周昊1，童汇源2，孙平1，岑可法1
1．浙江大学热能工程研究所，浙江省杭州市310027；2．浙江北仑发电厂，浙江省宁波市315800
1 引言
四角切圆燃煤锅炉在我国得到广泛应用，但随锅炉容量增大，切圆燃烧锅炉炉膛出口扭转残余导致的炉膛出口烟气烟速及烟温偏差大，使受热面超温爆管趋势增加。而煤质变化幅度较大时，炉内流场配合不当，又会发生结渣事故。随环保要求的日益严格，大型锅炉的NOx排放特性也逐渐得到重视。
为解决大型四角切圆燃烧锅炉的以上问题，提出了炉内偏转二次风系统，其基本原理是将部分或全部二次风偏离一次风，在一次风和炉膛水冷壁之间形成一层风膜，达到风包粉的效果，实现炉内防结渣的目的。为解决炉膛出口烟速和烟温偏差问题，往往将炉膛下部的二次风正切，而将炉膛上部的二次风和燃尽风反切消旋。以上布置配合大型锅炉中的燃尽风系统，构成了炉内水平方向和高度方向的分级燃烧。实际使用表明，偏转二次风设计运行合理时，能达到稳燃、防结渣和降低炉膛出口烟速、烟温偏差的效果，但设计不当时，不但得不到以上效果，而且造成炉内燃烧恶化、结渣严重、水冷壁磨损等问题。
本文通过对某600 MW锅炉进行的冷热态多工况试验，摸索偏转二次风系统的炉内空气动力特性和热态运行特性，采用数值计算对该炉炉内流动、传热、燃烧和氮氧化物生成过程进行模拟，并将模拟结果与试验结果比照，为大型电厂锅炉采用偏转二次风系统的设计和运行提供参考。
2 研究对象介绍
某600 MW四角切圆煤粉锅炉为亚临界、一次再热控制循环汽包锅炉，炉膛尺寸（19558 mm×16 432．5 mm）。炉膛四角布置切向摆动式燃烧器，燃烧器可在上、下方向±20°范围内摆动，以调节再热汽温。满负荷条件下投用A－E层一次风，F层一次风备用。
锅炉炉膛结构和燃烧器结构如图1所示，原设计燃烧器安装角度如图1（c）中所示，一二次风以相同切角喷入炉内，在炉内形成一个直径为1600 mm的切圆。投运以来存在炉膛出口烟速、烟温偏差严重，易结渣等问题，采用二次风偏转技术进行了改造，一次风安装角度不变，二次风AB、BC、CD、DE层按设计切圆旋转方向正向偏转17°，而二次风EF、FF反向偏转1 7°，燃尽风OFA、OFB反向偏转23．5°。
3 数值模拟方法
切圆燃烧锅炉中，气流从四角喷口喷入，在炉膛内形成了旋涡，炉内流动已接近强旋流动的范围，采用最常用的标准k－ε方程模拟炉内流动存在着困难。而抛弃湍流粘性系数的概念，应用直接求解雷诺应力的应力模型比较理想，但其工作量巨大，尚难以得到工程上的广泛应用［1］。本文应用RNGk－ε模型对炉内流动进行数值模拟，其具体模型和方法可参考文［2］。
采用蒙特卡洛方法模拟炉内辐射换热，并用有限差分方法计算对流换热和导热，获得炉内温度场分布。采用拉格朗日方法处理气固两相间的作用，随颗粒在炉内的运动轨迹计入颗粒的燃烧过程，采用脉动频谱随机轨道模型［3］（FSRT模型〕考虑颗粒的湍流耗散，颗粒燃烧过程包括煤粉热解模型、碳的非均相反应模型、气相湍流燃烧等。将流动、传热和燃烧的计算过程耦合计算，获得不同工况下的炉内流场、温度场、气相场和煤粉燃烧规律。通过后处理方法［4］计算炉内NOx的生成量，其中热力NOx按泽尔多维奇机理计算，而燃料NOx的计算采用的是文［5］［6］［7］提出的模型，考虑了挥发分NOx和焦炭NOx的生成及炉内NOx的还原机理。
4 冷模和冷炉试验
对图1所示锅炉按比例缩小建立冷态模化试验台架，对二次风同方向反切或一次风同方向反切工况进行冷模试验和数值模拟，获得炉内相对切圆直径与正反向（顺时针方向为正向，逆时针方向为反向）旋转气流的理论动量矩之比Φ［8］之间的关系。文［8］的试验和数值模拟结果表明，在Φ＜1．2时，随Φ的增加炉内逆向旋转切圆直径不断减小，而Φ＞2时，切圆变为顺时针方向旋转，并随Φ的增加切圆直径不断增加，Φ＝1．2～2．0间可视为过渡区。
