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

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 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)Corporation,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 heat 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 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 critical 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 when 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 ratio.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、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)C1.3290.2322.3366.1524.1033.03445.70637.108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10.350.5027.953.40.36620.150.450.4036.242.20.98830.550.3043.832.12.50240.340.4627.149.20.40750.200.430.3734.239.51.00660.520.2841.429.92.57170.320.4325.545.90.41380.250.400.3531.937.40.97590.480.2738.228.82.358http:/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 cases项目数值项目数值过量空气系数1.18分隔屏过热器壁面温度/K850一次风及煤粉颗粒温度/K338末级过热器壁面温度/K893二次风及燃尽风温度/K671计算域出口温度/K1200水冷壁壁面温度/K750计算域出口压力/Pa-2003结果与分析3.1模型验证针对燃尽风率为0.2 0 的实际运行工况，设计了3组网格数量分别为2 2 8 万、453万、6 8 1万的网格系统进行网格无关性测试，并选取沿炉膛高度方向的截面平均流速、温度分布及炉膛四侧水冷壁受热面上平均热负荷强度分布作为网格质量的评价指标，计算结果如图3所示。由图3可知，网格数量从2 2 8 万增加到453万时各参数均有较大改变，而网格数量继续增加到6 8 1万时各参数变化幅度很小。因此，可认为453万网格单元系统可产生与网格密度无关的数值结果，选取其进行后续模拟研究。同时，为验证模型准确性，将453万网格单元系统下的模拟结果与锅炉运行数据进行对比，结果见表6。22.1-228万(5.）453万*681万20.418.717.015.305101520距参考平面距离/ma)烟气平均流速1650上228万453万1595-681万15401485143005101520距参考平面距离/mb)燃烧温度192-228万-453万(/180-681万16815614405101520距参考平面距离/mc）水冷壁热负荷强度图3不同网格系统下主燃区速度、温度及传热强度比较Fig.3 Comparisons of velocity,temperature and heat fluxintensityunderdifferent mesh systems表6 炉膛出口处烟气参数对比Tab.6 Comparison of flue gas parameters at the furnace exit温度/K速度/(ms-l)d(02)/%d(CO2)/%运行数据1237.1011.204.7018.72模拟结果1212.4010.704.9218.85误差/%1.994.464.680.69由表6 可见，选取炉膛出口处（末级过热器后方）的烟气参数模拟值与电厂实际运行数据对比，发现各参数的模拟结果与参考数据的相对偏差均在5.0%以内。考虑到实际锅炉运行数据测量过程中的波动性，这一较小偏差足以证明本文所建立的数值模型可较为真实地反映褐煤锅炉炉内的流动、煤粉燃烧及受热面传热情况。3.2一、二次风率分配对锅炉性能的影响为满足制粉系统干燥出力而提高的一次风率是导致炉内空气动力组织变化的直接因素。下面将选取不同一次风率下性能参数的变化来分析一、二次风率分配对锅炉性能的影响。3.2.1燃烧温度与受热面吸热量图4给出了沿炉高方向的平均温度分布及各受热面吸热量的变化对一、二次风率分配对锅炉性能的总体影响。