水平濃淡分離技術(shù)在1 000 MW雙切圓燃煤鍋爐的應(yīng)用與數(shù)值模擬

陳鑫科,馬侖,方慶艷,張成,陳剛，毛睿，李源，張平安，趙鑫平，任利明

(1.煤燃燒國家重點實驗室(華中科技大學(xué))，湖北 武漢430074；2. 潤電能源科學(xué)技術(shù)有限公司，河南 鄭州 450052)

繼推行“大氣十條”環(huán)保要求之后[1]，中國以積極態(tài)度應(yīng)對全球變暖問題，提出在2030年前實現(xiàn)碳排放達到峰值的目標[2]，全面建設(shè)資源節(jié)約型與環(huán)境友好型社會。2020年，我國電力部門的碳排放占能源碳排放比重約為40%，燃燒化石燃料的火力發(fā)電量占全國總發(fā)電比為68.52%，在碳排放方面仍有巨大減排空間[3-4]。

火力發(fā)電全流程中，高效低NOx燃燒技術(shù)通過空氣分級等方式能夠在燃燒階段顯著減低NOx排放量[5-7]，同時采用鈍體燃燒與煤粉濃淡分離等技術(shù)強化著火穩(wěn)定性、拓寬煤種適應(yīng)性并提高燃燒效率[8-9]。經(jīng)過多年研究與實驗論證，高效低NOx燃燒技術(shù)目前被廣泛應(yīng)用于燃煤電廠鍋爐的各類直流燃燒器與旋流燃燒器中。

實驗表明，通過濃淡分離方式適當提升燃燒器局部煤粉富集程度有利于改善煤粉的著火特性[10]。然而在實際運行過程中，高效低NOx燃燒器煤粉的濃淡分離效果往往受到管件外形、磨煤機出力、燃煤可磨性變動與運行負荷調(diào)整等因素影響，使煤粉顆粒濃淡分離效果偏離設(shè)計值。水平濃淡燃燒器內(nèi)各擋板結(jié)構(gòu)實驗研究發(fā)現(xiàn)，非對稱三擋板濃淡分離效果最優(yōu)，且煤粉濃淡分離程度隨擋板偏角增加而增加[11]。三維顆粒動力學(xué)風(fēng)速儀對燃燒器下游氣固兩相流實驗研究表明，濃淡分離葉片與一次風(fēng)夾角在0°～20°范圍內(nèi)燃燒器著火和燃盡特性較好[12]。一次風(fēng)管線分離器的平均分離性能實驗研究表明，合適的分離垂直管長有利于各燃燒器煤粉的均勻分配和著火穩(wěn)定性[13]。學(xué)者在低NOx旋流燃燒器[14]和直流燃燒器[15]數(shù)值研究中采用離散元素法與顆粒碰撞模型，結(jié)果表明采用顆粒碰撞模型結(jié)果更符合燃燒器內(nèi)實際兩相流。長期以來，電站燃煤鍋爐燃燒器氣固兩相流被學(xué)者關(guān)注與研究，然而，針對彎頭來流方位改變?nèi)紵髅悍蹪獾蛛x特性，進而對爐內(nèi)煤粉燃燒特性影響的數(shù)值研究很少。

本文使用數(shù)值分析方式探討1 000 MW雙切圓Π型燃煤鍋爐燃燒器的濃淡分離效果對爐內(nèi)煤粉燃燒特性影響。先將一次管線尾端彎頭與高效低NOx燃燒器中百葉窗水平濃淡分離器進行整體建模，數(shù)值分析各來流方位的彎頭與百葉窗水平濃淡分離器的風(fēng)粉兩相分離效果。然后采用彎管作用下的煤粉濃淡分離結(jié)果作為鍋爐整體燃燒模擬的邊界條件開展數(shù)值分析，并與理想煤粉濃淡分離效果下的爐內(nèi)燃燒進行對比，研究基于不同濃淡分離效果下的煤粉的燃燒特性與貼壁程度。

