直吹式制粉系统出粉管煤粉均匀性对燃烧的影响-USB迷|专注于互联网分享

2024年10月29日发(作者：圭令怡)

国内大容量电站锅炉普遍采用直吹式制粉系统，对于四角切圆燃烧方式，其最基本特征是直流燃烧器的几

何轴线与位于炉膛中心的一个或数个假象切圆相切，在炉膛内形成一个总体旋转的火球，达到稳定煤粉燃

烧，获得高的燃烧效率的目的，并保持炉内不结渣，同时结合分级燃烧技术，还可获得低的氮氧化物排放

浓度。由于粉量偏差造成炉膛内切圆偏斜，产生热负荷偏斜、结渣、炉内燃烧工况恶化，飞灰含碳量高等

问题。对于旋流燃烧器，由于以单个燃烧器组织燃烧，各燃烧器一次风量和煤粉浓度的分配不均衡对锅炉

安全优化运行也是不利的。

制粉系统各输送管道的煤粉分配的不均衡，各支管粉量偏差大，风煤比偏差大，造成后期风粉得不到

充分混合，燃烧状况不理想，负荷响应慢，炉渣可燃物高，严重影响锅炉的安全经济运行。同时，支管内

风粉不均匀，出现的绕绳现象，如果分层状态的空气和煤粉进入燃烧器，就会导致,火焰不稳定，燃烧不均

匀，未燃碳（LOI）增加，结渣，冲刷炉壁，CO和O2不平衡等现象。因此，改善制粉系统各输送管道的

煤粉分配的均衡及支管内风粉均匀性，是提高锅炉燃烧效率，降低煤耗，提高锅炉安全运行的有效手段。

控制燃烧型NOx（不包括再燃烧）采用在燃烧初期限制氧气量，使燃料氮转变成氮气（N2）而不是一

氧化氮（NO）。然而，这会伴随燃烧效率降低、导致燃料成本增加、粉煤灰销售收入的损失和静电除尘器

除尘效率的降低。改进粉煤的细度和分配能降低灰含碳量而不使NOx排放量明显地增加。

同时，在正常运行范围内NOx的产生量基本上与过剩空气量成线性关系，而灰含碳量随着过剩空气量

减少而快速增加。不良的粉煤分配也将引起与安全有关的火焰稳定性的恶化，并加快了粉煤系统部件的腐

蚀和粉煤在管道中沉积。

煤粉细度测定和控制的利益

适合的煤粉细度，能使燃烧更充分，减少飞灰含碳量；

增加对煤种的适应性；

减少煤粉在炉膛内的燃烧时间，降低出口烟温；

Ø增加制粉系统出力，增加磨煤机的储备，降低制粉电耗

Ø稳定燃烧，均匀的一次风粉使燃烧火焰中心不偏斜，减少火焰偏斜造成的刷墙，减少炉膛的结焦；

Ø合理的风煤配比，降低飞灰含碳量，提高飞灰的利用价值

Ø通过在稳定运行的条件下降低风量，降低氮氧化物的排放.

Ø降低制粉系统的（但是安全的）输送速度，减少一次风风量，提高制粉系统出力

300MW

锅炉

机组

燃烧

调整及

优化

孙见生

（国电宣威发电有限责任公司发电部）

[摘要]本文叙述了国电宣威发电有限责任公司

锅炉

运行中出现的问题，针对出现

的问题进行了分析并采取了措施，对取得的成果进行分析总结。

[关键词]

锅炉

燃烧

优化

调整

一、概述

1、

锅炉

简介：武锅WGZ1025/18.24-4型

锅炉

为亚临界、一次中间再热、自然循环、

固态排渣炉，设计

燃烧

劣质贫煤，实际运行中煤质较设计值还要差，其特

点为低挥发份、低热值、高灰份。

燃烧

方式为水平浓淡、直流

燃烧

器四角布

置，20只一次风喷口分五层布置，制粉系统为正压冷一次风直吹式，配

五台HP863-C型中速磨煤机和9224电子称重给煤机；油

燃烧

器为机械雾化，

油枪出力1.6吨，12只3层布置，点火系统还配有烟台龙源电力技术有

限公司生产的等离子点火器。

2、

锅炉

主要设计参数：

锅炉

最大蒸发量：1025t/h

锅炉

额定蒸发量：903t/h

过热蒸汽压力：17.45Mpa

过热蒸汽温度：541℃

再热蒸汽进口压力：3.82 Mpa

再热蒸汽出口压力：3.62 Mpa

再热蒸汽进口温度：321.9 Mpa

再热蒸汽出口温度：541℃

给水温度：278℃

冷风温度：23.3℃

排烟温度：128.9℃

炉膛容积热负荷：88kW/m

炉膛截面热负荷： 4.3MW/m

炉膛尺寸：13.76*13.3m

锅炉

效率：92.67%

3、

锅炉

煤种为宣威本地的劣质烟煤，主要特性如下表

项目

符号

单位

设计煤种

校核煤种 1

校核煤种 2

全水分

6.2

7.50

5.35

分析基水分

Mad

1.14

1.39

1.09

灰分

Aar

35.1

39.25

31.5

挥发分

Vdaf

27.96

28.82

26.11

高位发热量

MJ/kg

20.31

17.98

22.06

低位发热量

MJ/kg

19.54

17.58

21.42

碳

Car

49.91

44.16

55.29

氢

Har

3.03

2.97

2.9

氧

Oar

4.61

5.05

3.87

氮

Nar

0.87

0.83

0.79

全硫

0.38

0.31

0.41

硫化铁硫

0.22

0.07

0.20

硫酸盐硫

0.01

0.02

有机硫

0.15

0.25

0.19

可燃硫

0.28

0.24

0.30

哈式可磨系数

HGI

前苏可磨指数

1.62

1.61

磨损指数

mg/kg

二氧化硅

SiO

58.94

56.36

51.13

三氧化二铝

22.43

18.9

25.31

三氧化二铁

8.97

12.16

11.86

二氧化锰

MnO

0.06

0.12

0.09

二氧化钛

Tio

1.89

1.81

1.78

氧化钾

0.57

0.53

0.78

氧化钠

0.16

0.06

0.10

氧化钙

CaO

3.25

3.08

3.01

氧化镁

MgO

1.04

1.41

0.97

三氧化硫

0.75

1.29

1.56

4、灰渣特性

灰变形温度

℃

1240

1190

1250

灰软化温度

℃

1320

1280

1380

灰流动温度

℃

1390

1320

1410

设计煤质特点为高灰分、中等发热量、中等挥发分，有轻微结焦倾向，煤灰

磨损严重等。

二、

锅炉

机组运行中存在的问题：

1、入炉煤与设计煤质相差太大，低位发热量一般在17Mj/kg，较低时达15Mj/kg

以下，灰分较高时达50%以上，高出设计值15%以上，入炉煤煤质差，煤

质变化大，

锅炉燃烧

的安全稳定性下降，

锅炉

灭火现象时有发生。

2、

锅炉燃烧

器区域有轻微结焦现象。

3、

锅炉

炉膛出口两侧烟温偏差大，烟气余旋明显。

4、磨煤机研磨部件、一次风管、等磨损严重。

5、屏式再热器局部有过热现象。

6、一次风机耗电率偏高，一次风管磨损严重，一次风机效率低。

三、措施及对策:

