风率分配对660 MW机组褐煤锅炉煤粉燃烧性能影响的数值研究.pdf
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1、ratio on coal combustionperformanceina660MwThermalPowerGeneration52(9):195-204.电,2 0 2 3,52(9):19 5-2 0 4.DIAO Baosheng,PENGBinbin,Lixiangetal:umericalationoneffectsof airdistribution引用本文格式刁保圣,彭彬彬,李子祥,等:风率分配对6 6 0 MW机组褐煤锅炉煤粉燃烧性能影响的数值研究 J.热力发Sep.2023THERMALPOWERGENERATION2023年9 月Vo1.52No.9第9 期第52 卷热力
2、发电DOI:10.19666/j.rlfd.202212250风率分配对6 6 0 MW机组褐煤锅炉煤粉燃烧性能影响的数值研究刁保圣1,彭彬彬,李子祥3,王亚军,陈臻1(1.国家能源集团泰州发电有限公司,江苏泰州2 2 532 7;2.中国电力工程顾问集团华东电力设计院有限公司,上海200063;3.上海交通大学机械与动力工程学院,上海200240)【摘要以6 6 0 MW机组墙式切圆锅炉为对象,采用数值模拟方式研究了风率分配对煤粉锅炉炉内燃烧、受热面传热及NO,转化特性的影响规律。结果表明:在固定的燃尽风率下,一次风率的增大使得煤粉燃烧性能呈现先明显恶化而后有所改善的“V字型”变化趋势;一次
3、风率升高将导致燃烧初期生成较多燃料型NOx,并导致炉膛出口NOx排放增大;燃尽风率不会改变燃烧性能随一次风率的变化规律,但其升高将导致煤粉燃烧性能显著恶化的临界一次风率下降;风率分配变化带来的一、二次风射流动量的变化是影响锅炉性能的主要因素,二者动量接近时将导致炉内燃烧性能显著恶化。据此,在锅炉实际运行中应尽量避免一次风率的大幅升高,若必须提高一次风率,则应适当降低燃尽风率来减轻一次风率升高后带来的锅炉性能的恶化。关键词燃尽风率;主燃区;一、二次风率;燃烧特性;褐煤锅炉Numerical investigation on effects of air distribution ratio on
4、 coal combustionperformance in a 660 MW lignite-fired boilerDIAO Baosheng,PENG Binbin,LI Zixiang,WANG Yajun,CHEN Zhen!(1.Taizhou Power Generation Co.,Ltd.,CHN ENERGY Investment Group,Taizhou 225327,China;2.East China Electric Power Design Institute Co.,Ltd.,China Power Engineering Consulting(Group)C
5、orporation,Shanghai 200063,China;3.School of Mechanical and Engineering,Shanghai Jiao Tong University,Shanghai 200240,China)Abstract:Taking a 660 MW wall-tangentially fired boiler as the research object,the effects of air distribution ratioon the characteristics of in-furnace coal combustion and hea
6、t transfer processes and NOx transformation werenumerically investigated.Results show that under the fixed SOFA ratio,the increase of primary air ratio makes theoverall boiler performance changes in V type that deteriorates evidently at first and then gets improved somewhat.The increased in primary