1 模型介紹

本文研究對象為一臺1 000 MW超超臨界單爐膛雙切圓Π型煤粉鍋爐，由上海鍋爐廠有限公司設(shè)計，爐寬34.29 m，爐深14.36 m，爐頂高68.36 m，鍋爐的設(shè)計連續(xù)最大出力(boiler maximum continuous rating，BMCR)運行條件下主蒸汽壓力為27.46 MPa，過熱器和再熱器出口蒸汽溫度分別為605 ℃和603 ℃，煤粉燃燒器為單爐膛雙切圓布置、切向燃燒、擺動式燃燒器，爐底采用固態(tài)排渣，鍋爐外形如圖1(a)所示。為實現(xiàn)NOx超低排放，該鍋爐采用低NOx同軸燃燒系統(tǒng) (low NOxconcentric firing system, LNCFS)，包括緊湊型燃盡風(fēng) (close-coupled over-fire air, CCOFA)、可水平擺動的分離燃盡風(fēng) (separated over-fire air, SOFA)、預(yù)置水平擺角的輔助風(fēng)噴嘴 (concentric firing system, CFS)以及強化著火的百葉窗水平濃淡煤粉噴嘴。低NOx煤粉燃燒系統(tǒng)設(shè)計的主要目標是推遲煤粉燃盡過程形成還原性氛圍進而減少揮發(fā)分氮轉(zhuǎn)化成 NOx，實現(xiàn)方式為控制煤粉早期著火、控制燃料氧量供給、采用空氣分段燃燒技術(shù)。低NOx同軸燃燒器如圖1(d)所示，鍋爐設(shè)有6層煤粉燃燒器，采用6臺MGS-4366型雙進雙出鋼球磨煤機供煤。在最大連續(xù)蒸發(fā)負荷時，6層全部投運，每臺磨煤機的2個出口分別連接相應(yīng)層左右2個半?yún)^(qū)的各4角燃燒器。一次風(fēng)管路與低NOx同軸燃燒器布置與連接如圖1(b)和圖1(c)所示，受限于安裝空間與管線整體布局，爐膛8角的一次風(fēng)風(fēng)粉管線與低NOx同軸燃燒器連接處皆為彎頭連接，其中A層燃燒器連接處皆為正下彎頭連接，B—F層燃燒器連接處皆為斜下方45°彎頭連接。燃燒器的流通截面尺寸為0.635 m×0.65 m，燃燒器入口直段的長度為2.085 m。

圖1 鍋爐及一次風(fēng)管路模型Fig.1 Boiler and primary air pipe models

煤粉在彎頭中受到離心分離作用，一次風(fēng)管與燃燒器之間的彎頭連接將對原水平濃淡分離器的分離特性產(chǎn)生影響，改變向火側(cè)與背火側(cè)的設(shè)計分離濃度(本文濃度特指質(zhì)量濃度，單位kg/m3)，進而影響煤粉的燃燒特性。從設(shè)計角度考慮，在切圓燃煤鍋爐中，由于燃燒器出口向火側(cè)受到上游已著火風(fēng)粉產(chǎn)生的高溫?zé)煔鉀_刷，煤粉在向火側(cè)噴出后的預(yù)熱、揮發(fā)分析出焦化以及焦炭顆粒的燃燒過程加快，增加煤粉燃燒器向火側(cè)煤粉濃度，有利于促進煤粉的著火與燃盡，故水平濃淡分離對燃煤燃燒特性改善評價的關(guān)鍵指標是向火側(cè)煤粉富集程度。然而在實際使用中，水平濃淡分離技術(shù)受到管件外形、磨煤機出力、燃煤可磨性差異與運行負荷調(diào)整等因素影響，煤粉濃淡分離效果將偏離設(shè)計值。

