燃煤生物质气耦合燃烧负荷适应性数值模拟研究

2022-04-12王西伦吴国强张超群

电力科技与环保 2022年2期

王西伦，刘平，初伟，张冲，吴国强，张超群，李明

(1.烟台龙源电力技术股份有限公司，山东烟台 264006；2.华北电力大学能源动力与机械工程学院，北京 102206 )

1 引言

目前，双碳背景下，煤电转型升级、灵活性改造需求迫切。作为可再生资源，生物质发电具有碳中和效应[1-2]，可代替化石能源，促进煤电清洁低碳发展，对于推动我国能源系统实现碳中和具有重要意义[3]。燃煤生物质耦合协同发电在降低火电机组燃料成本、降低污染物排放量及二氧化碳排放强度、提高机组燃料运行灵活性等显著优势[4-5]，是当前大型燃煤电站可靠可行的技术路线之一[6-8]。

然而，考虑到生物质气化气着火和燃烧特性，锅炉掺烧一定比例的气化气会对锅炉燃烧稳定性产生一定影响[9-11]。如果生物质气化气通入位置不合理将造成炉内能量、温度场分布不合理，进而导致锅炉原热力性能发生变化，存在锅炉经济性下降、高温腐蚀、局部受热面超温安全性降低等风险。因此，掺烧方案需进行详细论证。电力发展规划中提出火电机组灵活性运行要求，针对掺烧方案也应进行负荷适应性分析研究。

目前，已有众多国内外学者对生物质燃烧及其NOx生成机理、生物质与煤粉混燃锅炉的基础燃烧特性及在工程应用中涉及的污染物控制等关键问题进行了试验研究[10-12]；也有学者对煤粉和生物质气混燃锅炉燃烧特性进行了高精度数值模拟研究[13-27]。但研究对象未涉及不同负荷下生物质掺烧方案适应情况。本文以某电厂660MW超临界煤粉锅炉为研究对象，对耦合生物质发电后330MW及450MW两种运行负荷下的燃烧性能进行了研究，旨在掌握不同负荷下煤粉与生物质气共燃的燃烧特性。

2 研究对象与掺烧方案

2.1 研究对象

以某电厂660MW超临界机组直流锅炉为研究对象。

型号：HG-2070/25.4-HM9型。

炉膛断面尺寸为23567.3mm×17012.3mm(宽×深)。

燃烧系统：对冲燃烧。低NOx轴向旋流燃烧器共35只，分别布置于前墙4层、后墙3层。

制粉系统：锅炉配置正压直吹中速磨制粉系统，每台中速磨煤机出口5根粉管供同一层燃烧器所需煤粉，共7台。按设计煤种投运6台磨煤机即可保证锅炉的最大连续负荷设计，另1台备用。

煤质特性如表1所示。

表1 煤质特性表

2.2 共燃方案

设计结构合理的生物质气化气燃烧器，保证将生物质气以合理的动量送入炉膛火焰中心区域。将5只燃气燃烧器布置于前墙第四层燃烧器所对应的后墙相同标高处，位置如图1所示。生物质气化燃烧器位于燃尽风下部，燃气着火后火焰被燃尽风封堵，不会导致火焰中心上移问题。

图1 生物质气化气掺烧位置图

生物质气来源于生物质高速循环流化床气化装置。生物质原料经生物质储存和上料系统进入气化室，与鼓风机送入的空气进行气化，产生的气体经分离器、除尘器和换热器后，获得400℃的洁净燃气，送入炉膛燃烧。

生物质气化燃气主要参数如表2所示。

表2 生物质气特性表

3 模型与计算方法

3.1 计算区域及网格划分

采用全炉膛及燃烧器1∶1建模，以保证计算模型与电厂现场实际的吻合度。

燃烧器及炉膛计算域采用高质量结构化网格。另外，为使计算结果更加精准，对炉膛燃烧器喷口附近区域进行加密。

三维模型及网格如图2所示。

图2 全炉膛模型及网格图

3.2 数学模型

燃烧过程是一种集流动、传热、化学反应等为一体的复杂过程，为准确描述以上过程，需要合理选择数学模型。

考虑该研究对象的燃烧器组织旋流湍流，因此采用带旋流修正的Realizable K-ε双方程[28-30]进行计算，该模型在漩涡、流线弯曲、旋转等有更好的表现力。壁面区域范围内由于湍流模型在此区域失去意义，因此在避免区域边界采用无滑移边界条件，流体近壁面区域通过湍流模型结合壁面函数法将壁面与炉内湍流核心区的物理量相联系以对壁面区流场进行计算。

采用涡扩散(Eddy-Dissipation)模型计算燃烧过程，将同相的燃烧反应与异相煤粉颗粒燃烧模型进行有机耦合，能够较真实地反映炉内燃烧状况；煤热解采用双方程模型；挥发份的释放采用单反应模型(Single-Rate Model)[30]；焦炭的燃烧采用动力/扩散模型[25]。煤粉轨迹追踪采用颗粒随机轨道模型(Stochastic Tracking)[31]，其粒径遵循Rosin-Rammler分布。炉膛辐射传热采用离散Discrete Ordinates模型。