1. 进行

锅炉燃烧优化

调整试验，包括冷态调整和热态调整试验。冷态调整包括一、

二次风调平试验，热态

优化

调整在300MW、270MW、200MW、150MW负荷下进

行了四个工况的调整试验，调整的内容包括炉膛/大风箱差压调整、一次风

压调整、二次风量调整、配风方式调整、炉膛出口烟温偏差调整等项目。

2. 冷态一二次风调平试验：

锅炉

机组在冷态工况下，调整配平二次风，保证

燃烧

器二次风喷口处各二次风速一致；调整一次风管上的双向可调缩孔，保证

各台磨煤机四根一次风粉管风速一致，经反复精细调整使得A、B、C、D、E

磨煤机一次风速最大相对偏差均在8%以内，基本消除一次风管的风速偏差。

最后通过冷态空气动力场试验验证一、二次风速的调整效果，检验炉膛内

部假象

燃烧

切圆形成情况。

3. 热态一次风调整试验：由于煤质差，发电原煤耗率升高，运行中一次风压控

制值偏高，一次风速较大，且空预器出口一次风压至磨煤机入口一次风压

压降为5kpa，磨煤机入口风门开度偏小，磨煤机入口风门节流损失较大。

通过降低一次风母管压力，开大磨煤机入口风门开度，一次风差压降为3kpa

以下，控制一次风速在设计值附近。这样保证磨煤机的通风出力和干燥出

力；通过降低一次风速，

优化锅炉燃烧

，充分保证了

锅炉燃烧

的安全稳定性，又

有效地减轻了一次风管的磨损，同时消除了炉膛内部在

燃烧

后期因一次风速

偏高所产生的烟气余旋，减小炉膛出口两侧烟温偏差和过热、再热汽温偏

差，消除局部受热面的过热现象。

调整试验前后工况对照表

项目

试验前

试验后

一次风母管压力kpa

9.5

磨煤机入口风压kpa

8.0

7.2

磨煤机出口风压kpa

1.8

一次风速m/s

磨煤机风门开度（%）

磨煤机入口风门差压（kpa）

2.8

4. 一次风温度的调整试验，通过对入炉煤质的论证：入炉煤低位发热量较设计

值降低3～4Mkj、灰份升高10～15％、挥发份降低10％以上，论证了提高

磨煤机出口控制温度的可行性，将原来磨煤机出口控制温度升高到

95~105℃，降低了一次风率，改善

燃烧

器出口煤粉的着火和

燃烧

条件，

优化锅

炉燃烧

，提高

燃烧

的安全稳定性，同时降低了一次风机厂用电率。

调整试验前后工况对照表

项目

试验前

试验后

空预器出口一次风温℃

280

磨煤机入口温度℃

190~230

250~270

磨煤机出口温度（%）

75~82

95~105

磨煤机冷风开度（%）

40~60

0~10

磨煤机热风开度（%）

30~40

70~80

一次风机风机厂用电率％

0.68

0.67

5. 由于煤质变化较大，煤中杂质多，煤质的优劣直接影响了磨煤机的研磨部件

的寿命。在运行中发现磨煤机中石子煤中夹杂着细煤粉，调整中发现，磨

煤机在正常出力下，当石子煤量较大时，通过加大一次风量，提高一次风

速，增加磨煤机通风量石子煤排放量仍没有减少趋势，说明石子煤排放量

仅与煤质、磨煤机研磨部件有关；从磨煤机的磨辊、磨碗磨损情况看，其

磨损较重，磨辊和衬板使用寿命缩短，当磨辊、磨碗间隙增大，煤粉变粗，

通过及时更换磨辊、更新衬板，调整合理的磨辊、磨碗间隙保证煤粉细度，

提高

燃烧

效率，并减少石子煤中夹杂煤粉量。

6. 磨煤机运行方式的

优化

调整：由于煤中石块、木块、铁块等杂质较多，制粉

系统运行不稳定，一次风粉管泄漏频繁，给煤机运行中常出现断煤、堵煤、

给煤机故障跳闸、给煤机划皮带、皮带打滑等事件经常发生，磨煤机启动、

停止切换非常频繁，给

锅炉燃烧

稳定性增加了一些不利因素。针对以上情况，

除严格控制煤质，加强燃料各环节过程管理外，还进行磨煤机检修控制，

提高制粉系统可靠性，保证相邻磨煤机运行，避免隔层

燃烧

。

7. 二次风量、炉膛差压及配风方式的调整：为保证

锅炉燃烧

的安全稳定性，采用

了一些稳燃措施，由于灰份较高，

锅炉

存在结焦倾向，要减轻和消除结焦须

从风量、配风方式上开辟途径，通过

锅炉

运行经验表明，只要控制炉膛出口

两侧烟温偏差在合适的范围内，就能有效的抑制

锅炉

结焦，减少

锅炉

冷灰斗

的焦、渣量；在运行下面四台磨煤机时，炉膛热负荷明显偏高，结焦倾向

较明显，焦渣主要黏结在

燃烧

器附近的炉墙上。二次风采用“束腰型”（即

中间小，两头大）的配风方式，通过调整周界风、辅助风、燃尽风和控制

大风箱差压，保证炉膛温度场、速度场均匀，降低

燃烧

器区域的热负荷，消

除

燃烧

后期烟气余旋，降低两侧烟温偏差，能有效的改善炉膛结焦情况。

原来的

燃烧

器摆角和小风门都是气动控制的，由于工作环境处于高温下，各小风

门弹簧弹性系数发生变化，调节特性较差，

燃烧

器摆角卡涩、摆动不畅等制

约了

锅炉燃烧

的

优化

调整，现

燃烧

器摆角改为电液执行器、小风门该为电动执行

器，调节的精度及可靠性明显提高。

由于

燃烧

器磨损较严重，

燃烧

器弯头、浓淡分离挡板、

燃烧

器喷口都出现

不同程度的磨损，

燃烧

器摆角也存在上下不同步现象，部分小风门卡涩、机

械部分动作不灵活，给

锅炉燃烧

的安全稳定运行留下了较大的隐患。因此，在

锅炉

停运期间加强了对

燃烧

器的检查消缺，确实提高设备可靠性，给

锅炉优化

运

行提供了保障，为

锅炉

机组的稳发多供创造的坚实的基础。

燃烧

器特性数据

名称

风比％

风速m/s

风温℃

风量km3/h

阻力kpa

一次风

21.4

30.6

336.495

1110

周界风

15.6

54.1

333

424.711

1110

二次风

54.1

333

1606.278

1110

漏风

合计

100

2367.484

调整试验前后工况对照表

运行#1、2、3、4磨煤机300MW工况

项目

试验前

试验后

燃烧

器摆角

水平位

AA层辅助风（%）

AB层辅助风（%）

BC层辅助风（%）

CD层辅助风（%）

DD层辅助风（%）

DE层辅助风（%）

EE层反切风（%）

80～100

EF层反切风（%）

80～100

A层燃料风（%）

B层燃料风（%）

C层燃料风（%）

D层燃料风（%）

炉膛/风箱差压(kpa)

0.75

0.91

炉膛出口两侧烟温（℃）

700/600

621/615

氧量（％）

4.2

3.5

锅炉

机组在低负荷时二次风量充裕，

锅炉

氧量自动修正值明显偏高，在

150MW时氧量自动设定值为6.17%，这不仅增加了引风机、送风机的厂用电率，

由于煤质差、煤质变化较大，还给

锅炉

低负荷稳定运行带来一系列的安全隐患，

通过降低氧量定值，

优化燃烧

，氧量降低2.5~3.5%，保证了

锅炉

低机组低负荷

燃

烧

的安全性和经济性。

四、结论：通过对

锅炉燃烧

调整的

优化

，找出了

锅炉

设备及运行方式存在的

问题，通过设备的治理改造，使

锅炉燃烧

维持在最佳工况，完善热工自动调节

控制系统，减少了运行人员个体差异等因素对

锅炉燃烧

的影响。近年来通过运

行方式

优化

及设备治理改造，

锅炉

机组运行稳定性及经济性大大提高，

锅炉

机组

调峰运行能力也逐步增强，使深度调峰运行的可靠性提高，为300MW机组长

期安全稳定运行奠定了坚实的基础。

燃烧煤粉的锅炉在其点火和低负荷稳定运行时，需消耗大量的燃料油，因此有必要寻找更经济实用的解决

办法。研究煤粉在富氧条件下的燃烧特性，不论对煤粉局部富氧的助燃还是煤粉的富氧点火技术都具有重

要意义。该文采用德国Netzsch公司生产的STA409C型热天平研究了神木煤和蒲白煤3个不同粒度下的煤

样在不同体积氧浓度下（20、30、40、60、100）的燃烧行为。实验结果表明，随着氧浓度的增大，煤样燃

烧分布曲线向低温区移动，煤样的着火温度及燃尽温度均呈下降趋势，着火时间提前且燃烧时间缩短，煤

粉的综合燃烧特性指数有较大提高，并且，随煤粉粒径的增大，综合燃烧特性的改善更加明显。

[关键词]：热能动力工程；煤粉；燃烧特性；粒径；氧浓度

引言

煤粉

燃烧

是发电厂锅炉的主要

燃烧

方式，

燃烧

煤粉的锅炉在其点火和低负荷稳定运

行时，需消耗大量的燃料油，因此研究人员一直都在积极寻找更经济实用的解决

办法。随着膜法

富氧

技术的成熟发展

[1-2]

，研究煤粉在

富氧

条件下的

燃烧

特性，不论

对煤粉局部

富氧

的助燃还是煤粉的

富氧

点火技术研究都具有重要意义。

为了准确、方便地预测煤的

燃烧

性能，人们不断开发出新颖的测试技术，热分析

法是近年来广泛使用的一种研究

燃烧

特性的手段，在研究煤的可燃性能及氧化反

应性能方面已有广泛应用

[3-10]

。人们发现不同煤种的热分析曲线，在实际炉中的

燃

烧

性能也不同，相反当煤种的热分析曲线相近时，在实际炉中的

燃烧

性能会基本

相同

[3]

