330 MW機(jī)組燃用貧煤鍋爐配煤摻燒 數(shù)值模擬研究

王小龍，張飛龍，王 里，劉 興，譚厚章

（1.神華神東煤炭集團(tuán)有限責(zé)任公司，陜西 神木 719315； 2.西安交通大學(xué)熱流科學(xué)與工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，陜西 西安 710049； 3.西安熱工研究院有限公司，陜西 西安 710054）

由于低揮發(fā)分煤儲(chǔ)量巨大[1]、具有成本優(yōu)勢(shì)，我國(guó)有50多臺(tái)300 MW及以上容量的四角切圓鍋爐燃用低揮發(fā)分煤[2]。然而，低揮發(fā)分煤因揮發(fā)分能夠提供的加熱作用有限，送入爐膛后穩(wěn)定燃燒較難，燃盡特性較差，這一問(wèn)題在低氮燃燒模式下主燃燒區(qū)缺氧運(yùn)行時(shí)更為突出[3-5]。采用特別設(shè)計(jì)的爐膛結(jié)構(gòu)能夠?qū)Φ蛽]發(fā)分煤的穩(wěn)定燃燒起到促進(jìn)作用，例如W型爐或鋪設(shè)衛(wèi)燃帶可以通過(guò)提高主燃區(qū)溫度改善著火燃盡狀況[6-8]，但氮氧化物排放較高[9]。煤粉預(yù)燃技術(shù)在實(shí)驗(yàn)室層面被證實(shí)能夠同時(shí)實(shí)現(xiàn)高燃盡率和低氮氧化物排放[10-11]，但對(duì)于正在運(yùn)行的鍋爐，改造難度較大。

在已有電站鍋爐對(duì)低揮發(fā)分煤進(jìn)行高效潔凈利用的可行途徑是與高揮發(fā)分煤進(jìn)行摻燒利用。研究結(jié)果[12]表明，與爐外摻燒方式相比，進(jìn)行爐內(nèi)摻燒能夠減少高揮發(fā)分煤在燃燒初期“搶風(fēng)”的不利影響。但是，對(duì)于實(shí)際電站鍋爐中低揮發(fā)分煤摻燒比例、摻燒位置影響的研究，仍然存在爭(zhēng)議[13-14]。低揮發(fā)分煤采用更小的煤粉細(xì)度是獲得良好燃燒穩(wěn)定性的關(guān)鍵[15]，但需要研究煤粉細(xì)度在空間位置分布對(duì)燃盡率的影響，以避免磨煤成本的浪費(fèi)。

本文針對(duì)燃用低揮發(fā)分貧煤的300 MW機(jī)組四角切圓鍋爐，通過(guò)數(shù)值模擬的方法研究低揮發(fā)分貧煤摻燒位置、摻燒比例及煤粉粒徑對(duì)爐內(nèi)燃燒過(guò)程及焦炭燃盡率的影響，為低氮燃燒模式下低揮發(fā)分煤摻燒應(yīng)用提供理論指導(dǎo)。

1 研究對(duì)象與數(shù)值模型

某300 MW機(jī)組四角切圓鍋爐采用中間一次再熱、自然循環(huán)、單爐膛Π型布置。爐膛高度為64 m，截面為正方形，主燃燒區(qū)截面積為163 m2。24只燃燒器分6層布置，其中B—F層燃燒器為百葉窗水平濃淡燃燒器，噴口中心布置水平鈍體結(jié)構(gòu)強(qiáng)化穩(wěn)燃。A層燃燒器中心布置點(diǎn)火油槍，內(nèi)部不布置百葉窗結(jié)構(gòu)及穩(wěn)燃鈍體，燃燒器假想切圓直徑為 790 mm，逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)（俯視）?？紤]到A層結(jié)構(gòu)的特殊性，本文低揮發(fā)分煤摻燒計(jì)算僅針對(duì)B—F層展開(kāi)。同時(shí)，基于該鍋爐實(shí)際結(jié)構(gòu)按照1:1的比例建立幾何模型，采用ICEM網(wǎng)格劃分軟件進(jìn)行分區(qū)網(wǎng)格劃分。冷灰斗區(qū)域及爐膛頂部區(qū)域網(wǎng)格較為稀疏，對(duì)主燃燒區(qū)及燃盡區(qū)網(wǎng)格進(jìn)行局部加密，經(jīng)網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證后，最終選取200萬(wàn)網(wǎng)格進(jìn)行計(jì)算。爐膛結(jié)構(gòu)示意及網(wǎng)格劃分如圖1所示。