7、air ratio leads to the generation of more fuel-NOx at the initial combustion stage,whichthus increases the final NOx emission at the furnace exit.SOFA ratio does not change the variation trend ofcombustion performance along with the primary air ratio,but its increase leads to the decrease of the cri
8、tical primaryair ratio at which coal combustion performance deteriorates significantly.The variation of primary and secondaryairflow momentums caused by the air distribution ratio is the main factor affecting the overall boiler performance,and coal combustion performance deteriorates significantly w
9、hen their momentums are too close.Based on this,thelarge increase in the primary air ratio should be avoided during the practical boiler operation process.If it isinevitable,the SOFA ratio should be decreased to alleviate the deterioration of boiler performance caused by theincreased primary air rat
10、io.Key words:SOFA ratio;main combustion region;primary and secondary air ratio;combustion characteristics;lignite-firedboiler随着我国经济的快速发展,电力需求将继续大幅增加。据统计,2 0 2 1年国内发电总量达到8534.3TWh,较1990 年增长了12.7 倍 1。鉴于我国以煤为主的资源赋,燃煤火电一直是电力供应修回日期:2 0 2 2-12-2 9第一作者简介:刁保圣(197 2),男,高级工程师,主要研究方向为火力发电生产管理及技术创新,。19620233年热力
11、发电的主力军,其发电量占国内发电总量的6 0%以上 2 。但燃煤发电过程带来诸多问题,如大量排放的氮氧化物(NOx)已成为我国空气污染的重要来源。为满足NO,50mg/m(标准状态,O2体积分数6%)的超净排放标准,国内燃煤机组普遍采用炉后烟气脱硝的方式降低NOx排放。然而,目前常用的选择性非催化还原(selected non-catalytic reaction,SNCR)和选择性催化还原(selected catalytic reaction,SCR)烟气脱硝方式均存在着氨逃逸风险 3,且其脱销效率及成本取决于NOx的初始排放体积分数。因此,炉内低NOx燃烧技术被大量采用,如低NOx燃烧器
12、、烟气再循环、空气分级技术等 4-5。其中,空气分级技术因系统简单、NOx减排效果明显而被广泛使用。该技术中,部分二次风被上移到燃尽区,从而在主燃区创造出富燃贫氧的燃烧条件,进而降低燃料型NO的生成 6 。但燃尽风的引入导致主燃区二次风量减少,并影响此处一、二次风射流的组织。优质煤短缺使得低质褐煤被更多地用于燃煤发电过程。由于褐煤含水率较高(2 5%7 0%)7-8 ,褐煤机组常出现制粉系统干燥出力不足的问题,因而不少电厂采用提高一次风率的方式来增大进入磨煤机中的一次风量及其携带的热量,用以维持制粉系统的干燥出力。但这导致主燃区一、二次风率分配偏离设计工况,破坏了炉内设计良好的射流组织方式,进