。本文采用热重分析法研究了氧浓度变化对神木烟煤和蒲白二类烟煤

燃烧

特性的影响，得到了一些可供开发应用的结论。

实验设计

实验在德国

Netzsch

公司生产的

STA409C

型热天平上进行，采用

SIC

质平坩埚

[11]

，以

利于样层表面的气体扩散。热分析程序：升温速率为

℃

/min

，从室温升至

1100

℃，

样品重

0.1mg

，炉内气氛：氮气和氧气的混合气体（

180mL/min

）；天平保护气：

氮气（

20mL/min

）。试验时尽量将煤样摊平，减少加热和

燃烧

时煤样内部的温差引

起的对

曲线的负面影响。

实验煤粉直接取自电厂炉前的制粉车间，其工业分析和元素分析列于表

。煤样

采用振动筛进行分级，选取

个不同的粒径范围进行实验，即：

88~105mm

，

63~74mm

和

<45mm

。

实验结果及分析

3.1燃烧

失重曲线的分析

曲线表示试样随温度变化时质量的变化，而

DTG

曲线是根据

曲线计算出的

瞬时失重速度，表示某一时刻发生分解、

燃烧

从而失重的剧烈程度。

图

、图

为神木和蒲白煤的部分

DTG

曲线。从图中可看出，氧浓度的增加使得

试样的

DTG

曲线向低温区移动。表

为两种煤样在不同氧浓度下的

燃烧

时间（燃

尽温度和着火温度相对应的时间差）和失重率数据，从实验结果可看出，煤样

燃

烧

的最大和平均失重速率都随氧浓度的增加而增大，这说明氧浓度的增加，提高

了煤中易燃物质整体

燃烧

速率，使煤样从开始

燃烧

到燃尽所需的时间缩短，煤烧活

性得到增强

[12]

。从表

中还可看出，神木煤的

燃烧

时间较蒲白煤的短，整体

燃烧

速

率较蒲白煤的大，也即神木煤的

DTG

曲线较蒲白煤的陡峭，说明神木煤比蒲白煤

燃烧

活性好且易于燃尽。另外，实验整理得到的

燃烧

特征数据还显示：粒径越大，

氧浓度对煤样的平均

燃烧

速率的影响就越大。

3.2

氧浓度及煤粉粒度对着火温度和燃尽温度的影响

着火温度反映了煤样着火的难易程度，在工程实际中，掌握着火温度对于煤的点

燃和稳定

燃烧

有重要的指导意义。燃尽温度是煤样基本燃尽时的温度，燃尽温度

越低，表明燃尽时间越短，煤样越容易燃尽，残炭中的可燃剩余量就越少。煤

燃

烧

试验中着火点和燃尽点的确定有很多种方法

[3,11]

，本文采用常用的

TG-DTG

法。

图

给出了粒径范围在

63~74mm

的神木煤在

体积氧浓度下的失重曲线和相应的

失重率曲线，在

DTG

曲线上过峰值作垂线与

曲线交于一点

过

点作

曲线

的切线，该切线与失重开始平行线的交点

所对应的温度定义为着火温度

；与

失重基本结束平行线的交点

所对应的温度定义为燃尽温度

[3]

。

图

、图

为煤粉试样的着火温度和燃尽温度随氧浓度的变化关系，样本的重复

性实验中，温度差别不超过±

1.5

℃。从图中可看出，随着氧浓度的

增加，煤粉燃烧的

着火温度和燃尽温度均呈下降趋势，燃尽温度的下降幅度较着火温度更大，说明富氧可使煤粉的燃烧在较

低的温度区完成，对煤粉的充分燃烧有较大影响。也就是说，随着氧浓度的增加，在较低温度下就能满足

煤粉稳定燃烧的条件。

同时，神木煤着火温度随粒径的减小而降低，而蒲白煤粒径对着火温度几乎没有影响。

图

、图

为

燃烧

时间（即从开始着火到燃尽的时间）随氧浓度的变化，图中显示

在氧浓度从

变化到

时，

燃烧

时间减少较快，其后变化趋缓。因此，在采用

富

氧燃烧

或助燃时，过高的氧浓度是不经济的，根据膜法

富氧

的成本，选取氧浓度在

30~40

之间为佳。

3.3

氧浓度及煤粉粒度对综合

燃烧

特性指数的影响

文献

[4]

引入一个综合参数——

燃烧

特性指数

来表征煤粉的整体

燃烧

特征，即

式中

(dw/dt)max

为最大

燃烧

速度；

(dw/dt)mean

为平均

燃烧

速度；

(dw/dt)T=Ti

为着火温度下

的

燃烧

速度。在综合参数

中，

R/E

表示煤的活性，

值越小，反应能力越高；

d/d(d/d)TTiTwt=

为

燃烧

速度在着火点的转化率，其值越大，表明着火越猛烈；

(dw/dt)max/(dw/dt)T=Ti

为

燃烧

速度峰值与着火时

燃烧

速度之比；

(dw/dt)mean/Tb

为平均

燃烧

速

度与燃尽温度之比，其值越大，表明燃尽越快。几项的乘积包含了

燃烧

反应开始、

快速进行和结束时的主要特征量，综合反映了煤粉的

燃烧

特性，其值越大，表明

煤粉的

燃烧

特性越好。图

为根据本实验数据求出的

种粒径下神木煤和蒲白煤

的

燃烧

特性指数随氧

浓度的变化关系。从图

中可看出，综合

燃烧

特性指数

随空气中氧浓度的增加

而增大，对高挥发性的神木煤，处于中间粒径的煤样，表现出更大的

燃烧

速率，

因此

值也更大，同时煤样粒径越大，

的增长幅度越大；而挥发物含量较少的

蒲白煤，

值随粒径的减小而增大，同时随氧浓度的增大，不同粒径的煤样表现

出相同的增大规律。由此可见，

富氧

可极大地提高煤粉的综合

燃烧

特性。

煤粉颗粒的

燃烧

不仅依赖于反应条件，而且也取决于煤的物理结构。神木煤与蒲

白煤表现出的差异，是由于煤种的成煤条件不同形成其内部孔隙结构不同所造成

的。一般来说，孔隙越多，吸附表面积越大，会为氧气与煤颗粒表面的接触提供

更多的接触面，加大了反应的机会，对

燃烧

就越有利。但不同煤的孔隙结构分布

不同，文献

[13]

测得的合山煤和晋城煤吸附表面积与煤样颗粒粒度之间的关系就

表现出不同的规律。因此，对煤粉的

富氧

点火，鉴于煤种物理结构的复杂性，从

技术、经济等角度考虑，其适宜的煤粉粒径有待进一步研究。

结论

（

）随着氧浓度的增加，煤粉

燃烧

热重曲线向低温区移动，最大

燃烧

速率增大且

出现得早。蒲白煤随氧浓度的变化，其

DTG

曲线的变化更明显一些。

（

）随着氧浓度的增加，煤粉的着火温度和燃尽温度均降低，煤粉越易着火

燃烧

，

氧浓度对燃尽温度的影响更大一些。结果显示随氧浓度的增加，

着火提前且

燃烧

时间缩短，当氧浓度超过

时，这种趋势变缓。但两种煤样的部

分

燃烧

特性，随粒径的变化却表现出不同的规律。

（

）随着氧浓度的增加，表征煤粉综合

燃烧

特性的指数

增大。但不同的煤种，

随粒径的变化关系不同，蒲白煤的

数随粒径的增大而减小，而神木煤的

值

随粒径的变化关系不明显。

（

）煤粉颗粒粒径对其

燃烧

特性有重大影响，粒径越大，氧浓度对煤样的平均

燃

烧

速率的影响就越大，也即

燃烧

特性会得到更大的改善。

1对结渣的影响

炉膛壁面结渣是一种普遍现象,它会使炉内传热热阻增加、传热恶化,甚至引发事故,影响锅炉安全运行。结

渣过程是一个复杂的物理化学过程和流体动力学过程,其与炉内空气动力场的组织又有着密切的关系。实际

切圆直径是表征炉内空气动力场的一个重要参数,因此,要合理的组织好炉内空气动力场,必要条件是选择恰

当的炉内实际切圆直径,使燃烧中心适中。如山东某台670t/h燃烧无烟煤的锅炉,运行后结渣严重,冷态实验

发现,炉内实际切圆直径偏大,后将实际切圆直径减小,运行表明较好地解决了结渣问题。研究表明,在实际燃

烧过程中,从燃烧器喷出的气流总是在某种程度上偏离设计方向,因此,炉内的实际切圆直径总是大于假想切

圆直径。由于这种偏离,使得气流容易贴壁而引起结渣。

2对烟速烟温偏差的影响

烟速烟温偏差的产生主要是由于炉膛内的混合旋转上升气流在炉膛出口处仍然存在较大的烟气残余旋转。

所以,减小烟速烟温偏差的关键是

减小炉膛出口处烟气残余旋转。炉膛出口处的气流残余旋转可以用动量矩评价指标δ来表示,即:

