度场。选炉膛中间层燃烧器为研究对象，方案1情况下，煤粉着火点距离一次风喷口325 mm，距离一次风喷口轴线距离400 mm处．烟气温度上升到1 385℃，燃烧器喷口周围区域距离水冷壁350 mm处温度为1 130℃，火焰高温度为1 617℃，煤粉着火及火焰达到高温度较慢。方案4情况下，煤粉着火点距离一次风喷口305 mm，距离一次风喷口400 mm处，烟气温度上升到1 450℃，燃烧器喷口周围区域距离水冷壁350 mm处温度为1217℃，火焰高温度为1 670℃，煤粉着火及火焰达到高温度较快。对比图6(a)、(d)下层后墙燃烧器温度场数据可以看出，改进前后中间层燃烧器燃烧稳定性增强，温度场变化趋势小于下层燃烧器。
3.3  全炉膛燃烧器竖直截面温度场特征分析
  投入a、b、c、d、e、f共6层燃烧器，过量空气系数为1.14，按照基础工况进行给粉和配风。图8为该工况下，方案1-4炉内截面4温度场。取该截面上层燃烧器为研究对象，井对比该截面中下层燃烧器进行整体分析。方案1情况下，距离一次风喷口400 mm处，烟气温度上升到1 450℃，燃烧器喷口周围区域距离水冷壁350 mm处温度为1150℃，火焰高温度为1 627℃，与中间层燃烧器相比，火焰稳定性增强。对比图8(a)、(b)、(c)，可以看出，当全炉膛燃烧器截面4温度场数值对比(单位：k)减小外二次风内扩口轴向长度或角度时，燃烧器火焰燃烧稳定性具有增强趋势。方案4情况下，在距离一次风喷口400 mm处，烟气温度上升到1460℃，燃烧器喷口周围区域距离水冷壁350 mm处温度1225℃，火焰高温度为1 667℃，煤粉着火及火焰达到高温度较快，燃烧器外二次风喷口周围区域烟气温度升高但变化不是特别大，不会导致燃烧器近壁区域高温腐蚀或结渣。
  通过图8中4个方案温度场变化趋势可以看出，方案1-4结构情况下，上层燃烧器火焰及温度场变化不大，且煤粉着火及火焰温度达到高均较快。结合图6与图7可以看出，各方案情况下，燃烧器稳燃特性从下层到中层及上层依次增强。与中、下层燃烧器温度场相比，方案1上层燃烧器火焰温度上升趋势快，且温度低；方案4上层燃烧器温度场上升趋势不明显，但温度高。从而也说明了方案4下层燃烧器燃烧稳定。
  为了进一步比较燃烧器区域前后墙及不同层燃烧器温度场的变化趋势，分析燃烧器火焰对炉膛整体温度场分布的影响。图9给出了4个方案在截面5不同高度上的温度分布，这2个高度一个为
y= 22 678.6mrn，介于第一、第二层燃烧器中间；另一个为y=28498.4mm．介于第二、三层燃烧器中间。
温度场分布均为倒u型布置f该炉型燃烧器区域水平温度场呈m型布置），距离炉膛前后墙较近的区域温度较低，而炉膛中心区域温度高于对应的下层燃烧器炉膛中心处温度；对比图9中4个方案温度场还可以发现，方案4与方案3相比，同截面高温区域向炉膛前后扩展明显，近壁区域温度升高，方案3与方案2及方案2与方案1相比，也具有相同的特点，从而说明方案4燃烧器结构燃烧稳定。
2 3点火方式选择
3.4  燃烧器改进前后no生成特性分析
  pohl等人提出了燃烧器稳燃特性与no的生成相矛盾的原则[20-21】，燃烧器低氮影响稳燃。图10为改进前后炉膛内部截面4(x=1 841.5 nun纵截面)no分布，原始结构情况下no生成沿燃烧器轴线方向分布长且窄，燃娆器周围no生成量较少，中心给粉燃烧器周围没有明显no生成，炉膛出口处no面平均计算值为303 mg/m3（折算到6%氧条件）；稳燃特性增强后由于燃烧器区域温度的升高，no生成沿燃烧轴线方向分布变宽，常规燃烧器周围no生成量稍有增加，中心给粉燃烧器周围no生成量增加不明显，炉膛出口处no计算面平均值为311 rri∥m3(折算到6%氧条件)。对比后发现，no生成与改进前增加不明显。