13、而影响煤粉燃烧过程 9。如某6 6 0 MW机组褐煤锅炉燃用含水率高达38%的褐煤时,其一次风率被迫提升至45%以上,但仍存在燃烧温度偏低、燃烧效率下降、NOx排放偏高等问题,空气分级的引入降低了锅炉主燃区的二次风量,燃用高水分褐煤时大幅提高的一次风率又进一步减少了入炉的二次风量,这无疑加剧了主燃区一、二次风比例的失调并将导致空气动力场紊乱,最终引起锅炉综合性能的下降。为明确燃尽风及一、二次风率分配对切圆锅炉炉内煤粉燃烧、传热及NOx转化特性的影响,本文将以某6 6 0 MW机组褐煤锅炉为对象开展数值模拟研究,以期为实际锅炉中的风率设计及其运行调节提供指导。1研究对象及方法1.1660MW机组
14、墙式切圆褐煤锅炉简介研究对象为一台II型布置的超临界6 6 0 MW机组褐煤锅炉,具体结构如图1所示。炉膛高6 8.5m,主燃区横截面尺寸为2 0.0 m20.3m。锅炉采用切圆燃烧方式,主燃区四侧炉壁上设有6 层煤粉燃烧器和9层二次风喷口,均匀地分成3个燃烧器组,各组内煤粉燃烧器与二次风喷口间隔布置。主燃区上方3.5m处设有4层角式燃尽风喷口,喷口轴线与炉壁呈48安装。炉顶安装有2 组悬挂屏式过热器和1组末级过热器。为简化计算,模拟过程中忽略悬挂受热面的真实管束结构而将其简化为双面受热平板 10 。右墙4848末级过热器炉膛出口39m屏式过热器计算域出口SOFA484825m左墙annn燃尽
15、区UUUUb)燃烧器布置UUUUU0000000000右墙屏式过热器4.80mU10m0.15mUUUUU0000000000nnnn3.30m主燃区1.60m0.91mUUUUU0000000000annnn末级过热器0m1m00801Y冷灰斗Z1.02m左墙a)炉膛结构)受热面布置图1炉膛结构、燃烧器及受热面布置示意Fig.1 Schematic of boiler structure and the arrangement of burners and heating surfaceshttp:/http:/197第9 期刁保圣等风率分配对6 6 0 MW机组褐煤锅炉煤粉燃影响的数值研究
16、1.2实际燃用煤种特性锅炉设计褐煤含水率约33%,而实际燃用褐煤水分高达38%。本文模拟中采用的褐煤参数与实际燃煤一致,具体见表1。表1实际燃用高水分褐煤参数Tab.1 Properties of lignite with high moisture content工业分析War/%元素分析Wdaf/%Qnet,ar/(MJ-kg-l)水分灰分挥发分固定碳CH0NS38.0016.8620.3724.7775.175.4516.640.951.7912.12锅炉采用热风送粉,磨煤机中研磨干燥后的煤粉颗粒直接由热一次风携带送入炉膛。煤粉粒径分布可由Rosin-Rammler模型!1 拟合,粒径最
17、大值、最小值、平均值及其分布数分别为110 0 um、10 u m、90 um、1.13。由于所研究褐煤水分较高,模拟时若采用传统经验燃料流方法定义煤种特性将无法有效考虑燃烧环境中大量水分的影响 12 。因此,本文将采用简化煤种组分方法定义煤种特性,实际煤种对应的简化煤种组分及其质量分数见表2,其中C表示焦炭,而挥发分则包含一次挥发分及二次挥发分。1.3网格划分方式褐煤锅炉尺寸较大,需合理划分网格才能以较小的计算代价获得可靠的模拟结果。图2 为计算域网格划分方式。在流动及燃烧参数变化剧烈的主燃区及燃尽区附近加密网格以提升计算精度,而在参数变化小的炉底灰斗区和炉顶受热面区域采用稀疏网格降低网格总
18、量。角式燃尽风射流入炉时的预期流动方向与炉壁夹角近乎45,若继续采用主燃区垂直于壁面的网格划分方式将带来较大的伪扩散效应 13。因此,本文对燃尽区网格进行特殊分区处理(图2 c)),以使得此处网格线走向与燃尽风预期流向相近。表2 实际燃用高水分褐煤简化煤种组分及质量分数单位:w%Tab.2 Contents of simplified coal components of high moisture lignite practically used简化挥发分组分液态水焦炭CH4HCNH2COCO2H,O(g)H20(1)C1.3290.2322.3366.1524.1033.03445.706
19、37.108炉顶受热面区域出口b)主燃区局部加密燃尽区主燃区灰斗区a)整体划分)燃尽区分区处理图2 计算域网格划分方式Fig.2 Grid generation scheme of the simulation domain2数值模型及研究工况2.1通用数值模型本文选用ANSYSFLUENT软件模拟褐煤锅炉内复杂的煤粉燃烧过程。由于炉内煤粉燃烧涉及到高度耦合的流动、燃烧、传热、污染物生成等过程,需要选择适当的子模型才能准确反映炉内真实情况。本文所选子模型见表3,具体的模型及模型参数介绍可参见文献 14。2.2煤中水分的特殊考虑方法通常有2 种方式定义煤种参数:一是给出煤的详细化学组成;二是给出