式中:u———烟气轴向速度;m/s

r———气流残余旋转半径;m

w———烟气切向速度;m/s

R———炉膛截面平均宽度的一半;m

式(1)中分子表示炉膛某一截面上烟气残余旋转动量矩,分母表示燃烧器断面上的全部旋转动量矩,按理想情

况计算出最大值来考虑。比值δ表示炉膛某一截面上烟气残余旋转动量矩占炉膛内最大启动动量矩的份额,

一般由炉内气流的衰减特性决定。δ=0表示没有残余旋转,δ越大残余旋转动量矩所占的份额越大。显然,若

切圆直径越大,分子中r2项的增大比分母增大的越快,从而使炉膛出口烟气残余旋转增加,增大了烟温烟速偏

差。

3对着火和燃烧稳定性的影响

四角切向燃烧锅炉是利用上游邻角火焰点燃下游煤粉气流的,所以实际切圆的大小对煤粉的着火有着较大

的影响,尤其是在燃烧器横截面上,

见下图。

由下图可以看出:当切圆较小时,上游邻角火焰在炉膛较中心的地方与下游一次风煤粉混合,使煤粉着火较晚,

容易造成燃烧不稳定;当切圆太大时,上游邻角火焰在煤粉燃烧器的根部(进入炉膛的初期)进行点燃,此时容

易引起水冷壁或燃烧器周围结焦;当切圆大小适中时,上游邻角火焰在煤粉燃烧器的适当位置进行点燃,使煤

粉着火和燃烧稳定,不会导致炉内结焦。概述

山东晨鸣热电股份有限公司7号炉(UG-65/3.82-M

）是无锡锅炉厂生产的中温中压、自然循环、单汽包煤

粉锅炉。燃用煤种为山东淄博贫煤及新汶烟煤（配比2：1），制粉系统采用钢球磨中间仓储式热风送粉系

统，燃烧器'>燃烧器为一次风集中布置的直流式燃烧器'>燃烧器，采用四角切圆布置，假想切圆为Φ600mm，

该机组于1997年8月投入运行。

自投产以来，锅炉燃烧一直不稳，曾出现三次燃烧器'>燃烧器附近水冷壁管爆管现象，并且飞灰、炉渣可

燃物含量很高，平均值分别在15．6％和24．8，低负荷稳燃能力差，低于额定负荷的70，必须投油稳燃，

并且锅炉热效率低，直接影响安全经济运行。

2原因分析

2．1燃烧器'>燃烧器安装质量存在问题

锅炉自投产以来，经过多次冷、热态调整，燃烧工况并没有得到较好的改善，同时燃烧器'>燃烧器附近水

冷壁管磨损严重。2000年7月公司委托山东省电力研究院热能工程研究所对7号炉进行冷态试验及炉内空

气动力场试验。通过空气动力场试验发现，炉膛中心无明显切圆，炉内空气动力工况较差，风速最高点位

于炉膛中心，使燃烧工况组织不良。同时燃烧器'>燃烧器安装角度偏离设计范围，造成燃烧器'>燃烧器附近

内侧水冷壁管严重磨损。经分析该炉燃烧器'>燃烧器在安装质量上存在较大的问题，是造成锅炉燃烧不稳

及飞灰可燃物含量高的主要原因。

2．2锅炉使用煤种与设计煤种的偏差

设计煤种为可燃基挥发份Vr＝28％的山东新汶烟煤，设计燃烧器'>燃烧器切圆Φ600mm。公司现使用的

r＝14％左右。因燃烧器'>燃烧器安装问题，

煤种是山东淄博的贫煤与新汶烟煤的混煤，可燃基挥发份V

实际切圆较小，使炉内火焰不能完全充满炉膛，造成炉膛断面容积热负荷降低，燃烧强度下降，最终出现

燃烧不稳，燃烧不完全。这也是造成锅炉燃烧不稳及飞灰可燃物含量高的重要原因。

2．3煤粉过粗

使用的煤种对应的煤粉细度为：R

200

≤0.1，R

=11～12，对煤粉细度要求较高。制粉系统设计出力为10t／h，

而运行中实际出力为13～15t／h，正常运行中为节约厂用电，制粉速度较快，通风量较大，使制粉系统在

超出力运行，必然造成粉粗且不均匀，尤其R

200

数值变化较大（有时甚至达到2．5％）。由于煤粉过粗，

造成燃烧不完全，导致飞灰、炉渣可燃物含量较高。

2．4运行调整

运行调整是燃烧好坏的重要因素，要组织起良好的燃烧工况，必须控制好风量及一、二次风率的配比。但

在运行中经常出现：高负荷时氧量控制过小，低负荷时氧量控制过大，对燃烧的稳定性有较大的影响；总

风压虽然在正常情况下控制1900Pa左右，但经常给粉机转速不一样，出现给粉机转速高的风管出粉浓，风

速低，给粉机转速低的风管出粉稀，风速高，在炉膛发生火焰中心偏斜，局部氧气过剩，局部缺氧燃烧的

现象，从表面上看氧量控制较合适，但实际燃烧效果并不好。这也是造成飞灰、炉渣可燃物含量高的一个

重要原因。

3改进措施

3．1燃烧器'>燃烧器的改造

对炉内空气动力场检测后，通过各种手段重新调整，但运行中飞灰可燃物含量仍然没有降低多少。2001年

5月公司对7号炉进行大修，并对该炉燃烧器'>燃烧器进行改造，将“直流式煤粉燃烧器'>燃烧器”改为“大速

差射流型一次风双通道煤粉燃烧器'>燃烧器”。该燃烧器'>燃烧器主要特点：在同一燃烧器'>燃烧器上下侧

各有一个一次风口，可保证长期运行不结焦，使高温烟气回流形成连续点火的条件，保证煤粉稳定燃烧；

为避免回流烟气使燃烧器'>燃烧器两侧壁过热与结焦，控制合理的着火距离，在两侧壁腰部各设腰部风口，

由二次风箱接入，既保护了侧壁，又是调节煤粉着火点位置的重要手段；燃烧器'>燃烧器端部设有端部风

口，以调整因煤的挥发份变化而带来的燃烧工况变化的调节。

这种燃烧器'>燃烧器对低负荷稳燃效果非常明显，经过运行试验，最低不投油稳燃负荷为65％左右的额定

负荷，并且飞灰可燃物显著下降，炉渣含碳量明显降低。

3．2煤粉细度调整

结合锅炉大修，对制粉系统进行彻底修整。为解决粉粗的问题：重新调整粗粉分离器挡板角度，这是降低

煤粉细度的主要环节，根据制粉量及分离器的特性，确定挡板角度最佳方案为32°左右；减少制粉风量，

因为粉粗的主要原因是制粉风量偏大；经过多次试验，在保证制粉系统出力和正常运行情况下，排粉机风

门开度由65％下调到50％，再循环风门开度由60％调整为55％。

经过一段时间的调整运行，煤粉细度由R

200

=0.96,R

=14.66调整到R

200

=0.18,R

=8.39左右，完全满足实际

运行要求。

3．3燃烧调整

经过燃烧器'>燃烧器改造和煤粉细度调整后，针对锅炉特性，进行优化燃烧调整：将一次风速由原来21m

／s提高到24m／s，增加一次风射流的刚性；二次风在正常运行中采用“倒三角”送风方式，全部改造为电

动风门，上二次风门开度提高到95％以上，下二次风门开度45～50％，同时缩短停磨时间，由原来每班2．5

小时减少到2小时，虽增加一些厂用电，但燃烧效率明显提高；重新校正给粉机转速，由入炉煤计量设备

显示给粉机转速来校正转速表，根据热负荷调节给粉量及配风，总风压由1900Pa提高到1950～2000Pa左

右，残氧量控制在6～8，以实现炉内煤粉完全燃烧；严格控制配煤，保证入炉煤可燃基挥发份V

＝14～15％。

4结论

7号炉经过燃烧器'>燃烧器改造、运行调整后，运行工况稳定，低负荷稳燃效果好，而且提高了锅炉的燃烧

效率5％左右，飞灰及炉渣可燃物含量有了大幅度的降低，由改造前平均飞灰15．6％、炉渣24．8％下降

到改造后平均飞灰5．1、炉渣11．5，完全达到改造的目的，实现节能降耗。

影响角置式燃烧器气流偏斜的主要因素是什么？

四角布置的直流燃烧器，出口气流并不能完全保持沿喷口几何轴线方向前进，而会出现一定程度的偏斜，

严重时导致气流贴附或冲刷炉墙的“贴壁”现象出现，这往往是引起结渣的原因之一。一次风流速小，刚性

差，偏斜的可能性大。引起气流与两侧炉墙夹角不一样大，补气条件不同而产生压力差，在压差作用下气

流被推向一侧。影响气流偏斜的主要因素是：

（1）上游邻角燃烧器气流的横向推力二次风流速越高，产生的横向推力越大，此横向推力能将下游邻角气

流推向一侧。

（2）假想切圆直径大小切圆直径越大，出现气流偏斜的可能性就越大。

（3）燃烧器结构特性主要是燃烧器的高度与宽度之比H/B，高宽比H/B越大，气流刚性越差，气流偏斜的

可能性越大。高宽比越小，气流刚性越强。一般认为H/B<4较好。