由图4a)可知：由于主燃区煤粉燃烧器及二次风喷口分组布置，各工况下温度分布均存在明显的波峰与波谷；随一次风率升高，主燃区温度http:/20233年200热力发电水平整体呈先明显下降、而后有所回升的趋势，而燃尽区上方燃烧温度先略有上升、而后明显降低。这表明一次风率从0.34升高至0.43后，主燃区煤粉燃烧过程的放热量显著减少，而部分煤粉颗粒在燃尽区上方继续燃烧放热；当一次风率增大至0.52后，主燃区煤粉燃烧放热过程有所改善，但炉内整体燃烧温度水平仍低于一次风率为0.34的工况。图4b)中各受热面吸热量变化规律与燃烧温度一致。一次风率升高至0.43后，主燃区燃烧温度的下降使得四侧水冷壁吸热量大幅降低，而燃尽区上方温度的小幅升高导致屏式过热器和末级过热器吸热量有所增加。但由于水冷壁吸热量占主导地位，各受热面吸热总量仍明显下降。而当一次风率升高至0.52后，主燃区温度的回升使得水冷壁吸热量增加，但燃尽区温度的大幅下降使得悬挂受热面吸热量明显降低，炉内受热面总吸热量仍降低。+工况41600工况5+工况615001400燃尽区1300主燃区0102030距参考平面距离/ma)燃烧温度615屏式过热器末级过热器10060095585+一水冷壁90一总和4846846456444440.3400.4300.520一次风率b）各受热面吸热量图4不同一次风率下炉内燃烧温度及受热面吸热量分布Fig.4 Distributions of combustion temperature and heatabsorption amount under scenarios with various primaryairratios3.2.2烟气组分及未然尽颗粒浓度图5给出了不同一、二次风率分配下炉内烟气组分体积分数的分布。由图5可知，与工况4相比，工况5中主燃区残余O2体积分数增加而完全燃烧产物CO2体积分数降低，且不完全燃烧产物CO和H2体积分数升高。燃煤锅炉中CO源于煤粉的不充分燃烧过程，而H2来自煤粉颗粒与水蒸气的气化反应，因而上述变化表明工况5中主燃区煤粉燃烧变差，且部分未燃尽颗粒与水蒸气发生了明显的气化反应。部分煤粉颗粒在燃尽区及其上方继续燃烧，并导致此处氧体积分数更快下降（图5a)）、而CO2体积分数迅速回升（图5d)）。相比于工况5，工况6 中主燃区煤粉燃烧行为有所改善，未利用的O2体积分数降低而CO2体积分数有所回升，且不充分燃烧产物CO及H2体积分数明显降低。同时，较少的煤粉颗粒在燃尽区上方燃烧，此处的氧体积分数降低幅度及CO2体积分数升高幅度均有所减缓。5.5一工况4一工况5一工况64.43.32.20102030距参考平面距离/ma)o,体积分数1.27工况4一工况5工况60.9%0.60.30102030距参考平面距离/mb)Co体积分数0.8一工况4工况5一工况60.60.40.20102030距参考平面距离/mc)H,体积分数http:/201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烧性能影响的数值研究一工况4一工况513.6工况612.812.011.2日0102030距参考平面距离/md)Co,体积分数图5不同一次风率下炉内烟气组分体积分数分布Fig.5Distributions of volume fractions of flue gascomponents under scenarios with various primary air ratios未燃尽煤粉颗粒质量浓度可表征燃烧过程的优劣，但一、二次风率不同导致主燃区燃烧空气的投入位置不同，主燃区各处煤粉质量浓度初始值不同，不易比较。图6 给出了主燃区上方未燃尽煤粉颗粒质量浓度的截面平均值分布，可直接反映主燃区煤粉燃烧利用的充分程度。由图6 可以看出，一次风率升高后主燃区未燃尽颗粒质量浓度先明显升高而后有所降低，但最终仍高于一次风率较小的工况4中。0.016工况4(./一工况5工况60.0140.0120.01018202224距参考平面距离/m图6 不同一次风率下主燃区上方未燃尽颗粒质量浓度Fig.6 Unburnt particles concentration above SOFA regionunder scenarios with various primary air ratios结合图4、图5和图6 可知，一次风率的持续升高将导致炉内煤粉燃烧性能呈“V字型”变化。一次风率小幅升高（0.43）导致主燃区氧气和燃料利用率降低，煤粉燃烧反应变差而其气化反应增强，煤粉燃烧过程放热量减少，四侧水冷壁传热过程减弱。同时，部分未燃尽颗粒在燃尽风作用下迅速燃烧，放出部分热量并导致燃尽区上方温度升高和炉顶悬挂受热面吸热量增加。而一次风率的大幅升高（0.52）促进了主燃区煤粉燃烧过程，消耗了更多的氧气和燃料且放出更多的热量，水冷壁吸热量有所增加。同时，燃尽区上方的煤粉后燃过程受到抑制，燃尽区上方温度及悬挂受热面吸热量均降低。