  以上数值模拟结果表明：燃烧器外二次风扩口形状对ht-nr3燃烧器火焰影响较大，减小燃烧器外二次风内扩口角度及缩短外二次风内扩口轴向长度时，燃烧器射流卷吸高温烟气量增加，煤粉在挥发分燃烧热量及高温烟气的作用下迅速着火；同时，由于喷口外浓内淡的煤粉及时燃烧导致烟气体积迅速膨胀，热态流场强度和刚性明显增强，燃烧器火焰整体结构进一步优化。并且火焰没有出现明显偏斜现象，上层燃烧器喷口周围及水冷壁区域温度升高值不大，不会引起喷口周围结焦及高温腐蚀现象。拟改进结构与原始结构相比，no生成与排放量增加不明显。
4  实际工业试验研究
4.1  热态燃烧稳定性试验研究
  燃烧器改进投入运行后进行热态试验，试验电负荷为1000 mw，投入a、b、c、d、e、f共6层燃烧器，给粉量和配风参照基础工况计算得出。选取靠近看火孔的下层al、a8、fl、f8及上层cl、c8、dl，d8(燃烧器位置见图1)燃烧器，对燃烧器出口热态火焰进行观察，煤质较差时下层燃烧器燃烧稳定，煤质较好时上层燃烧器区域未出现结焦现象，变化趋势与数值模拟结果严格一致。选取al、a8、b3、b7、e4、e5、fl、f8燃烧器温度场进行测量（燃烧器位置见图1）。采用铠装镍铬镍硅热电偶对燃烧器火焰温度场测量，用函25不锈钢管进行热电偶防护并通风冷却，测量前核实不锈钢套管长度与燃烧器一次风喷口、外二次风口水冷壁实际位置，并事先在热点偶金属导热棒数值观察区域进行尺寸标记，逐渐伸进套管及热电偶，重点测量煤粉着火点和轴线400 mm温升数值及燃烧器外二次风扩口附近温度值，并记录煤粉着火点（找到温度骤然升高区域，再按照与计算采用的统一温度基准记录煤粉着火点），煤粉着火点测量数据与计算结果比较见表4，通过对应工况下数值计算和实测温度值比较发现，数值模拟结果与实测值大偏差在10%以内，燃烧器火焰及周围温度变化趋势与数值模拟结果一致。
4.2  热态燃烧no排放试验研究
    试验电负荷分别为1 000、800和600 mw。100%负荷下投入a、b、c、d、e、f共6层燃烧器，保持3层燃烧器风箱两侧入口电动门全开，过量空气系数为1.14，按照数值计算基础工况进行给粉和配风。800和600 mw时给煤量和风量在上述条件下计算出。实测改进前后no排放浓度见表5。实测值与计算值的比较结果表明，各工况下锅炉no排放浓度改进后与改进前相比，增加不明显，燃烧器改进前后数值模拟结果与实测值大偏差在12%以内，实测no排放浓度变化趋势与数值模拟结果一致。
3.3.4 -次风测点不符合要求磨煤机进口一次风道安装的流量测点直管段长度不够，一次风流量测量值与实际值存在偏差，造成燃烧器一次风速过高或过低。4 燃烧器烧损的防治措施4.1设备维修方面对设备要加强监督和维修。 预燃室长度520mm，出口直径800mm。
  以设计工况为基础进行原始结构的校核计算，100%负荷工况下炉膛壁面热负荷计算值为166 kw/m2．设计值为170 kw／m2;这表明计算是比较准确的，能够有效反应炉内实际温度场特性。
5结论
  1)模拟计算结果在定性上与试验及实际运行结果吻合较好，表明利用cfd进行炉膛燃烧器稳燃特性的数值计算是可行的。
  2)燃烧器外二次风内扩口结构对火焰影响明显，减小燃烧器外二次风内扩口角度及缩短外二次风内扩口轴向长度，能够有效增加燃烧器火焰的稳定性。
  3)外二次风内扩口角度的减小受到限制，内扩口角度不变的情况下缩短轴向长度更具有可行性。
  4)燃烧器外二次风内扩口形状对no生成有一定影响，减小燃烧器外二次风内扩口角度及缩短外二次风内扩口长度，no生成量稍有增加。
    5)与改变二次风内扩口角度相比，改变二次风内扩口轴向长度对燃烧器出口温度场变化的影响要强一些，原因为燃烧器实际运行过程中旋转外二次风对内二次风及一次风的作用增强。
主题词：摆动式燃烧器 燃煤锅炉一，前言 ‘谋，其混合比为0.1：0.32：0.58。校核煤我厂为山东邹县电厂设计制造l号机组 种为唐村小槽煤与南屯混煤之混合煤，其混的dgiooo／170--1塑燃煤锅炉，按锅炉总 合比为1：20。 烘烧调整试验依据asme ptc 4.1《锅炉性能试验规程》进行『ⅲ，煤的热值取低位发热量，灰渣平衡比率取飞灰90%．大渣为10%，