（4）炉膛断面形状炉膛断面设计成正方形或接近正方形（炉膛宽度深度之比a/b<1.1）时，由于喷口轴线

与两侧炉墙夹角的差别不大，造成气流两侧补气条件的差异不大，产生气流偏斜的可能性较小。若a/b>1.2，

气流两侧的补气条件就会有明显的不同。什么是摆动式燃烧器？喷口摆动起什么作用？

某些烟煤型直流燃烧器，其喷口端部做成活动式的，通过传动装置，可使喷口上下摆动

20°—30°，从而改变气流射出方向，这种燃烧器称为摆动式燃烧器。

改变燃烧器的喷口倾角，可改变炉内火焰中心的位置。例如，喷口倾角向上倾，火焰中心上移，炉膛出口

烟温升高，从而能调节蒸汽温度，特别是用来调节再热汽温。

实际运行时，摆动式燃烧器的倾角摆动不能过大，上倾太多会使燃料不完全燃烧热损失增大，而下倾太多

又可能引起冷灰斗结渣。所以，一般摆动式燃烧器，可上倾10°—12°，下倾20°，调温范围约为30°—50℃。

双通道浓淡煤粉燃烧器'>燃烧器的结构确定后，其在风扇磨直吹式系统中的运行调节主要依靠腰部风来进

行。因此在锅炉实际运行中着重考核了腰部风对燃烧器'>燃烧器运行特性的影响，同时也全面地测试了锅

炉采用双通道浓淡煤粉燃烧器'>燃烧器后的点火启动、低负荷稳燃能力以及NOx排放性能。

1）腰部风对燃烧器'>燃烧器运行特性的影响

在3种腰部风开度下，随着腰部风由关到开，燃烧器'>燃烧器下通道根部温度由570℃降到210℃，着火条

件变差。各工况下，温度沿燃烧器'>燃烧器轴线方向逐渐升高，在喷口处，腰部风全关时温度高达700℃，

这对大多数煤种能够实现稳燃腔内着火、燃烧。而腰部风全开下温度只有350℃左右，两者差350℃。沿着

燃烧器'>燃烧器轴向距离，腰部风半开和全开时，O2量水平降低，CO2含量增加；而腰部风全关时，O2、

CO2几乎保持不变，O2量维持在9以下，CO2在10以上，这表明大量的烟气已回流到燃烧器'>燃烧器下

通道喷口，在此处煤粉就已能着火燃烧在腰部风半开和全开时，距稳燃腔喷口外50mm和200mm附近，

O2、CO2才出现明显的转折点，O2急剧下降，CO2随之迅速上升，着火开始，很快在距稳燃腔喷口500mm

外达到全关时的水平。NOx生成量相应发生变化，不开腰部风NOx生成量在20～50ppm之间；半开和全

开腰部风NOx生成量在40～170ppm之间。半开腰部风在燃烧器'>燃烧器喷口处有一个极值点，说明从这

点开始环境气氛由氧化性变成还原性，将部分已生成的NOx还原，而全开状态下煤粉一直在过氧条件下着

火、燃烧，NOx一直在增加。综合燃烧器'>燃烧器稳燃腔出口附近烟气温度和烟气中各种成份的分布特性，

很好地反应出腰部风对燃烧器'>燃烧器回流区的良好调节特性，而且腰部风的大小对NOx的生成也有很大

的影响。

2）双通道浓淡燃烧器'>燃烧器的启动特性及锅炉低负荷性能

从燃烧器'>燃烧器在不同腰部风下的温度分布可知，双通道浓淡煤粉燃烧器'>燃烧器由于采用浓淡燃烧和稳

燃腔，并通过调节（关小/关断）腰部风改善煤粉气流着火条件，煤粉投上后容易点燃，由于煤粉及时稳定

着火，提高了燃尽度，增加向炉内的放热，从而加快了锅炉启动升温速度，缩短了锅炉启动时间，节约了

启动用油。

锅炉低负荷考核是由100负荷逐步降低，首先停两个对角上一次风喷口，使负荷降到75，稳定一段时间后，

停全部上一次风使负荷降至50。在该负荷下锅炉温度水平有所下降，但是没有出现燃烧波动的现象，可以

稳定燃烧。大约运行1h后，再一次减少下一次风投粉量使负荷降至40，这时炉膛温度下降很快，炉内负

压基本平稳，偶尔也出现波动现象，但仍能稳定燃烧、不灭火。这一结果表明，锅炉采用双通道浓淡煤粉

燃烧器'>燃烧器后具有良好的低负荷能力。

切向燃烧锅炉燃烧器区流场及壁面负压的

试验与数值研究

李彦鹏王金枝许晋源

摘要：在HG-2008/18.2-YM2型四角切向燃烧锅炉的冷态模型上，对燃

烧器区的流场和水冷壁附近两相邻炉墙的压力进行了实测。实测结果表

明：①燃烧器射流根部压差较大，随着射流前展，射流两侧的压差明显

减小；②燃烧器射流的几何轴线与前墙夹角α增大时，射流两侧的压差

就减小；③随着燃烧器高宽比(h/b)的增大，壁面区域相对压力的绝对值

增大，气流越易贴壁；④燃烧器只开1个喷口时，射流偏转比开4个喷

口时的小得多。数值仿真验证了试验结果。

关键词：切向燃烧炉；射流偏转；压力场；数值模拟

分类号：TK223.23 文献标识码：A

文章编号：0258-8013 (2000) 01-0065-05

EXPERIMENTAL AND NUMERICAL STUDIES OF THE

VELOCITY

AND PRESSURE FIELDS ON THE FURNACE WALL IN

THE BURNER

ZONE IN THE TANGENTIALLY FIRED BOILER

LI Yan-peng XU Jin-yuan

(Xi'an Jiaotong University,Xi'an 710049，China)

WANG Jin-zhi

(Shangdong Electric Power Institution,Jinan 250002，China)

ABSTRACT：In this paper the authors have carefully measured the flow

fields in the burner zone and pressure distribution along the adjacent wall on

an isothermal model, and studied the effect of the structure and operational

parameters of jet burner on the aerodynamic field in the furnace, and

obtained the factors of leading to jet deflection. The calculated results of

velocity distribution in the isothermal model conform qualitatively with

experimental results.

KEY WORDS：tangentially-fired boiler; jet deflection; pressure distribution;

numerical simulation▲

1 引言

角置切向燃烧锅炉由于具有燃料稳燃、燃尽条件好，煤种适应性强

以及易于向大容量发展等优点，在我国电厂得到了广泛应用。但是，在

这种炉膛内从燃烧器出来的气流并不沿其喷口几何轴线运动，而是出现

一定的偏转，当偏转严重时会导致燃烧器射流贴壁或冲击炉墙，造成壁

面结渣。另外，当射流偏转后，其切圆直径会大大增加，因而大大增加

了其旋转角动量，使得炉内的旋转上升气流在炉膛出口时还存在相当强

的残余旋转，导致炉膛出口水平烟道左右两侧烟速、烟温偏差过大，引

起过热器、再热器局部超温爆管。因此，研究大型四角切向燃烧锅炉燃

烧器区的空气动力场，找出影响射流偏转的原因具有重要意义。

本文在HG-2008/18.2-YM2型四角切向燃烧锅炉的冷态模型上，对燃

烧器区的流场和水冷壁附近两相邻炉墙的压力进行了实测，找出了影响

射流偏转的因素，并用数值模拟进行了补充和验证。

2 试验研究

2.1 试验设备及技术

本试验所用的锅炉原型为哈尔滨锅炉厂为哈三电厂制造的

HG-2008/18.2-YM2型四角切向燃烧锅炉。整个锅炉除燃烧器外均采用几

何相似，几何比例为140。在燃烧器区，采用斯林-纽拜(Thring-Newby)