圖1 爐膛結(jié)構(gòu)示意及網(wǎng)格劃分Fig.1 Schematic diagram of the furnace and its mesh generation

爐內(nèi)燃燒是湍流流動(dòng)與劇烈燃燒反應(yīng)耦合過(guò)程，本文建立配煤摻燒數(shù)值模型，對(duì)貧煤爐內(nèi)摻燒過(guò)程進(jìn)行模擬。其中，氣相湍流流動(dòng)采用可實(shí)現(xiàn)k-ε模型；氣相組分之間的反應(yīng)采用組分輸運(yùn)渦耗散模型；固體顆粒跟蹤采用拉格朗日隨機(jī)軌道模型； 顆粒粒徑分布采用Rosin-rommler分布，平均粒徑40 μm；輻射傳熱采用DO模型；揮發(fā)分釋放采用雙競(jìng)爭(zhēng)速率模型；焦炭燃燒采用動(dòng)力/擴(kuò)散控制模型。輸入煤質(zhì)為該鍋爐運(yùn)行煤質(zhì)，其工業(yè)分析及元素分析見(jiàn)表1。由表1可見(jiàn)，低揮發(fā)分煤與高揮發(fā)分煤的揮發(fā)分、H及O質(zhì)量分?jǐn)?shù)差異明顯。

表1 煤質(zhì)工業(yè)分析與元素分析Tab.1 Proximate and ultimate analysis of the coals

2 結(jié)果與討論

2.1 摻燒位置對(duì)燃盡率的影響

為了研究爐內(nèi)摻燒時(shí)低揮發(fā)分煤送入位置的影響，僅從2層一次風(fēng)噴口送入低揮發(fā)分煤，其余4層一次風(fēng)噴口送入煙煤，通過(guò)改變低揮發(fā)分煤的送入位置，低揮發(fā)分煤分別從BC層、CD層、DE層及EF層一次風(fēng)送入爐內(nèi)進(jìn)行摻燒，以研究摻燒位置的影響。

圖2為不同摻燒位置下?tīng)t膛中心截面的溫度分布。由圖2可以看出，分離燃盡風(fēng)至屏式過(guò)熱器之間的區(qū)域，煙氣溫度隨著低揮發(fā)分煤摻燒層高度的增加而上移。這說(shuō)明低揮發(fā)分煤在較高位置摻入后，火焰中心上移，著火燃燒過(guò)程推遲。

圖2 摻燒位置對(duì)爐膛溫度分布的影響Fig.2 Effect of co-firing position on furnace temperature distribution

在爐膛出口位置統(tǒng)計(jì)所有送入煤粉顆粒的焦炭燃盡率，結(jié)果如圖3所示。由圖3可以看出，隨著低揮發(fā)分煤的摻燒位置逐漸由B、C層上移至E、F層，焦炭燃盡率由98.9%降低至98.2%。

圖3 摻燒位置對(duì)燃盡率的影響Fig.3 Effect of blended position on burnout ratio

造成這一現(xiàn)象的主要原因有：送入高度增加后，焦炭在爐內(nèi)停留時(shí)間降低；同時(shí)，下層燃燒器送入的燃料能夠在初始階段及燃燒過(guò)程中，與相鄰二次風(fēng)供給的氧氣進(jìn)行接觸，而E、F層送入的煤粉僅能在燃燒初始階段與相鄰二次風(fēng)進(jìn)行反應(yīng)，且需要與下層送入后上行煤粉爭(zhēng)奪新補(bǔ)入的氧氣，不利于E、F層送入煤粉著火燃盡。