本文所研究1 000 MW雙切圓燃煤鍋爐在一次風(fēng)風(fēng)粉管線與低NOx同軸燃燒器連接處皆為彎頭連接，B—F層1角到8角燃燒器連接的斜下方彎管來流方位與鍋爐向火側(cè)的相對位置如圖2所示，可以發(fā)現(xiàn)B—F層1、3、6、8角彎管的斜下來流方向與向火側(cè)同側(cè)，2、4、5、7角彎管的斜下來流方向與向火側(cè)異側(cè)。依據(jù)上述分析，本文將A層的所有角，B—F層的1、3、6、8角以及B—F層的2、4、5、7角分別視為3種不同的燃燒器前彎管連接類型。首先以上述3類彎管與燃燒器入口的濃淡分離器一起進行建模與數(shù)值仿真，研究不同彎管來流方向?qū)γ悍蹪獾蛛x影響；然后對鍋爐進行整體建模，對各燃燒器入口進行精細化建模，采用濃淡分離研究的結(jié)果作為鍋爐整體數(shù)值模擬的邊界條件，進一步討論理論和實際濃淡分離條件下的爐內(nèi)整體燃燒特性。鍋爐燃料采用的設(shè)計煤種為王莊貧煤，設(shè)計煤的工業(yè)分析與元素分析見表1，可磨性系數(shù)與粒徑分布見表2，表2中Rx為煤粉粒徑大于x(μm)的部份所占比例。

圖2 彎管來流方向與鍋爐向火側(cè)的相對位置Fig.2 Relative position of the inlet flow direction of elbow and the fire side of boiler

表1 煤粉工業(yè)分析與元素分析Tab.1 Proximate and elemental analysis of pulverized coal

表2 煤粉顆?？赡ブ笖?shù)與粒徑分布Tab.2 Grindable index and particle size distribution of pulverized coal

2 數(shù)值模擬及工況設(shè)置

2.1 建模與網(wǎng)格處理

本文對1 000 MW雙切圓燃煤鍋爐進行精細建模，充分考慮一次風(fēng)與二次風(fēng)噴口外形對入爐膛風(fēng)流動的影響，將各一次風(fēng)與二次風(fēng)的入爐端進行建模，提高爐膛入口邊界條件的合理性，同時對各風(fēng)口處網(wǎng)格進行局部加密，在合理計算資源需求下提高計算精度，上述措施能使煤粉的著火和燃盡特性模擬更符合實際爐膛中的煤粉燃燒。1 000 MW雙切圓鍋爐模型、各一次與二次風(fēng)噴嘴模型如圖3 (a)、 (c)、(d)、 (e)所示, 其中P1為爐膛出口，P2為屏式受熱區(qū)入口，Z1為前墻左半?yún)^(qū)中線，Z2為前墻幾何中線，Z3為前墻右半?yún)^(qū)中線，Z4為后墻左半?yún)^(qū)中線，Z5 為后墻幾何中線，Z6為后墻右半?yún)^(qū)中線。主燃區(qū)采用分區(qū)方式劃分網(wǎng)格，分區(qū)布局大致貼合爐膛的切圓分布，避免因氣流流動方向與網(wǎng)格布置不一致而出現(xiàn)偽擴散現(xiàn)象，同時采用高質(zhì)量六面體網(wǎng)格進行網(wǎng)格劃分，節(jié)約計算資源并且進一步提高計算精度。主燃區(qū)的網(wǎng)格劃分如圖3 (b)所示。根據(jù)網(wǎng)格無關(guān)性計算結(jié)果，鍋爐整體模型的網(wǎng)格數(shù)量選取390萬即可滿足計算精度，同時節(jié)約計算資源。全爐膛模型離散相迭代更新1次跟蹤的顆粒軌跡線條數(shù)約為8.4萬條。

圖3 爐膛與噴嘴模型Fig.3 Furnace and nozzle models

本文同時將A層的所有角，B—F層的1、3、6、8角以及B—F層的2、4、5、7角這3類彎管與燃燒器入口的濃淡分離器一起進行建模，并新增1個直管連接濃淡分離器的模型進行對照研究，各燃燒器入口的連接模型如圖4所示，圖4中：F1為濃淡分離器入口平面，F(xiàn)2為濃淡分離器出口平面。由于百葉窗式水平濃淡分離葉片與管線模型不便于劃分為結(jié)構(gòu)性六面體網(wǎng)格，故該部分模型均采用四面體網(wǎng)格。為了提高計算精確度，在管線與濃淡分離葉片的壁面分別設(shè)置3層與5層邊界層網(wǎng)格。各燃燒器入口模型的最終網(wǎng)格數(shù)量為80～220萬。單燃燒器模型離散相迭代更新1次跟蹤的顆粒軌跡線條數(shù)約為2.2萬條。