模化方法

［1］

。试验系统如图1所示。根据相似理论，模化试验必须遵守

下列准则：

(1)模型与原型几何相似；

(2)两者的边界条件相似；

(3)两者的决定性准则数相等。

试验中采用近似模化方法，保持气体进入自模化区。本试验所用Re

＝1.5×10，测量表明，已经处于自模化区。

试验中，选前墙与左侧墙间的燃烧器为研究对象。采用IFV-900热

线智能流速测量仪测量燃烧器区流场，采用微压计测量燃烧器附近的壁

面压力。测点布置在燃烧器区，如图1中Z＝256mm及Z＝256±30mm处。

A：前分隔屏；B：后分隔屏；C：后屏过热器；

D：后屏再热器和末级再热器；E：末级过热器

图1 试验系统图

Fig.1 The experimental system

2.2 试验工况设计

文［2］认为，燃烧器射流在炉内扩展过程中将卷吸周围的烟气。对

狭长形的燃烧器射流，卷吸主要发生在射流两侧，从而在两侧造成负压。

如果射流两侧的补气条件不同，则两侧的负压值也不同，使射流两侧出

现压差，导致燃烧器射流的偏转。文［3］指出，炉内旋转气流间的相互

作用，也会造成燃烧器射流的偏转。因此，为了定量研究燃烧器结构和

运行参数对射流偏转的影响，本次试验按表1所列工况进行。

表1 试验工况

Tab.1 The experimental conditions

工况投运喷口 α/(°) 高宽比h/b 射流速度/(m

－1

)

9.226

1.484

6.000

注：α指喷口几何轴线与前墙背火侧的夹角。

2.3 试验结果及分析

图2是在试验工况1～3时,测得的燃烧器区两侧墙上的压力分布。

图中的剩余压力指试验测得的压力值与炉内平均压力之差，以下皆同。

图2 不同α角时燃烧器两侧墙的压力分布

Fig.2 The pressure distribution on the furnace

wall at different angle α

从图中可以看出，在燃烧器射流根部压差较大，以后随着射流向前

扩展，射流两侧的压差要明显小于射流根部的压差，这是因为随着射流

的扩展，射流背火侧的补气不仅可以从射流下游得到，而且射流上下方

的气体也较易流向射流中部，使得射流补气条件优于根部。另外，从图

中还可以看到，随着角α的减小，燃烧器射流两侧的压差增大，从而引

起射流偏转的动力也就越大，射流也就越容易贴壁。显然，当燃烧器射

流的几何轴线与前墙夹角不相等时，夹角大的补气也就容易一些，从而

射流两侧的压差也就较小。图3是由试验测得的上述三种工况下的燃烧

器区速度矢量图。从图中可以明显地看出，当α＝36°时，射流未贴壁，

当α＝21°时，射流已完全贴壁。这正是由于射流两侧压差的不同所致。

(a)α＝36°

(b)α＝21°

图3 α角不同时Z＝256mm处的水平截面上流场图

Fig.3 The velocity distribution at section

Z＝256mm at different angle α

图4是在试验工况1、4和5时测得的燃烧器区两侧墙上的相对剩余

压力分布(文中以剩余压力与出口动压的比表示，即ΔP/ρu)。由图4

发现，随着燃烧器高宽比h/b的增大，壁面区域相对压力的绝对值会越

大，气流越容易贴壁。这是由于高宽比小时，射流不但可以从两侧补气，

而且可以进行从上下两方补气，使得射流的补气条件较好。

图4 不同高宽比时燃烧器两侧墙的压力分布

Fig.4 The pressure distribution on the furnace

wall at different radio of the height-to-width

试验还发现，只开1个燃烧器喷口时，该燃烧器射流的偏转要比4

个燃烧器喷口都开时小得多。这说明炉内旋转气流的冲击作用对射流偏

转具有重要影响。图5说明了这一点。图中可以看出，4个角的燃烧器

均开启时(工况6)，其根部的最大压力差要远大于只开1个角燃烧器时

的情况(工况5)。

图5 不同数量燃烧器投运时两侧墙的压力分布

Fig.5 The pressure distribution on the furnace

wall at different number of burners running

3 数值计算

3.1 数值方法

本文采用SIMPLE方法

［4］

进行数值计算。湍流模型选用k-ε双方程

模型。将计算区域划分为

15×15×35的不等距网格系统。相邻网格尺寸之比小于2。由于燃烧器

区流场是本次计算的重点，所以把燃烧器及固体壁面附近区域的网格划

分得较密，其它区域网格划分得较疏。

初值置零初场，进口边界采用固定值，k、ε由经验公式计算

［4］

；

固体壁面采用无速度滑移和无质量渗透条件，即φ＝0；出口边界，假

设各因变量沿出流方向的变化率为零，即。

壁面附近采用壁面函数法进行修正计算。

3.2 数值结果

为了验证燃烧器射流的角度对流动状态的影响，数值计算同样选取

了工况1～3。图6是这3种工况在燃烧器中部Z＝256mm处水平截面上

的流场图谱。从图中可清楚地看到，随着射流几何轴线与前墙夹角α的

减小，射流偏转将增大。这与试验所得的结论是相吻合的。

(a)α＝36°

(a)α＝31°

(a)α＝21°

图6 α角不同时Z＝256mm处的水平截面上流场图

Fig.6 The velocity distribution

at section Z＝256mm at different angle α

图7是原设计工况下，射流速度为19m/s，4个喷口全开时Z＝256mm

处水平截面上的流场图谱。由图可见，在原设计工况下，由于燃烧器喷

口的高宽比很大，致使燃烧器射流在离开喷口不远处便贴壁了。同时对

比图6(a)可知，在其它条件相同的情况下，4个喷口全开时的射流偏转

要比只开1个喷口时的大得多。燃烧器的高宽比也会对燃烧器区的流态

产生影响。数值计算表明，图7工况中将燃烧器的高宽比减小到3.0时，

即使射流速度提高到30m/s，燃烧器射流也不再偏转，如图8。

图7 4个喷口全开时Z＝256mm

处水平截面上的流场图谱

Fig.7 The velocity distribution at section

Z＝256mm at four burners running

图8 高宽比为3.0，4个喷口全开时Z＝256mm

处水平截面上的流场图谱

Fig.8 The velocity distribution at section

Z＝256mm at h/b＝3.0 and four burners running

实际锅炉中，燃烧器区射流速度的大小对炉内流动工况也有较大的

影响。本次数值试验中，在只开1个燃烧器喷口，仅改变射流速度(见表

2)情况下，计算了在前墙上距喷口X＝59mm处的压力与速度关系，如图

9。

表2 改变射流速度数值试验工况

Tab.2 The calculation conditions

in changing jet velocity

工况投运喷口 α/(°) 高宽比h/b 射流速度/(m

－1

)

9.226

图9 X＝59mm处ΔP～V

关系曲线图

Fig.9 The relation between ΔP and V

at X＝59mm

图中方程式为数值试验点的拟合直线。由图可知，燃烧器射流由于

卷吸周围气体产生的负压与射流速度的平方基本成比例。这是因为当燃

烧器射流的速度增大时，需要卷吸更多的周围气体，而各工况的补气条

件是一定的，所以射流两侧的压差要增大。

4 结论

本文针对HG-2008/18.3-YM2型锅炉，进行了试验研究和数值模拟，

结果表明：

(1)射流几何轴线与前墙背火侧夹角α决定着燃烧器射流补气条件

的好坏。随着α角的增加，射流两侧的压差减小，射流运动轨迹逐渐趋

向炉膛中心，射流两侧的补气条件相差不大，射流偏转较弱。

(2)燃烧器高宽比(h/b)是反应气流抗偏转能力的重要结构参数。试

验与数值研究结果均表明，随着h/b的增大，燃烧器区的壁面相对压力

绝对值会增大，气流越容易贴壁。

(3)炉内旋转气流对燃烧器射流的横向冲击也是影响燃烧器射流偏

转的重要原因。

(4)燃烧器射流的速度不仅影响燃烧器区的炉内流动工况，而且对燃

烧器区的壁面负压值影响较大。数值试验得出了在只考虑射流的卷吸作

用时，射流两侧的负压绝对值与射流速度的平方成正比。

水平浓淡风煤粉燃烧器

调节特性的数值模拟及工业性试验研究

张泽吴少华姚政陈力哲朱群益秦裕琨

摘要：采用近流线数值计算方法，对具有复杂喷嘴形状的水平浓淡风

燃烧器在四角切圆流场中一次风射流的刚性进行了详细的数值模拟计

算，并结合在300MW四角切圆煤粉燃烧锅炉上的应用和工业性试验研究，

得出了通过调节侧二次风与一次风的动量比，来调节一次风射流刚性、

控制一次风射流的偏斜，进而改善炉内燃烧两相流场、水冷壁壁面附近

的烟气气氛，同时实现了防水冷壁高温腐蚀，提高了煤粉的着火、稳燃

的燃烧性能的结论。

关键词：水平浓淡风燃烧；一次风射流刚性调节；数值模拟；试验研

究

分类号：TK223.23 文献标识码：A

文章编号：0258-8013 (2000) 02-0051-06

NUMERICAL SIMULATION AND INDUSTRIAL

EXPERIMENTAL STUDY

OF THE REGULATION CHARACTERISTICS OF HBC-SSA

BURNERS

ZHANG Ze WU Shao-hua YAO Zheng CHEN Li-zhe ZHU Qun-yi

QIN Yu-kun

(School of Energy Science and Engineering Harbin Institute of

Technology,Harbin 150001，China)