對(duì)每一工況下通過(guò)每層噴口送入的煤粉顆粒進(jìn)行追蹤，能夠統(tǒng)計(jì)到每層噴口送入低揮發(fā)分煤至爐膛出口位置的焦炭燃盡率，其結(jié)果如圖4所示。由圖4可以看出，通過(guò)E、F層一次風(fēng)噴口送入的煤粉其焦炭燃盡率明顯低于通過(guò)其他層一次風(fēng)噴口送入的煤粉。這也是導(dǎo)致煤粉從較高位置送入后總體焦炭燃盡率顯著降低的原因。與E層相比，盡管F層送入的煤粉其停留時(shí)間較短，但是由于F層與頂置FF層二次風(fēng)相鄰，在燃燒初期具備優(yōu)于 E層的補(bǔ)氧條件，F(xiàn)層煤粉的燃盡率高于E層。

圖4 不同送入位置煤粉的焦炭燃盡率Fig.4 The coal char burnout ratios with different nozzles

2.2 摻燒比例對(duì)燃盡率的影響

分別對(duì)低揮發(fā)分煤摻燒比例為17%（B層）、33%（B、C層）、50%（B、C、D層）、67%（B、C、D、E層）及83%（B、C、D、E、F層）的燃燒過(guò)程進(jìn)行計(jì)算，結(jié)果如圖5所示。

圖5 爐膛出口位置焦炭燃盡率Fig.5 The coal char burnout ratios at the furnace outlet

從圖5可以看出：焦炭燃盡率隨著摻燒比例增加而降低，隨著低揮發(fā)分煤摻燒比例由17%變?yōu)?3%，爐膛出口焦炭燃盡率由99.1%降低至97.2%；同時(shí)，摻燒層數(shù)由3層增加至4層時(shí)焦炭燃盡率顯著減小，4—5層摻燒的燃盡率顯著低于1—3層。這與圖3和圖4不同位置摻燒的結(jié)果一致，即從上兩層一次風(fēng)（E及F層）送入的低揮發(fā)分煤，其燃盡率顯著低于從其他層送入的煤粉，進(jìn)一步增加低揮發(fā)分煤摻燒比例受到E層和F層送入煤粉的燃盡率限制。因此，提高低揮發(fā)分煤在這兩層的焦炭燃盡率有利于進(jìn)一步增加低揮發(fā)分煤的利用率。

2.3 小粒徑煤粉分層摻燒對(duì)燃盡率的影響

低揮發(fā)分煤從高位送入燃盡率較低這一特性，限制了低揮發(fā)分煤摻燒比例的進(jìn)一步增加。而通過(guò)更小粒徑煤粉燃燒的方式來(lái)提高焦炭燃盡率會(huì)導(dǎo)致磨煤成本的增加。本節(jié)將探討如何通過(guò)較低的煤粉磨制成本實(shí)現(xiàn)低揮發(fā)分煤的變粒徑分層摻燒，以獲得較高的焦炭燃盡率。

計(jì)算基礎(chǔ)工況低揮發(fā)分煤摻燒比例為83%，所有低揮發(fā)分煤（BCDEF層）粒徑均為70 μm。在此基礎(chǔ)上，分別對(duì)不同比例的低揮發(fā)分煤粒徑減小至40 μm進(jìn)行摻燒，考慮到E層和F層的焦炭燃盡率較低，因此摻燒順序?yàn)閺母邔娱_(kāi)始、逐漸向低層擴(kuò)展。摻燒比例分別為：17%（F層為40 μm，CDEF層為70 μm）、33%（EF層）、50%（DEF層）、67%（CDEF層）及83%（BCDEF層為40 μm）。對(duì)不同小粒徑低揮發(fā)分煤摻燒時(shí)，沿著爐膛高度橫截面的平均溫度進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，結(jié)果如圖6所示。