圖4 燃燒器入口連接模型Fig.4 Burner inlet connection model

2.2 數(shù)值方法與邊界條件

氣相湍流模型采用標準k-ε模型[16]，標準k-ε模型在工業(yè)流場和熱交換模擬中具有適用范圍廣、經(jīng)濟-精度合理的優(yōu)勢。在標準k-ε模型中可以通過選用適當?shù)谋诿婧瘮?shù)近似求解合理的邊界層結(jié)果。氣相湍流模型的控制方程為：

Gk+Gb-ρε-YM+Sk,

(1)

(2)

(3)

式(1)—(3)中：xi和xj為離散單元坐標，下標i和j=1，2，3，分別對應(yīng)笛卡爾坐標系的3個坐標軸方向；u為氣相流體流速；Gk為由平均速度梯度產(chǎn)生的湍流動能；Gb為由浮升力產(chǎn)生的湍流動能；YM為可壓縮湍流中波動膨脹對于總耗散率的影響程度；C1ε、C2ε和C3ε為常數(shù)，其中C1ε=1.44，C2ε=1.92，C3ε=0.09；σk與σε為湍流動能k與其耗散率ε的湍流普朗特數(shù)，其中σk=1.0，σε=1.3；Sk和Sε為用戶對湍流動能k和其耗散率ε的自定義源項；μ為氣相流體黏度；μt為湍流黏度；ρ為氣相流體密度；Cμ為常數(shù)0.09。

煤粉的數(shù)值模擬采用離散相耦合方式，采用粒子碰撞模型進行計算。離散相煤粉顆粒的運動方程由下式控制：

(4)

(5)

(6)

式中：μ為煙氣(主要成分為N2、O2、揮發(fā)分、CO、H2O、CO2)或空氣的分子黏度；dp為顆粒直徑，煤粉顆粒粒徑設(shè)置采用Rosin-Rammlar分布，粒徑分布參數(shù)見表2；Cd為顆粒的阻力系數(shù)，采用球形阻力模型[18]計算；Re為顆粒與煙氣之間的相對雷諾數(shù)；up為顆粒速度；u為流體速度。

氣相燃燒采用基于快速反應(yīng)機理的渦耗散模型(eddy-dissipation model, EDM)[19]進行模擬，該模型假定氣相燃燒主要由反應(yīng)物的混合速率決定。大型電站鍋爐燃燒爐內(nèi)溫度通常達1 000 K以上，此時化學(xué)動力控制的反應(yīng)速率遠大于反應(yīng)物混合控制的反應(yīng)速率，可以認為燃燒反應(yīng)主要由反應(yīng)物的混合速率控制。

煤粉揮發(fā)分的釋放采用雙方程釋放模型[20]，揮發(fā)分的生成速率

(7)

kc=Ace-(Ec/RT).

(8)

式中：Y1與Y2為雙方程的權(quán)重，Y1=0.3，Y2=1；k1與k2為雙方程的反應(yīng)速率常數(shù)，由阿倫尼烏斯公式(Arrhenius)計算得到，見式(8)；c=1,2,表示2個方程；Ac為反應(yīng)速率指前因子；Ec為反應(yīng)活化能；T為氣體溫度；R為氣體常數(shù)，雙方程的反應(yīng)速率控制參數(shù)設(shè)置見表3。

表3 煤粉揮發(fā)分雙方程釋放模型燃燒參數(shù)Tab.3 Combustion parameters of pulverized coalvolatilization double-equation release model

焦炭燃燒采用動力/擴散表面反應(yīng)模型[21-22]，控制方程如下：

(9)

(10)

D2=C2e-E/RTp.

(11)

式中：Ap為顆粒表面積；pox為顆粒周圍氣體中氧的分壓；D1為擴散速率，D2為化學(xué)動力速率；Tp為顆粒溫度；C1為焦炭燃燒的擴散速率；C2為焦炭燃燒的動力控制指前因子，取2.5×10-3；E為反應(yīng)活化能，取8.37×107J/(kg·mol)。

煤粉顆粒粒徑分布采用Rosin-Rammler分布，在顆粒群中大于某一粒徑D的顆粒質(zhì)量分數(shù)

Yd=e-(D/Dmean)n.