ABSTRACT：In this paper, a new closed to streamline numerical simulation

method has been developed. With this method, numerical study has been

performed in detail on `rigidity' of primary air jet in three dimension

tangentially fired aerodynamic field of a furnace in which the complicated

structural horizontal bias combustion pulverized coal burners with side

secondary air nozzle(HBC-SSA burners)were used. In the mean

time,mdustrial experimental study of the HBC-SSA burner has been carried

out in a 300MW tangentially fired boiler of a large power plant. Through this

experimental study and numerical research, it has been proved that the

HBC-SSA burner can regulate the `rigidity' of primary air jet, control the

deflection of primary air jet, improve the combustion two-phase flow filed in

furnace and gas ingredients near the water-cooled wall by way of regulating

the ratio of SSA dynamic pressure and the primary air dynamic pressure. It

was demonstrated that the HBC-SSA burner can strongly resist water-cooled

wall high temperature corrosion, improve the performances of pulverized

coal ignition and flame stabilization.

KEY WORDS：horizontal bias combustion with side air； regulating the

`rigidity' of primary air jet； numerical simulation；experimental study▲

1 引言

水平浓淡煤粉燃烧技术因其具有高效、稳燃、防结渣、低污染及防

高温腐蚀的性能正日益受到极大重视，并得以广泛的应用。针对大型电

站四角切圆的煤粉燃烧锅炉(燃烧器组高宽比过大，一次风射流刚性较

差)，特别对于燃用劣质煤(如贫煤、无烟煤)的锅炉，当煤质中含有较多

的硫时，常出现水冷壁严重的高温腐蚀问题。哈尔滨工业大学在水平浓

淡煤粉燃烧技术的基础上，为能进一步提高其防高温腐蚀、结渣及低负

荷稳燃性能，而研制开发了新型的水平浓淡风煤粉燃烧器

［1］

。该燃烧器

较好地实现了水平浓淡分离、单喷嘴分级燃烧的燃烧技术，并可通过对

一次风射流刚性进行调节，来实现对燃烧区域两相流场特性的调节，较

好地控制了燃烧区域水冷壁附近的烟气成分。

本文就水平浓淡风煤粉燃烧器射流刚性的调节，结合某电厂燃用贫

煤的300MW四角切圆燃烧锅炉，为解决严重的水冷壁高温腐蚀问题和提

高其低负荷稳燃性能而成功进行了燃烧器改造

［2］

，对该燃烧器的调节特

性进行了数值模拟和工业性试验研究。

2 水平浓淡风煤粉燃烧器原理

该燃烧器采用带侧二次风的水平浓淡分离煤粉燃烧器并配有百叶窗

煤粉浓缩器，其主要目的就是形成在炉膛内燃烧器区域水平截面上的浓

淡分离及分级燃烧，以防止未燃尽粒子贴壁及水冷壁附近还原性气氛出

现，并保证高效、稳燃和低污染的燃烧性能。它有三个喷口，分别为：

浓一次风喷口，淡一次风喷口和侧二次风喷口。一次风带携煤粉经百叶

窗煤粉浓缩器后分为水平浓淡两股，并将这两股水平浓淡煤粉气流在喷

嘴处按一定的夹角送入炉膛。在向火侧为浓一次风，背火侧为侧二次风，

通过适当调节侧二次风风门开度，提高一次风射流的“刚性”，调节一

次风射流两侧的补气条件，尽量防止一次风射流在邻角气流撞击下的过

早偏斜，以避免出现由于一次风刚性不足而产生的“粉包风”燃烧两相

流场，并补充壁面的烟气含氧量，其燃烧系统见图1。

图1 水平浓淡风煤粉燃烧系统示意图

Fig.1 Schematic diagram of HBC-SSA system

从上可见，首先它保留了水平浓淡煤粉燃烧技术的所有优点，同时

由于在喷嘴的水平方向增加了侧二次风喷口，一方面可以在实际锅炉的

运行中通过调节侧二次风风门的开度来调节侧二次风速的大小，以实现

对一次风射流刚性的调节，同时更加减小了颗粒冲刷水冷壁的可能，保

证在燃烧器区域的水冷壁附近形成氧化性气氛，防止还原性气氛的出现，

并进一步提高了低负荷着火稳燃特性。

3 数值模拟

本文在一台300MW煤粉锅炉炉内的四角切圆流场中，就侧二次风速

的大小对水平浓淡风煤粉喷嘴射流刚性的调节进行了气相流场的数值模

拟计算，以分析在四角切圆流场中，侧二次风速的大小对一次风射流偏

斜的影响，以期在实际的运行中防止一次风射流煤粉颗粒的贴壁，结合

该燃烧器的设计原理，即可实现对燃烧区域水冷壁附近的烟气氧化性气

氛的控制。

3.1 数值计算方法

针对300MW四角切圆锅炉燃烧区域四角射流的流场特征，为了有效

地防止所有计算区域的伪扩散，并且模拟300MW锅炉的大切角和复杂的

喷嘴结构，开发了一种近流线的数值计算方法。该计算采用组合坐标、

强非均匀交错网格和交错计算的方法，在四角射流区域采用了与壁面成

45夹角的网格划分，而在其它区域则采用与四墙水冷壁平行的网格划

分，这样各计算位置处的流线与网格线之间的夹角可控制在较小的范围

之内，有效地抑制了伪扩散的产生。该计算模型采用K-ε双方程模型，

SIMPLE-C

［3］

计算方法，同时本计算方法为了模拟角部复杂的喷嘴结构而

出现的角部单元网格长宽高比过大(在某些位置可达6～9左右)，而采用

了在计算迭代过程中尽量保证连续性的强压力修正方法和欠松弛方法等

计算技巧，得到了良好的收敛性能(收敛判据为压力修正方程的最大源项

和源项之和均小于10

－6

，并且各节点前后两次解偏差的最大绝对值或相

对偏差的最大绝对值小于10

－6

)。

本文计算的300MW锅炉，炉膛宽为11970mm，深为11760mm，四角各

角部宽为1202mm，水平浓淡风喷嘴出口宽为620mm。对角部沿宽度方向

分了12个计算网格(见图2，间距分291mm、62mm)，其中喷嘴占了10

个网格(间距62mm)，这样即可对具有复杂结构的水平浓淡风喷嘴的炉膛

燃烧区域进行详细的流场计算。按锅炉300MW负荷，采用与设计相等的

一次风(带粉)与二次风的动量比，进行了四个工况的侧二次风与一、二

次风动量比的数值计算，计算工况见表1。

图2 带水平浓淡风煤粉燃烧器的

炉膛燃烧区域角部计算网格刊分示意图

Fig.2 Schematic diagram of calculation grid arrangement

in corner of furnace with HBC-SSA burner

表1 侧二次风与一、二次风动量比的计算工况表

Tab.1 List of parameters in calculating tests

of ratio of SSA dynamic pressure and the

primary air,secondary air dynamic pressure

项目

一次风速/(m

。

－1

)

二次风速/(m

。

－1

)

侧二次风速/(m

。

－1

)

