李德波，赵宁，冯永新，谢志文

(1.广东电网有限责任公司电力科学研究院，广东 广州 510080；2.南方电网电力科技股份有限公司，广东 广州 510080)

中国火力发电燃用煤中低挥发分煤(主要为无烟煤和贫煤)占比40%以上[1-2]。低挥发分煤由于具有自身挥发分含量低、反应性差等特性，在实际燃烧中着火、稳燃及燃尽相对困难[3]。W火焰锅炉煤粉颗粒在炉内停留时间长，下炉膛燃烧温度高，在燃用低挥发分煤种时，具有燃烧稳定性好、低负荷稳燃能力强、运行可靠性及可用率高等优势，已成为我国燃用低挥发分煤种的主力炉型[4-7]；但在实际运行中发现，W火焰锅炉也存在飞灰可燃物含量高、燃烧效率偏低、NOx排放量高等问题[8-10]。不合理的配风是造成飞灰含碳量高的重要因素，炉内较高温度是造成NOx高排放的重要因素。为解决NOx排放高的问题，空气分级燃烧技术已广泛应用于煤粉锅炉中，并取得了良好的NOx减排效果[11-14]；但W火焰锅炉的飞灰含碳量和NOx排放仍然有进一步优化改善的空间[15-18]。

对于FW型W火焰锅炉而言，拱下底层二次风占二次风总风量比例较大，原设计二次风水平送入，容易隔断一次煤粉的下冲，使得煤粉气流行程不够，下炉膛未得到充分利用，同时也不利于NOx减排。底层二次风下倾一定角度送入炉膛，有利于推迟一、二次风的混合，提高煤粉在下炉膛区域的停留时间，改善燃尽特性和下炉膛火焰充满度[19-24]。在深度空气分级燃烧条件下，有必要探究底层二次风下倾角度对炉内流动、燃烧及NOx生成特性的影响。基于此，本文对一台600 MW的W火焰煤粉锅炉在额定满负荷工况下进行不同底层二次风下倾角度下炉内流动、燃烧、传热以及NOx排放特性的数值模拟研究，旨在为同类炉型燃烧及排放特性优化提供相关参考。

1 锅炉本体情况

本文所研究的W火焰锅炉为600 MW DG1932.7/25.4-Ⅱ8型超临界燃煤锅炉，锅炉结构及燃烧器布置如图1所示，煤质分析见表1。锅炉共配有6台双进双出磨煤机，每台磨煤机带4只双旋风煤粉燃烧器。24只煤粉燃烧器顺列布置在下炉膛的前后墙炉拱上。双旋风煤粉浓缩型燃烧器是专用于燃烧低挥发分燃料的燃烧器，其设计的着眼点是采用旋风筒进行煤粉浓缩，并提供多种调节手段，以适应无烟煤着火、稳燃的要求。一次风粉混合物经煤粉管道输送至燃烧器后，煤粉均分器将其等分成2股气流分别切向送入相应的2个旋风筒，风粉混合物在旋风筒内旋转；由于离心力的作用，大部分煤粉被分离到筒壁附近形成煤粉浓度较高的一次风气流，在旋风筒中心部位形成一次风含粉量极少的乏气风。为实现低NOx排放，锅炉采用深度空气分级燃烧技术，前、后墙水冷壁上部布置有26个燃尽风调风器。

2 数学模型及网格

本文利用Fluent 16.0软件对炉内流动、燃烧及NOx生成开展数值模拟研究。煤粉燃烧是一个复杂的物理、化学过程，涉及到多相流动、传热传质和燃烧等多个方面。采用带旋转修正的Realizablek-ε模型模拟气相湍流流动；采用随机颗粒轨道模型模拟煤粉颗粒的运动过程；采用双平行竞争反应模型模拟煤粉颗粒挥发分的析出过程；采用组分输运模型模拟气相湍流的燃烧；采用动力/扩散控制燃烧模型模拟焦炭燃烧；采用P-1辐射模型模拟炉内辐射换热过程；采用Extended Zeldovich模型模拟热力型NOx生成，燃料中挥发分氮均相反应采用De Soete机理，而焦炭氮异相反应则采用Smooth机理。各模型的具体描述见文献[25]。