(12)

式中：Dmean為平均粒徑；n為顆粒尺寸分布指數(shù)。

單燃燒器與全爐膛燃燒模擬仿真計算工作均基于ANSYS Fluent 16.0平臺展開，輻射模型采用離散坐標輻射模型(discrete ordinates radiation model, DO)，離散方程采用壓力速度耦合的SIMPLE方式求解，離散方程先采用1階迎風(fēng)格式，求解至一定程度后改為2階迎風(fēng)格式，以提高計算精度。

2.3 工況設(shè)置

本文研究首先以彎管來流方向?qū)θ紵鳚獾蛛x的數(shù)值分析展開，根據(jù)1 000 MW雙切圓鍋爐實際的一次風(fēng)管線對燃燒器的不同來流方向設(shè)置3個工況：工況 2、工況 3、工況 4，與來流為直管的對照工況 1一起進行橫向比較，探討實際管線布置中彎管對燃燒器濃淡分離的影響。然后，以本文中彎管對燃燒器濃淡分離影響的已有計算結(jié)果作為鍋爐整體數(shù)值模擬的邊界條件，設(shè)置工況 5與工況 6分別對應(yīng)理想煤粉濃淡分離條件下鍋爐的燃燒與實際考慮彎管對濃淡分離影響后的鍋爐燃燒進行對比，最后與實際運行結(jié)果進行對比，工況詳細設(shè)置情況見表4。表4中，工況 5與工況 6的向火側(cè)與背火側(cè)煤粉濃度比數(shù)值基于工況 2、工況 3與工況 4數(shù)值分析結(jié)果。工況 5與工況 6的風(fēng)率配比設(shè)置為：一次風(fēng)18.5%，二次風(fēng)55%，燃盡風(fēng)26.5%。

表4 工況設(shè)置Tab.4 Working condition setting

3 結(jié)果及討論

3.1 風(fēng)量偏差

圖5為各工況燃燒器水平中心截面的速度云圖。對比彎管出口處(濃淡分離器入口截面F1附近)速度分布可知，直管與彎管對燃燒器入口速度數(shù)值影響較小，各工況在該區(qū)域速度數(shù)值差異不大。當氣體流經(jīng)百葉窗水平濃淡分離葉片時，由于葉片的逐級導(dǎo)流作用，向火側(cè)的氣流速度逐漸加快，在到達百葉窗濃淡分離器出口截面F2附近位置達到最大值，同時，氣體在相鄰2個葉片之間存在橫向竄流，使得背火側(cè)也能保持一定的風(fēng)速。綜上可知，各工況氣體流經(jīng)該區(qū)域速度分布基本相似。下面對各工況濃淡分離器入口截面F1與出口截面F2進行風(fēng)量偏差分析。

圖5 速度云圖Fig.5 Velocity images

低NOx同軸燃燒器中百葉窗濃淡分離器下游緊鄰鈍體燃燒器，如圖1(d)所示。該鈍體燃燒器包含水平鈍體和豎直鈍體結(jié)構(gòu)，分別安裝于燃燒器截面的豎直和水平幾何中線，以豎直中線將燃燒器截面均分為向火側(cè)半?yún)^(qū)和背火側(cè)半?yún)^(qū)，以水平中線將燃燒器截面均分為上側(cè)半?yún)^(qū)和下側(cè)半?yún)^(qū)。以上述分區(qū)作為風(fēng)量偏差研究的分區(qū)依據(jù)，煤量偏差研究亦采用上述分區(qū)方式。在風(fēng)量偏差研究中，截面F1與F2處各半?yún)^(qū)的風(fēng)量百分比由各半?yún)^(qū)的質(zhì)量流量(kg/s)統(tǒng)計值占所在截面總質(zhì)量流量百分比求得。