20、煤的无灰基元素组成(经验燃料流方法)。由于煤的化学结构极其复杂,难以给出其详细化学组成,经验燃料流方法被广泛用于优质煤燃烧过程的模拟 18-19。但该方法无法准确考虑高水分褐煤中大量水分蒸发对颗粒着火及燃烧过程的影响 12 。为此,本文采用简化煤种组分方法定义煤种特性,即给出简化后的主要煤种成分,并以H2O(1)形式直接指定入炉煤中水分的存在形态。不少研究者 12,14 已成功利用该方法研究了不同燃烧条件下的褐煤锅炉性能。关于简化煤种组分方法的具体介绍及其参数计算过程可详见文献 2 0 。http:/1982023年热力发电2.3NOx生成/还原模型NOx生成/还原行为由后处理方式计算获得。本
21、文只考虑了体积分数较高的热力型NOx及燃料型NOx,而忽略了数量极少的快速型NOx。热力型NOx由扩展的Zeldovich机理考虑 2 1,其NOx生成速率取决于一系列显著依赖于温度的化学反应,反应中O、O H 体积分数由局部平衡方法求得 2 2 ;燃料型NOx由DeSoete提出的全局模型考虑,其认为挥发分氮以HCN及NH3等中间体形式释放,随后被氧化或还原,而焦炭氮则直接转化为NO23。本文设定HCN与NH3的体积分数为0.9:0.1,且仅有90%的焦炭氮转化为NO,以考虑焦炭的不完全燃尽 2 4。此外,还考虑了已生成NOx的还原过程,其与还原性气态组分的均相还原过程由局部平衡方式计算,而
22、焦炭表面的NOx异相还原过程由Levy等提出的模型考虑 2 5。表3本文选用的数值模型Tab.3 Simulation models used in this work项目所选模型模型数学描述气相RANS方程a(pu,0)/ax,=0(F,00/ax)/ax,+S,颗粒相牛顿第二定律du,/dt=(3uC,Re/4p,d,)(i-u,)+g(p,-p)/p,Re=pd,l,-i/m(t脱挥发分两相竞速模型 15气相燃烧混合分数-PDF15f=(Z,-Zior)/(Zijme-Zi,a)=Jad(f,FH)p(F)arD,=2.53 x107(T,+T,/2 d,R=C,e(/Rf,)焦炭燃烧扩
23、散/动力限制模型 16 dm,/dt=-nd;(pRT,Yo/Mw.ar)D.R/(D。+R)辐射传热P-1 模型 16 9,=-VG/3(+8.)-Co,气相发射率WSGGML17e=a.(T)(1-em)au=-Zba,T-i=0-02.4工况设置及边界条件本文设计了表4所示的9组燃烧工况,其燃尽风率分别为0.15、0.2 0(设计值)、0.2 5,且各燃尽风率下均设有3组不同一、二次风率分配的工况。由于实际锅炉中燃烧器喷口面积固定,一、二次风率变化将导致其风速相应变化。该锅炉设有4层燃尽风,在燃尽风率较低时可关闭部分燃尽风喷口,因此燃尽风率为0.15时燃尽风速度仍为48.1m/s,而燃尽
24、风率为0.2 5时燃尽风速度增大为6 0.1m/s。模拟过程中采用了3种边界条件。速度入口条件用于各燃烧器、二次风及燃尽风喷口截面,用以指定入炉空气及煤粉的速度、温度、流量等信息。定温壁面边界条件用于水冷壁、屏式过热器及末级过热器等受热面,以设定炉内换热过程信息。炉膛出口采用压力出口条件,给定出口处的烟气温度及压力,并允许烟气的回流。表5给出了各工况下相同的操作参数及边界条件设置。表4研究工况参数设置Tab.4 Parameter settings of the simulated cases工况燃尽风率一次风率二次风率一次风速/(ms-l)二次风速/(ms-l)一、二次风动量比10.350.
25、5027.953.40.36620.150.450.4036.242.20.98830.550.3043.832.12.50240.340.4627.149.20.40750.200.430.3734.239.51.00660.520.2841.429.92.57170.320.4325.545.90.41380.250.400.3531.937.40.97590.480.2738.228.82.358http:/199第9 期刁保圣等风率分配对6 6 0 MW机组褐煤锅炉煤粉燃影响的数值研究表5通用边界条件设置Tab.5 Shared settings of the simulated ca
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