3.2.3炉膛出口NOx排放图7 给出了不同一、二次风率分配工况下沿炉膛高度的NOx体积分数分布。通常，增大燃烧初期煤粉颗粒周围的氧体积分数将促进燃料型NOx的生成，因而一次风率的升高理应导致炉内NOx体积分数的增加。但从图7 可知，一次风率持续升高过程中主燃区NOx体积分数先有所降低，而后显著升高。这是因为一次风率小幅升高后主燃区存在较多的还原性气体（CO和H2）和未燃尽颗粒，有利于还原煤粉燃烧初期已生成的NOx，因而工况5中主燃区的NOx体积分数不会显著增加。然而，燃尽区及其上方部分煤粉颗粒的后燃过程将产生一定量的NOx，且此处生成的NOx不易被还原，因而工况5中的NOx水平快速升高至高于工况4。工况6 中主燃区还原性组分体积分数大幅减少，不能有效还原燃烧初期大量生成的燃料型NOx，因而其主燃区NOx体积分数明显升高。就炉膛出口而言，一次风率的升高将导致NOx排放量增大，3个工况下炉膛出口的最终NOx排放体积分数分别为2 2 4.510-6、238.8 X10-6、2 8 6.9X 10-6。一工况4350一工况5一工况6300250200E0102030距参考平面距离/m图7 不同一次风率下炉内NOx体积分数分布Fig.7 Distributions of NOx content under scenarios withvariousprimaryairratios3.3燃尽风率对锅炉性能的影响由上可知，主燃区一、二次风率分配的变化显著影响锅炉总体性能，而燃尽风率的变化将直接影响主燃区一、二次风率的分配。为此，本部分将探究燃尽风率变化对主燃区不同风率分配方式下锅炉性能的影响。图8 为燃尽风率为0.15和0.2 5时各一、二次风率分配工况下截面平均温度分布。由图8 可以发现，在燃尽风率为0.15和0.2 5条件下，一次风率的持续http:/2022023年热力发电升高仍将导致燃烧温度呈“V字型”变化趋势。一次风率小幅升高后（工况2、工况8）主燃区温度明显降低，而一次风率继续大幅升高后（工况3、工况9）燃烧温度有所回升，但仍明显低于较小一次风率工况中（工况1、工况7），如图8 a)中一次风率为0.35、0.45及0.55时对应的燃尽区下方（Y=020m）平均温度分别为152 3.7、147 6.5、149 3.9 K。一工况11600一工况2工况315001400燃尽区1300主燃区0102030距参考平面距离/ma)燃尽风率0.15一工况71600一工况8工况915001400燃尽区1300主燃区0102030距参考平面距离/mb）燃尽风率0.2 5图8 不同燃尽风率下炉内燃烧温度及受热面热负荷分布Fig.8 Distributions of combustion temperature and heattransfer intensity under scenarios with various separatedover-fireairratio不同燃尽风率下炉内各受热面吸热量变化见表7。表7 不同燃尽风率下炉内各受热面吸热量变化Tab.7 Variation of heat absorption amounts on heatingsurfaces under scenarios with various separated over-fireairratios受热面辐射吸热量/MW工况燃尽风率水冷壁屏式过热器末级过热器总和1473.691.945.5611.020.15440.895.047.0582.83441.386.743.2571.27475.792.744.7613.180.25443.196.047.2586.39450.684.243.0577.8由表7 可见：炉内各受热面吸热量变化与温度变化趋势高度吻合；工况2、工况8 中主燃区温度的降低使得水冷壁吸热量明显下降，而燃尽区炉顶温度的上升则使得悬挂受热面吸热量增加；工况3、工况9中主燃区燃烧温度的回升使得水冷壁吸热量略有增加，而炉顶悬挂受热面吸热量相应降低。但就炉内各受热面吸热总量而言，一次风率的持续升高仍将导致炉内吸热总量的降低。表8 给出了不同燃尽风率下炉内燃尽区下方区域（Y=020m）烟气组分参数的平均值。由表8 可知，烟气组分体积分数仍随一次风率的持续升高而呈现“V字型”变化。结合燃烧温度及受热面吸热量变化趋势可知，燃尽风率变化并不会改变一次风率持续升高对炉内煤粉燃烧性能的“V字型”影响规律。表8 各工况下燃尽区下方（Y=020m）烟气参数平均值Tab.8 Averaged values of major combustion parametersbelow SOFA region(Y=020 m)under various cases烟气组分体积分数/%工况燃尽风率02CO2COH2H2013.84912.5340.3640.19514.69120.154.20412.1350.6150.33314.38433.98712.4370.3510.17714.58472.45213.2850.8920.49215.87480.252.89212.8601.1000.65215.46492.43813.3120.8650.47815.8883.4风率分配变化影响锅炉性能的机制表4中给出的射流信息可用于明确风率分配变化影响锅炉性能的机制。