圖6為各工況濃淡分離器入口截面F1與出口截面F2的風(fēng)量水平方向偏差與豎直方向偏差，其中各側(cè)的風(fēng)量百分比為各分區(qū)流量占整個燃燒器截面流量比例。就水平方向風(fēng)量偏差而言，各工況水平風(fēng)量偏差均不大。對比各工況在水平方向風(fēng)量偏差可知，濃淡分離器入口截面F1處少量水平偏差源于彎頭偏斜作用與下游葉片的水平偏向傳導(dǎo)到上游所共同作用，濃淡分離器出口截面F2處少量水平偏差源于上游彎頭偏斜作用與葉片的水平偏向作用，由此可見彎管對于風(fēng)量在水平方向偏差存在影響。工況 4由于彎管風(fēng)量來流方向與濃淡分離葉片導(dǎo)向方向不同，在水平風(fēng)量偏差產(chǎn)生了與其余工況相反的規(guī)律。就豎直方向風(fēng)量偏差而言，各工況豎直風(fēng)量偏差均不大。受到下彎管偏斜作用，工況 2、工況 3與工況 4在濃淡分離器入口截面F1都出現(xiàn)上側(cè)風(fēng)量略大于下側(cè)的現(xiàn)象。工況 3由于彎管風(fēng)量來流方向與濃淡分離葉片導(dǎo)向方向相同，在豎直風(fēng)量偏差產(chǎn)生了與其余工況相反的規(guī)律。進一步分析可發(fā)現(xiàn)燃燒器連接斜下彎管將致使管內(nèi)形成旋轉(zhuǎn)流動，氣流的旋轉(zhuǎn)殘余動量進入百葉窗濃淡分離葉片后將對風(fēng)量偏差產(chǎn)生影響，旋流殘余動量在燃燒器風(fēng)量偏差的影響與來流方向緊密相關(guān)，總體而言，風(fēng)量偏差在各工況中的差異均不大，不足以對爐內(nèi)煤粉燃燒著火產(chǎn)生顯著影響。綜上，彎管與百葉窗濃淡分離器對風(fēng)量皆有一定程度影響，各工況風(fēng)量在水平與豎直方向的風(fēng)量偏差較小。

圖6 水平與豎直方向風(fēng)量偏差Fig.6 Air deviations in horizontal and vertical directions

3.2 煤粉濃度偏差

1 000 MW雙切圓鍋爐采用6臺雙進雙出球磨機供煤，雙進雙出球磨機的通風(fēng)量、煤粉細度指標與磨煤機出力大小呈正相關(guān)關(guān)系。為了保證燃燒器煤粉模型研究合理性，在滿負荷運行下的一次風(fēng)管線中取煤粉樣品做平均細度分析可得煤粉細度指標R90和R200，然后在數(shù)值模擬中采用Rosin-Rammler粒徑分布模型設(shè)置合適參數(shù)，使該模型所得R90和R200值與實際值保持一致，具體參數(shù)設(shè)置見表2。

圖7為不同彎管來流方向下煤粉顆粒的軌跡圖。由圖7看出：除了直管連接燃燒器的工況 1之外，其余各工況煤粉在通過彎管后均出現(xiàn)不同程度的聚攏；工況 2煤粉在通過彎管后向管內(nèi)水平方向的中部聚攏，且聚攏程度相對工況 3與工況 4較弱，在通過百葉窗濃淡分離器后能夠?qū)崿F(xiàn)煤粉在向火側(cè)的富集；工況 3與工況 4煤粉通過彎管后聚攏程度較強，聚攏區(qū)域均靠近彎管外側(cè)；工況 3煤粉通過彎管后偏向向火側(cè)，能夠在通過百葉窗濃淡分離器后正常實現(xiàn)向火側(cè)煤粉富集；工況 4煤粉通過彎管后偏向背火側(cè)，此時大量煤粉從百葉窗葉片背火側(cè)的縫隙中逃逸，使百葉窗濃淡分離效果大幅減弱，向火側(cè)的煤粉富集程度低于其他工況。綜上可知，各工況煤粉顆粒流經(jīng)該區(qū)域后濃淡分離差異明顯，其中工況 4向火側(cè)富集程度最差。下面對各工況濃淡分離器入口截面F1與出口截面F2進行煤粉濃度偏差分析。