依据炉膛内NOx生成主要来源，本次模拟计算采用燃料型NOx及热力型NOx两种。

3.3 边界条件及计算工况

鉴于目前电力行业产能过剩的实际情况以及高负荷下炉膛燃烧组织相对稳定而受生物质气燃烧影响弱的特点，选择330MW及450MW负荷研究掺烧方案适应性。

由于生物质气化燃气着火和燃烧特性较差，锅炉掺烧到一定比例的生物质气会对锅炉稳定燃烧产生一定影响，且可能会在尾部烟道的二次燃烧锅炉水平烟道及尾部受热面未燃尽燃气存积造成二次燃烧，导致较大的安全隐患，因此掺烧的比例尤为重要，经详细论证，确定生物质发电功率为30MW，则330MW负荷及450MW负荷下，燃煤负荷分别是300MW及420MW。

计算工况及计算参数如表3所示。

表3 计算工况及计算参数表

3.4 计算方法及验证

为减少计算工作量，采用首先计算单个煤粉燃烧器、燃气燃烧器及燃尽风燃烧器两相流场，然后将各燃烧器出口数据导入炉膛计算域进而计算炉膛流动及燃烧状况的方式。

为了验证计算方法及使用模型的准确性，采用将燃煤工况数值模拟结果与锅炉校核热力计算结果对比的方式进行验证，如表4所示。计算误差在可接受的误差范围内，表明所选用的计算方法合理。

表4 数值模拟与热力计算数据对比情况

4 结果与讨论

4.1 流场分布

流场情况关系着炉膛内正常燃烧组织。两种负荷下炉膛中心纵截面流场分布如图3所示。

图3 炉膛中心纵截面流场分布云图

从图3可见，两种负荷下，生物质气流深入炉膛中心区域，未对炉膛正常燃烧组织产生影响，也未造成燃尽风动量失衡。

4.2 温度场分布

燃烧过程中不同负荷下两种工况炉膛中心纵截面温度分布云图如图4所示，生物质气燃烧器层横断面温度分布云图如图5所示。

图5 燃气燃烧器层横断面温度分布云图

从图4可见，330MW负荷下前后墙投运燃烧器分布不对称，导致同层燃烧器出力偏差大，进而导致炉膛内煤粉分布燃烧不均，造成燃烧组织出现偏烧问题。但由燃煤工况和共燃工况对比发现，在后墙第四层喷入生物质气，对于偏烧有一定抑止作用；掺烧生物质气火焰中心变化不大，基本处于燃尽风与上层燃烧器之间；生物质气喷入火焰中心后迅速着火燃尽导致局部温度较高。

450MW负荷下，喷入生物质气对炉内温度场影响较小，火焰中心变化较小。但由于高负荷下炉膛温度较高，生物质气着火距离较低，使得生物质气燃烧器喷口不远处出现高温区，相比燃煤工况，高温区域略向后墙偏移。

从图5可见，330MW及450MW两种负荷下，掺烧生物质气后，火焰高温区向后墙偏移，但后墙壁面附近温度不高。生物质气燃烧器层横断面热负荷较燃煤工况要均匀，对于水冷壁换热有利。

4.3 烟气组分分布

两种负荷燃煤工况及共燃工况下，O2、CO在炉膛中心截面的分布云图分别如图6及图7所示。

图6 炉膛中心纵截面O2分布云图

从图6可见，低氧区域主要集中于煤粉与生物质气气流着火初期以及炉膛中心区域，壁面附近氧量较高，处于氧化气氛不存在高温腐蚀风险。

图7 炉膛中心纵截面CO分布云图

从图7可见，330MW及450MW两种负荷下，通入生物质气后，生物质气气流强化了燃尽风对主燃区气流的封堵作用，使得共燃工况燃尽风之上的CO分布少于燃煤工况。

4.4 煤粉分布及燃尽分布

煤粉颗粒及燃尽情况在炉膛中心截面的分布云图如图8及图9所示。

从图8可见，330MW负荷下，通入生物质气之后煤粉气流被拉长，燃尽变差。但450MW负荷下，虽然通入生物质气之后煤粉气流同样被拉长，但生物质气气流在煤粉气流尾部迅速着火并提供高温热源，结合煤粉燃尽云图9可知，生物质气气流强化燃尽风对煤粉气流的封堵，使得共燃工况未燃尽煤粉在燃尽风附近燃尽，燃尽效果优于燃煤工况。

从图9可见，330MW及450MW两种负荷下，生物质气气流强化燃尽风对粉煤气流的封堵，使得共燃工况的煤粉燃尽主要集中在下炉膛。

图8 炉膛中心纵截面煤粉颗粒分布云图

图9 炉膛中心纵截面煤粉燃尽图

4.5 燃烧参数

与燃烧相关的经济参数及环保参数，数值计算结果如图10及图11所示。

从图10可见，由于生物质气的掺烧，330MW负荷下飞灰含碳量由0.69%增长至1.67%；450MW负荷下飞灰含碳量由2.4%依次降至1.67%。主要由于450MW负荷下，投运的煤粉燃烧器距离生物质气燃烧器较近，煤粉气流着火后不远即碰到生物质气燃烧所造成的高温气氛，被继续加热，而后补入燃尽风有利于焦炭燃尽；而330MW负荷下，相比高负荷炉温低，且生物质发电比例占比大，理论燃烧温度降低幅度也大，煤粉燃尽变差。