煤粉燃烧过程中，动量差距大的一、二次风射流间可形成强弱射流，有利于射流的相互卷吸与物质交换 2 6 ，从而促进一次风中未燃尽煤粉颗粒与二次风中氧气的混合。由表4可见：一次风率较小时（工况1、工况4、工况7），二次风动量明显高于一次风，有利于促进空气与煤粉的混合及随后的煤粉燃烧过程；一次风率小幅升高后（工况2、工况5、工况8），一次风率及其速度增大而二次风率及风速降低，使得一、二次风射流动量几乎相等，不利于风粉间的有效混合，因而煤粉燃烧性能显著恶化；而当一次风率大幅升高后（工况3、工况6、工况9），一次风动量明显高于二次风，二者之间重新形成强弱射流关系，一次风可有效卷吸二次风来补充煤粉继续燃烧所需的氧气，煤粉燃烧性能又有所改善。http:/203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然而，一次风率的大幅升高将导致一次风粉射流中煤粉颗粒浓度明显降低，且入炉初期煤粉颗粒周围存在大量温度较低的一次风。与此同时，体积流量较大的单股一次风粉射流着火所需热量较多，因而，较大一次风率下的煤粉颗粒着火及其后续燃烧过程均受到不利影响。所以，尽管一次风率大幅升高后（工况3、工况6、工况9）其一、二次风射流间的相互卷吸增强，但炉内煤粉燃烧性能仍不如较小一次风率条件下（工况1、工况4、工况7）。进一步可知，尽管燃尽风率不会改变主燃区一次风率持续升高对煤粉燃烧性能的“V字型”影响规律，但将影响煤粉燃烧性能显著恶化对应的临界一次风率。燃尽风率的升高将导致临界一次风率下降，如燃尽风率为0.15、0.2 0 及0.2 5时对应的临界一次风率分别为0.45、0.43和0.40。其原因在于燃尽风率的升高将导致主燃区二次风量减少，二次风初始动量也随之降低，因而达到一、二次风射流动量接近时所需的一次风率相应降低。由上可知，燃尽风率的升高使得主燃区一、二次风率的可调节范围缩小，较高燃尽风率下小幅提升一次风率即可导致炉内煤粉燃烧性能显著恶化，这显然不利于燃煤锅炉的运行调整。因此，在实际锅炉运行中，若因某些因素（如煤种含水率升高）而不得不提高一次风率，则应相应地降低燃尽风率，以扩大主燃区一、二次风率的可调节范围，避免锅炉性能的明显下降。4结论基于建立的6 6 0 MW机组切圆锅炉燃烧模型，研究了风率分配对炉内煤粉燃烧、传热及NOx生成特性的影响规律，分析了其作用机制，所获主要结论如下。1）主燃区一、二次风率分配显著影响煤粉燃烧性能。随着一次风率持续升高，煤粉燃烧性能呈现先明显恶化而后有所改善的“V字型”变化规律。2）一次风率升高后颗粒周围存在更多氧气，燃烧初期将生成更多的燃料型NOx，并导致炉膛出口NO排放量升高。3）燃尽风率不会改变一次风率升高对煤粉燃烧性能的“V字型”影响趋势，但将影响煤粉燃烧性能显著恶化的临界一次风率。燃尽风率越大，临界一次风率越小。4）不同一、二次风率分配导致的二者射流动量的变化是影响煤粉燃烧性能的主要原因，二者动量过于接近时将导致煤粉燃烧性能显著恶化。5）煤粉锅炉运行中应避免提高一次风率，若不得不提高一次风率，则应合理降低燃尽风率，以避免一次风率升高后锅炉性能的显著恶化。参考文献1BP statistical review of world energy 2022R/OL.(2022-06-28)2022-10-28.https:/ .热力发电,2 0 2 2,51(1):11-2 0.WANG Yueming,YAO Mingyu,ZHANG Yifan,et al.Study on low-carbon development path of coal-firedpower generation.Thermal power generation,2022,51(1):11-20.3辛胜伟，韩平，段彩丽，等.30 0 MW机组循环流化床锅炉选择性非催化还原系统模拟及优化研究 热力发电,2 0 2 1,50(11):12 2-12 9.XIN Shengwei,HAN Ping,DUAN Caili,et al.Simulationand optimization of SNCR system of 300 MW circulatingfluidized bed boilerJ.Thermal power generation,2021,50(11):122-129.4WANG J C,FAN W D,LI Y,et al.The effect of air stagedcombustion on NOx emissions in dried lignite 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