圖7 顆粒軌跡Fig.7 Particle trajectory

圖8為各工況濃淡分離器入口截面F1與出口截面F2的煤粉濃度水平與豎直方向的各區(qū)域偏差。在煤粉濃度偏差研究中，截面F1與F2處各半?yún)^(qū)的煤粉濃度百分比，是由各半?yún)^(qū)的煤粉濃度(kg/m3)求得的煤粉流量(kg/s)統(tǒng)計值占所在截面總煤粉流量百分比求得。水平方向偏差規(guī)律為：在濃淡分離器入口截面F1處，工況 1與工況 2的向火側(cè)背火側(cè)濃度差異較工況 3與工況 4小，工況 3與工況 4由于斜下彎管的偏斜作用導(dǎo)致煤粉分別偏向向火側(cè)與背火側(cè)；在濃淡分離器出口截面F2處，工況 1、工況 2與工況 3均能實現(xiàn)煤粉在向火側(cè)的富集，工況 4則出現(xiàn)背火側(cè)濃度大于向火側(cè)濃度的情況，偏離設(shè)計目標。豎直方向偏差規(guī)律為：在濃淡分離器入口截面F1處，除工況 1外的其余工況煤粉基本朝上側(cè)偏斜，且工況 2向上偏斜程度最大；在濃淡分離器出口截面F2處，工況 3與工況 4向煤粉下側(cè)偏斜，而工況 2則向上側(cè)偏斜，工況 1上下側(cè)煤粉富集程度一致。

圖8 水平與豎直方向煤粉濃度偏差Fig.8 Pulverized coal concentration deviations in horizontal and vertical directions

工況 3與工況 4中斜下方彎管所致煤粉濃度在水平偏斜程度約為25%，對比工況 1的F1與F2截面煤粉濃度差可知百葉窗濃淡分離能力約為向火側(cè)偏斜22%，由此可知，彎管與水平濃淡分離均對煤粉偏斜產(chǎn)生較強程度影響，在鍋爐實際運行調(diào)試和整體的數(shù)值研究中需重視。

彎管來流方向與百葉窗異側(cè)出現(xiàn)煤粉分離效果不佳的原因主要為離心作用致使煤粉偏向一側(cè)導(dǎo)致大部分煤粉從百葉窗入口窄側(cè)縫隙中穿過，導(dǎo)致位于下游百葉窗分離器的分離效果被削弱(工況 4)。由此提出在來流彎管的出口與百葉窗濃淡分離器入口之間的彎管外側(cè)增設(shè)一片擋板，可避免大部分顆粒進入到百葉窗入口窄側(cè)縫隙，恢復(fù)煤粉在水平方向的濃淡分離效果。

3.3 鍋爐燃燒情況

1 000 MW雙切圓燃煤鍋爐的整體數(shù)值模擬燃燒器采用風(fēng)量與煤粉濃度偏差結(jié)果作為邊界條件，將燃燒器入口分為左右兩相同面積區(qū)域，如圖3 (c)、(d)所示，對各角燃燒器左右2區(qū)入口采用向火側(cè)與背火側(cè)進行區(qū)分。根據(jù)前文數(shù)值統(tǒng)計，燃燒器水平方向的風(fēng)量差異非常小，故向火側(cè)與背火側(cè)各按50%風(fēng)量進行均勻分配。設(shè)置工況 5考察各燃燒器在理想濃淡分離條件下爐內(nèi)燃燒情況，設(shè)置工況 6考察各燃燒器在彎管作用燃燒器后濃淡分離條件下的爐內(nèi)燃燒情況。各燃燒器向火側(cè)與背火側(cè)煤粉濃度配比按前文濃淡分離數(shù)值分析結(jié)果進行設(shè)置，工況 5與工況 6各燃燒器向火側(cè)與背火側(cè)的煤粉配比見表4。工況 6爐內(nèi)的氧質(zhì)量分數(shù)與溫度分布如圖9所示，工況 5、工況 6數(shù)值分析與實際運行的燃燒特性參數(shù)見表5，其中O2與CO的取樣位置在空氣預(yù)熱器入口位置。對比爐膛出口飛灰含碳量(carbon in ash, CIA)與出口氧含量可知，考慮了燃燒器煤粉濃淡分離削弱效應(yīng)的工況 6與實際運行結(jié)果更為接近，而在理想濃淡分離效果下的工況 5的煤粉燃盡程度顯然被高估。在其余邊界條件和燃燒特性控制參數(shù)保持一致的情況下，工況 6在分隔屏入口截面的平均溫度略高于工況 5，表明燃燒器濃淡分離效果削弱后煤粉著火燃盡的熱量釋放過程相對延后，向火側(cè)煤粉富集程度降低不利于煤粉在爐內(nèi)停留時間內(nèi)及時高效燃燒，最終導(dǎo)致鍋爐整體經(jīng)濟性降低。