但对于下部二次风正切，上部二次风反切的图1（c）所示的二次风偏转系统，炉内相对切圆与Φ的关系并不同于文［8］的结论。冷炉试验表明，在原燃烧器安装角度下，炉内相对切圆直径为0．5左右，而图1（c）所示改造方案条件下，Φ＝0．488 6，由文［8］结论可知炉内切圆应小于原设计工况，但冷炉试验结果并非如此，见图2。炉内切圆比未改造前明显增加，特别是A层切圆直径增加明显，但炉膛出口扭转残余比改造前有所好转。
5 数值模拟结果
（1）炉内空气动力结构
图3（a）（b）示出了改造前后A层一次风截面流场数值模拟结果，可见由于下部二次风正切，而一次风二次风喷口间间距很小，动量携带的结果导致一次风标高处气流切圆也明显增大，气流几乎贴墙，与冷炉试验结果吻合，可能会带来水冷壁磨损和结渣问题。图3（c）示出了炉膛出口截面流场，说明尽管上部二次风和燃尽风反切减弱了扭转残余，但其绝对值仍然不小。
（2）炉内温度场
图4示出了600 MW负荷下某燃烧器层横截面温度场，可见由于对流的存在，燃烧器附近区域温度可高达1 500℃以上，可保证燃烧器出口一次风良好着火。
（3）颗粒运动轨迹
图5示出了改造后运行工况下典型颗粒（20μm，50μm，90μm）在炉膛横截面上的投影图，可见尽管二次风大角度正切，但炉内颗粒并无明显的刷墙现象，这一结论在锅炉实际运行中得到论证，体现为锅炉无明显结渣和水冷壁磨损现象发生。
（4）气固相燃烧和NOx生成模拟
图6示出了改造后燃烧器截面的O2和NOx体积浓度分布，可见在燃烧器区域附近，由于挥发分大量析出，挥发分中氮成分被迅速氧化成HCN等中间产物，并进一步转化成NO，该区域NO浓度大致在600μL／L～800μL／L。计算获得的炉膛出口的NOx排放浓度为418μL／L，而热态实炉测得为423．5μL／L（均折算到6％氧量）。炉膛高度方向的NOx体积浓度分布见图7，可见由于燃尽风的存在，NOx明显存在一个谷值。
6 结论
（1）大型四角切圆燃烧锅炉采用下部二次风正切，上部二次风和燃尽风反切，能起到一定的减轻炉膛出口扭转残余效果，并且能在炉膛水冷壁附近形成高氧环境，有利于防止结渣。
（2）对于下部二次风正切，上部二次风和燃尽风反切的偏转二次风系统，由于正切二次风的存在，炉内切圆明显增大，并且炉膛下部燃烧器出口气流贴墙严重，设计和运行中应充分予以注意。
（3）由二次风同方向反切或一次风同方向反切工况得出的正反向旋转气流的理论动量矩比Φ与炉内切圆的关系并不适合于下部二次风正切，上部二次风和燃尽风反切的偏转二次风系统，表现为尽管反切动量的存在，且Φ＝0．488 6，但炉内切圆仍然很大，炉膛出口也存在相当扭转残余，有必要进一步增大Φ值。
（4）采用数值模拟对炉内流场进行了模拟，结果表明采用RNGK－ε模型模拟四角切圆炉内流场可行，结果令人满意。
（5）计入对流的蒙特卡洛方法对炉内换热进行模拟的结果与试验比较基本吻合。在流场和温度场计算基础上结合炉内颗粒运动过程和燃烧过程的计算结果获得了炉内的燃烧、污染物生成的规律，与试验结果比较也是真实可信的。
（6）下部二次风正切，上部二次风和燃尽风反切的偏转二次风系统，由于二次风对一次风的牵引作用，设计不当时，会导致一次风刷墙，应予以重视，通过试验和数值模拟手段进行正确的参数选取。
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