将燃烧器的具体结构一起建模，以体现燃烧器结构对炉内流动的影响；模型包含大屏过热器、后屏过热器和高温过热器；将炉膛尾部烟道出口长度增加，避免计算过程中产生回流，影响计算过程的收敛性；在燃烧器出口区域采用与流体流动方向一致的网格，以减小计算伪扩散产生的计算误差；将燃烧器出口区域网格进行细化，以准确模拟此区域物理量梯度变化大的特性。使用高质量的六面体网格，采用分区网格划分方法，如图2所示。在3种网格数量(84万、120万、180万)下开展无关性测试，120万和180万网格的模拟结果较为接近，最终采用120万网格。

表1 煤质分析Tab.1 Coal quality analysis

图1 锅炉结构及燃烧器布置Fig.1 Schematic diagram of boiler structure and burner layout

图2 网格划分示意图Fig.2 Schematic diagram of mesh division

燃烧器入口边界条件均设置为速度入口，具体见表2。过量空气系数为1.18，一次风煤粉量63.8 kg/s， 乏气煤粉量11.26 kg/s。煤粉颗粒直径按照Rosin-Rammler方法分布：一次风煤粉最小粒径5 μm，最大粒径250 μm， 平均粒径65 μm，分布指数1.20；乏气风煤粉最小粒径5 μm，最大粒径100 μm，平均粒径54 μm，分布指数1.20。

出口采用压力出口，设置为-60 Pa。壁面设置为无滑移的温度边界。水冷壁温度为720 K，发射率为0.8；大屏过热器壁面温度为820 K，发射率为0.8；再热器壁面温度为790 K，发射率为0.8。

方程的求解采用逐线迭代法和低松弛因子，压力与速度耦合采用SIMPLE算法，压力项离散采用PRESTO格式，其他项离散采用一阶迎风格式。

表2 边界条件设置Tab.2 Boundary condition settings

3 模拟结果分析

3.1 模拟结果合理性验证

为验证模拟结果的合理性，底层二次风水平送入炉内时测量了炉膛出口相关参数，并与数值模拟结果进行对比，见表3。炉膛出口氧量、NOx质量浓度(标准状态，氧量6%)以及飞灰含碳的模拟值与实测值符合性较好，这表明本文所提出的几何模型、网格划分和数学模型能够合理地模拟炉膛内的流动、传热、燃烧及NOx生成过程，可用于研究深度空气分级燃烧条件下W火焰锅炉底层二次风下倾对炉内燃烧及NOx排放特性的影响。

表3 出口参数模拟值与实测值对比Tab.3 Comparisons of simulated and measured results

3.2 底层二次风不同下倾角度下炉内流动、燃烧及NOx生成特性

炉拱一次风下冲深度对煤粉稳定燃烧及燃尽特性影响显著：一方面能增强一次风的引射作用，促进燃烧器出口处卷吸高温烟气，提高煤粉着火稳定性；另一方面可以使集中燃烧高温区域下移，增加下炉膛区域火焰充满度和煤粉颗粒在下炉膛的停留时间，提高燃尽率。改变下炉膛侧墙二次风对下冲一次风气流阻碍作用效果较为明显，实际应用中：一种方法是尽可能增加拱上风的下冲动量，增加下冲深度，降低火焰中心高度；另一种方法是下倾底层二次风，减弱底层二次风气流对拱上气流的阻碍和抬升作用，同时起到拱上气流引流的作用。

图3为底层二次风不同下倾角度下炉内流动特性云图，其中z为炉膛高度，x为炉膛宽度。可以看出：底层二次风水平送入炉内阻碍了拱上气流的下冲；底层二次风下倾角度从水平0°增加到20°过程中，气流下冲深度及底层二次风下倾程度轻微增加；倾角增加到30°时，在拱上气流下冲作用以及倾斜入射角度共同作用下，气流下冲深度及底层二次风下倾程度显著增加；倾角增加到40°时，气流下冲深度及底层二次风倾斜程度增加不明显。