表5 燃燒特性差異Tab.5 Combustion characteristic differences

圖9 爐內(nèi)氧濃度分布(左)與溫度分布(右)Fig.9 Oxygen concentration distribution (left) and temperature distribution (right) in furnace

為了比較煤粉濃淡分離正常(工況 5)與削弱(工況 6)對煤粉顆粒貼壁程度影響，采用墻面附近煤粉顆粒濃度作為煤粉貼壁程度指標，分別取鍋爐主燃區(qū)前后墻面上的各3段平整墻面中線統(tǒng)計煤粉濃度分布，如圖10所示?？芍悍圪N壁程度嚴重的區(qū)域位于爐膛15～30 m高度的左右半?yún)^(qū)墻面，幾何中區(qū)墻面煤粉貼壁程度相對較弱。煤粉濃淡分離程度削弱后，背火側(cè)煤粉富集程度增加，導(dǎo)致前墻的左右半?yún)^(qū)15 m與30 m附近墻面、后墻的左右半?yún)^(qū)20 m附近墻面煤粉顆粒濃度較理想分離條件更高。

圖10 爐前后壁面中線顆粒濃淡分布Fig.10 Particle distributions in the center line of front and back walls

采用壁面附近平均濃度指標可以更直觀對比工況 5與工況 6煤粉的貼壁程度，分別取爐膛前、后與左、右4面墻體向爐內(nèi)0.1 m截面統(tǒng)計平均顆粒濃度，如圖11所示。在考慮了彎管來流方向與向火側(cè)相同(B—F層1、3、6、8角)造成的燃燒器煤粉濃淡分離削弱效應(yīng)后，背火側(cè)煤粉濃度相對理想煤粉分離工況顯著增加，前墻、后墻與右墻附近煤粉顆粒濃度皆出現(xiàn)明顯增加現(xiàn)象，此時高溫軟化狀態(tài)的煤粉顆粒穿過壁面邊界層與水冷壁接觸的幾率增加，水冷壁結(jié)焦結(jié)渣風(fēng)險加劇。

圖11 壁面附近顆粒濃度Fig.11 Particle concentrations near the wall

4 結(jié)束語

采用數(shù)值方式探究了彎頭來流方向?qū)︼L(fēng)量偏差與煤粉濃淡分離程度影響，結(jié)果表明，彎管與百葉窗濃淡分離器均對風(fēng)量偏差影響較小。斜下方彎管所致煤粉顆粒濃度在水平方向的偏斜程度約為25%，百葉窗濃淡分離器所致煤粉顆粒濃度在向火側(cè)偏斜程度約為22%，彎管與百葉窗濃淡分離均對煤粉偏斜產(chǎn)生較強程度影響，彎管來流方向與百葉窗水平濃淡分離器的偏斜方向一致時將對煤粉的濃淡分離效果產(chǎn)生顯著削弱作用?？稍趤砹鲝澒艿某隹谂c百葉窗濃淡分離器入口之間的彎管外側(cè)增設(shè)一片擋板，避免大部分顆粒進入到百葉窗入口窄側(cè)縫隙，恢復(fù)煤粉在水平方向的濃淡分離效果。

將彎管與百葉窗濃淡分離器對煤粉濃淡分離的實際工況與理想煤粉濃淡分離工況進行對比可知：考慮彎頭對燃燒器煤粉濃淡分離削弱效果的工況更加符合爐內(nèi)實際燃燒，彎頭來流方向與向火側(cè)相同時將對燃燒器整體的煤粉濃淡分離產(chǎn)生一定削弱效果，燃燒器內(nèi)煤粉濃淡分離效果削弱將大幅降低爐內(nèi)向火側(cè)煤粉濃度，不利于煤粉的著火與燃盡，導(dǎo)致鍋爐整體經(jīng)濟性降低；同時在前墻、后墻與右墻會出現(xiàn)煤粉濃度增高的現(xiàn)象，背火側(cè)煤粉富集程度增加，水冷壁結(jié)焦結(jié)渣風(fēng)險加劇。