圖6 爐膛截面平均溫度Fig.6 The average temperatures at the furnace cross sections

由圖6可以看出：在從EF層送入小粒徑低揮發(fā)分煤工況下，爐膛溫度在下4層燃燒器對(duì)應(yīng)區(qū)域并無(wú)顯著差別，而在E、F層爐膛溫度顯著增大，這說(shuō)明爐膛溫度的上升是更小粒徑顆粒送入后所致；隨著小粒徑低揮發(fā)分煤的送入，主燃區(qū)的整體溫度水平相應(yīng)提高，這說(shuō)明小粒徑煤粉著火及燃燒反應(yīng)提前發(fā)生，所釋放的熱量提升了爐膛溫度。

圖7為不同比例的小粒徑低揮發(fā)分煤摻燒時(shí)爐膛出口的焦炭燃盡率。從圖7可以看出：焦炭燃盡率隨著小粒徑低揮發(fā)分煤摻燒比例增加，先迅速上升，高于2層后增長(zhǎng)率趨緩；小粒徑煤摻燒比例由0層增加至5層時(shí)，焦炭燃盡率由97.6%增加至99.2%；但僅通過(guò)從E、F這2層一次風(fēng)噴口送入小粒徑煤粉，爐膛出口焦炭燃盡率即可達(dá)到98.9%；將E、F層替換為小粒徑煤時(shí)焦炭燃盡率提升1.33%，進(jìn)一步將B、C、D 3層低揮發(fā)分煤替換為小粒徑煤，僅僅能使焦炭燃盡率提升0.26%。因此，從最上2層送入小粒徑低揮發(fā)分煤能夠在較少磨煤成本投入的前提下，獲得較高的燃盡率。而進(jìn)一步增加小粒徑煤層數(shù)獲得的燃盡率提升較小。

圖7 不同比例的小粒徑低揮發(fā)分煤摻燒時(shí) 爐膛出口的焦炭燃盡率Fig.7 The coal char burnout rates at the furnace outlet when different proportions of small particle size low volatile coal is co-fired

3 結(jié)論

1）低揮發(fā)分煤摻燒位置對(duì)燃盡率有顯著影響，低揮發(fā)分煤經(jīng)最上2層（E、F層）燃燒器送入后其焦炭燃盡率顯著低于中下層燃燒器（B、C、D）送入的低揮發(fā)分煤。這是由于煤粉停留時(shí)間與局部氧擴(kuò)散效應(yīng)在不同高度送入的差異所致。

2）焦炭燃盡率隨著低揮發(fā)分煤摻燒比例的增加而降低。隨著低揮發(fā)分煤摻燒比例由17%增加至83%，焦炭燃盡率由99.1%降低至97.2%。

3）采用較小粒徑低揮發(fā)分煤替代大粒徑煤粉進(jìn)行摻燒時(shí)，當(dāng)其摻燒比例由0層增加至5層時(shí)，焦炭燃盡率由97.6%增加至99.2%。但僅通過(guò)最上2層一次風(fēng)噴口送入小粒徑煤粉，爐膛出口焦炭燃盡率即可達(dá)到98.9%。因此，合理選擇低揮發(fā)分煤摻燒位置和粒徑，對(duì)低揮發(fā)分煤高效摻燒具有指導(dǎo)意義。

4）本文建立的配煤摻燒數(shù)值模型能夠模擬同類煤粉鍋爐爐內(nèi)配煤摻燒過(guò)程，獲得爐內(nèi)溫度分布及飛灰含碳量的定量數(shù)據(jù)，替代大量現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，提前獲得最優(yōu)配煤摻燒方案。