图4为煤粉颗粒轨迹示意图，可以看出：底层二次风下倾角度增加到30°，煤粉颗粒下冲深度明显增加；倾角增加到40°，少部分煤粉颗粒下冲至冷灰斗。但如果倾角过大，一方面一次风会直接冲击冷灰斗，另一方面底层二次风不能有效托住颗粒，部分煤粉冲击冷灰斗，危害锅炉的安全运行。

图4 底层二次风不同下倾角度下的炉内颗粒轨迹Fig.4 Particle trajectory in the furnace under different declined angles of the lowest secondary air

图5为底层二次风不同下倾角度下特征温度线Line-z上的温度分布，可以看出：随着底层二次风下倾角度的增加，炉拱区域温度逐渐增加，这有利于炉拱区域煤粉预热与着火；在炉拱与底层二次风之间区域，与倾角0°～20°时温度相比，倾角为30°和40°时的温度水平明显提高；在底层二次风与冷灰斗区域，倾角为30°和40°时的温度水平明显高于0°～20°时。

图5 特征温度线Line-z上的温度分布Fig.5 Temperature distributions along the Line-z

图6为底层二次风不同下倾角度下炉内温度分布。底层二次风水平送入炉内时，火焰燃烧相对集中，下冲深度短，下炉膛火焰充满度较差；随着底层二次风下倾角度从水平0°增加到20°，下炉膛火焰下冲深度轻微增加；倾角增加到30°时，下炉膛火焰下冲深度和火焰充满度均明显增加；倾角增加到40°时，下炉膛火焰下冲深度和火焰充满度都增加不明显。从图6(f)炉内平均温度沿炉膛高度分布可以看出：各工况下平均温度沿炉膛高度分布趋势基本一致；在炉膛冷灰斗区域随着炉膛高度的增加平均温度迅速升高，在主燃烧区域达到较高水平，在燃尽区由于不同阶段风的混入出现一些温度波动；在锅炉喉口与燃尽风之间存在一个较高温度区域，这主要是由于煤粉在下炉膛贫氧环境下燃烧放热延迟而造成的；在燃尽区，由于烟气与水冷壁以及大屏过热器的换热，平均温度随着炉膛高度增加逐渐降低。不同底层二次风下倾角度下，平均温度存在一定差异：随着倾角的增加，下炉膛平均温度逐渐增加，上炉膛燃尽区平均温度逐渐减小。这主要是由于火焰下冲深度增加，提高了煤粉颗粒在下炉膛区域的停留时间，强化了煤粉颗粒的燃烧与燃尽，而在燃尽区燃烧的可燃物减少。综上，从温度和速度分布来看，考虑到冷灰斗区的安全性，底层二次风下倾角度为30°时较为合理，既能保证下炉膛火焰下冲深度和火焰充满度，又能避免一次风火焰直接冲击冷灰斗。

图7为底层二次风不同下倾角度下炉内氧量分布。底层二次风水平送入炉内时，燃烧相对集中，炉拱下方区域低氧量区域相对较小，同时由于火焰下冲深度较短，底层二次风到冷灰斗区域氧量较高；随着底层二次风下倾角度增加到20°，由于火焰下冲深度轻微增加，炉拱下方区域低氧量区域轻微增大，底层二次风到冷灰斗高氧区域轻微减小；倾角增加到30°时，炉拱下方区域低氧量区域明显增加，底层二次风到冷灰斗区域氧量维持在较低水平；倾角增加到40°时，炉拱下方区域低氧量区域以及底层二次风到冷灰斗低氧区域变化不明显。从图7(f)炉内平均氧量沿炉膛高度分布看出，随着角度的增加，炉内平均氧量逐减小；当倾角增加到30°

图6 底层二次风不同下倾角度下的炉内温度分布Fig.6 Temperature distributions in the furnace under different declined angles of the lowest secondary air

图7 底层二次风不同下倾角度下的炉内氧量分布Fig.7 Oxygen concentration distributions in the furnace under different declined angles of the lowest secondary air

时，下炉膛平均氧量显著降低；进一步增加到40°时，下炉膛平均氧量进一步降低。

图8为底层二次风不同下倾角下炉内NOx分布。在主燃烧区域，煤粉进入炉膛后着火燃烧，煤中含氮有机物分解析出，其转化过程大致分为挥发分析出阶段和焦炭燃烧析出阶段，因此燃料中氮生成NOx可分为挥发分均相生成阶段和焦炭异相生成阶段。挥发分析出过程中释放的HCN和NH3与O2发生反应生成NOx；在焦炭燃烧过程中焦炭中有机氮N被氧化生成NOx；同时，当炉膛燃烧温度足够高时，空气中的N2被氧化生成大量的NOx。底层二次风水平送入炉内时，由于煤粉高度集中燃烧，在燃烧器出口区域NOx形成较为集中且含量较高；随着底层二次风倾角的增加，火焰下冲深度增加，煤粉集中燃烧程度较低，燃烧器出口区域NOx形成逐渐减少。这主要是由于底层二次风下倾角度增加，延迟了炉拱煤粉气流与底层二次风的混合，强化了下炉膛区域空气分级程度，煤粉燃烧处于更强的还原性气氛条件，已生成的NOx与HCN、NH3和煤焦等发生还原反应。图8(f)为平均NOx体积分数沿炉膛高度方向分布。可以看出：拱上二次风的送入降低了整个截面的平均NOx含量，因此虽然局部NOx含量较高但平均NOx体积分数相对不高；随着底层二次风下倾角增大，下炉膛空气分级程度增强，平均NOx体积分数逐渐降低。

3.3 炉膛出口处相关参数

图9给出了底层二次风不同下倾角度下的炉膛出口参数。底层二次风不同下倾角度下，出口CO体积分数相对变化不大。随着底层二次风下倾角度从0°增加到20°，火焰下冲深度和煤粉颗粒在下炉膛停留时间有所增加，空气分级程度增强，导致炉膛出口氧量、飞灰含碳量以及NOx质量浓度(标准状态，氧量6%)逐渐降低；倾角增加到30°时，炉膛出口氧量、飞灰含碳量以及NOx质量浓度显著降低；倾角继续增加到40°时，降低幅度有所减缓。综合炉内流动及燃烧特性，底层二次风下倾角度为30°时较为合理，既能保证下炉膛火焰下冲深度和火焰充满度，又能改善燃尽特性和NOx生成特性(炉膛出口飞灰含碳量降低了0.22%，NOx质量浓度降低了50 mg/m3)。

图9 底层二次风不同下倾角度下的炉膛出口参数Fig.9 Parameters of the furnace outlet under different declined angles of the lowest secondary air

4 结论

本文以某FW型600 MW超临界燃煤W火焰锅炉为研究对象，在深度空气分级燃烧条件下，对底层二次风下倾角度对炉内流动、燃烧及NOx生成特性的影响进行了数值模拟研究，数值模拟结果与现场实际情况吻合比较好。研究结果表明：底层二次风水平送入炉内时，阻碍了炉拱一次风火焰下冲，下炉膛火焰充满度较差，不利于煤粉燃尽及NOx减排。随着底层二次风下倾角度从0°增加到20°，火焰下冲深度、下炉膛火焰充满度以及煤粉燃尽程度都有所增加，NOx生成量有所减少；倾角增加到30°时，火焰下冲深度、下炉膛火焰充满度以及煤粉燃尽程度显著增加，NOx生成量显著减少；倾角继续增加到40°，火焰下冲深度、下炉膛火焰充满度、煤粉燃尽程度、NOx生成量变化不明显。综合炉内流动及燃烧特性，底层二次风下倾角度为30°时较为合理，既能保证下炉膛火焰下冲深度和火焰充满度，又能改善燃尽特性和NOx生成特性。