3.2 计算结果及分析

在流场计算的结果中，我们选取了一层水平浓淡风煤粉射流的流场

进行分析。图3为该射流流场压力分布的等势线图。横坐标L代表计算

点距喷嘴出口的距离，纵坐标Y代表喷嘴宽度方向的位置，其中零点表

示喷嘴的中心。图4为四个工况下射流各计算截面上的最大绝对速度点

的位置连线，可近似代表射流的流线。图5为射流各计算截面上的最大

绝对速度点的速度方向与设计假想射流轴线的夹角。图6为在各计算截

面上射流的平均速度方向与设计假想射流轴线的夹角(即射流的平均偏

转角度)。

test1 test2 test3 test4

23 23 23 23

32.87 32 31.13 30.25

25.6 32 38.4 44.8

侧二次风与一次风的动压头比 1.24 1.936 2.79 3.79

图3 水平浓淡风射流在四角切圆流场中的角部压力分布图

Fig.3 The static pressure distribution of tangentially flow

field in corner of furnacs with HBC-SSA burner

图4 沿射流方向最大绝对速度点位置图

Fig.4 The location of the point of maximal

absolute velocity along the jet

图5 射流最大绝对速度点处的速度方向

与设计假想射流轴线的夹角变化图

Fig.5 The profile of angle between the direction

of velocity and designed imaginary axes of jet

at the point of maximal absolute velocity

图6 射流的平均速度方向与设计

假想射流轴线的夹角变化图

Fig.6 The profile of angle between the direction

of average velocity and designed imaginary axes of jet

对于四角切圆燃烧锅炉的一次风射流在炉膛中的偏转，在相同的邻

角气流撞击的情况下，一般决定于射流两侧的静压差和射流的刚性，射

流的刚性则决定于喷嘴的形状和射流的动量，在喷嘴形状相同的情况下，

提高一次风喷嘴中的侧二次风流速，有助于提高一次风射流的刚性，但

侧二次风流速过大，也将引起侧二次风侧的静压降低，射流两侧静压差

增大，而导致射流偏转。

由图3可见，随着侧二次风风速的增加，即侧二次风与一次风的动

压头比增加，在角部射流区域，射流出口附近背火侧的静压逐渐降低，

射流两侧的静压差逐渐增加，但随着距喷嘴距离的增加，射流两侧的静

压差逐渐减小，并当距离喷嘴出口1m(1.7d，d为一次风喷嘴当量直径)

左右以后，四个工况下射流两侧的静压差基本相等。由图4可见，由于

侧二次风速较高，各截面上的最大绝对速度位置都在靠近侧二次风一侧。

在喷嘴出口附近，随着侧二次风与一次风的动压头比的增加，射流流线

的偏斜稍有增大，这说明了高速的侧二次风增强了对一次风的引射并加

大了对射流两侧补气条件的差异，导致了该位置处射流两侧静压差的增

加；但在距喷嘴出口1m以后，射流两侧的静压差较小，并在四个工况下

基本相同，射流的刚性成为射流偏斜的主要因素，侧二次风速越高，射

流的刚性越强，故侧二次风速越小，射流的偏转也就越快，如工况1的

流线更加偏离设计射流轴线。

由图5可见，在四个工况各自的最大绝对速度点(流线)上，随着侧

二次风风速的提高，射流最大绝对速度的方向与设计假想射流轴线的夹

角减小，这说明了提高一次风射流刚性对射流抗偏转的作用。将在各个

计算截面上的射流速度方向与设计假想的射流轴线的平均夹角沿距喷嘴

距离的变化表示出来(图6)，就可以发现，在四个工况的射流出口附近，

侧二次风风速越高，射流的平均偏转角越大；在距喷嘴1m以后，侧二次

风速越高，射流的平均偏转角越小，结合图4分析，出现这种情况乃是

由于在喷嘴出口附近，当侧二次风与一次风的动量比较大时，射流两侧

静压差较高，虽然射流流线处(侧二次风侧)的偏转角度较小(射流刚性较

强)，但静压差对射流的偏转占了主要地位，而出现了浓、淡一次风射流

的偏转角度较大，导致了在喷嘴出口附近的射流平均偏转角度稍大；而

在距喷嘴出口较远(1m左右)处，4个工况的射流两侧静压差减小且静压

差基本相同，射流的刚性对射流的偏转占了主要地位，故导致了射流的

平均偏转角度远小于侧二次风与一次风的动量比小的工况。

4 工业性试验研究

工业性试验在300MW四角切圆煤粉燃烧锅炉上进行，该锅炉为

SG-1025/18.3-M833型亚临界、中间再热、控制循环汽包炉。炉膛宽度

为11.970m，深度为11.760m。锅炉设计燃用晋中贫煤，热风送粉、四角

切圆燃烧，四层(A、B、C、D)16只直流煤粉燃烧器分成上下两组，采用

平衡通风方式，中储仓式制粉系统，配四台MTZ350/700型钢球磨煤机。

4.1 侧二次风与一、二次风射流动量比的调节试验

该项试验负荷为300MW锅炉，采用与设计相等的一次风(带粉)与二

次风的动量比，且各喷口流速进入第二自模化区。调节侧二次风风门开

度，进行侧二次风与一次风、二次风的动量配比试验。试验工况及结果

见表2和图7。

表2 侧二次风门与二次风门开度的配比性试验表

Tab.2 List of parameters in experiments of the ratio of opening

degree of SSA air-door and secondary air-door

项目工况1 工况2 工况3 工况4 工况5 工况6

侧二次风门开度

二次风门开度

一次风喷口平均流速

13.4 16.7 16.7 16.7 13.4 13.4

/(m

。

－1

)

侧二次风喷口平均流速

17.7 22.7 25.7 26.4 21.5 25.2

/(m

。

－1

)

二次风喷口平均流速

18.30 23.60 23.40 22.75 17.50 17.00

/(m

。

－1

)

侧二次风与二次风风门开度之比

0.75 0.80 1.00 1.20 1.25 2.00

图7 风门开度比与喷嘴射流动压头比的变化规律

Fig.7 The relationship between the opening degree

of air-door and ratio of jet dynamic pressure

从上述的试验结果可见，侧二次风门的开度对侧二次风喷口的流速

影响较大，当侧二次风风门开度与其它二次风风门开度之比在1.0～1.6

之间时，都可较好的满足设计所要求的侧二次风与一次风及其它二次风

之间的动压头比关系。

根据数值计算的结果，这样即可通过调节侧二次风的风门开度，以

调节侧二次风与一次风的动量比，进而较好地控制一次风射流的偏转，

从而也在一定的程度上改变了炉内强风环直径的大小及贴壁风速的大

小。

4.2 侧二次风风门开度对水冷壁壁面烟气成分的调节试验

该试验主要是监测燃烧器区域的水冷壁壁面附近的烟气气体成分随

侧二次风与其它二次风风门开度之比的变化。在炉膛四面墙的原高温腐

蚀部位安装了九个烟气采样管，负荷300MW左右时，调整侧二次风风门

开度及其它二次风风门的开度，改变燃烧的侧二次风风速，在每个试验

工况下，分别对四面墙的各只烟气采样管采得的烟气进行化学分析。采

样点位置为沿高度方向为A、B两层一次风喷口左右，水平位置见图8。

图8 水冷壁壁面烟气采样点位置示意图

Fig.8 Schematic diagram of gas sampling point

at furnace water-cooled wall

试验期间，锅炉运行负荷300MW左右，主汽量955～904t/h，省煤

器出口氧量为5.6%。入炉煤质的一些主要参数如下：可燃基挥发分V

daf

＝10.95%，空气干燥基灰分A

＝27%，分析基高位发热量Q

ad,net

＝

24525kJ/kg，煤粉细度R

＝10.34%。测量结果见表3。

表3 燃烧器改造后燃烧器区域水冷壁壁面烟气成分测量表

Tab.3 Concentration of gas measured near water-cooled

wall in furnace combustion zone of retrofited burner

侧二次风与二次风壁面平均壁面平均CO 壁面平均NOx

风门开度之比/λ

氧量O

/% 含量/ppm 含量/ppm

1.2

1.6

2.9

3.6

1776.5

2552.5

183

214

在未进行燃烧器改造前，对相同工况、相同位置的壁面烟气成分测

量

［4］

，其结果为：O

＝0.%，CO＝4.03～6.78 %，NOx＝110～244ppm。

由表3可见，当侧二次风门与其它二次风门开度之比λ

为1.2时，

已能较好地保证壁面的烟气含氧量，如果提高λ

值，虽然O

含量上升，

但同时CO含量也升高，这是由于侧二次风速偏高，导致侧二次风与一次

风射流的动压头比也较高(可达3.2以上)，从而可能卷吸进一部分未燃

尽的煤粉颗粒，造成测点处出现O

含量较高，同时CO含量也较高的烟

气气氛。

同时可以看出，采用“水平浓淡风煤粉燃烧器”进行燃烧器改造后，

水冷壁壁面烟气成分发生了明显的变化。首先，壁面烟气成分中的CO

含量大大得以降低，平均壁面O

含量达到了2%以上，使贴壁烟气不再呈

现还原性气氛，防止了燃烧区域水冷壁高温腐蚀的发生；其次，壁面烟

气成分中的NOx含量有所增加，这可能与该处烟气的非还原性气氛有关，

但仍可保持在设计允许的范围之内。

随后进行了锅炉效率试验和不投油低负荷稳燃试验，在入炉煤质较

差的情况下(V

daf

＝10.95%，A

＝27%，煤粉细度R

＝10.34%)，锅炉负荷

300MW左右时，锅炉效率为92.36%。不投油低负荷稳燃试验期间，锅炉

负荷146～150MW，稳定运行两小时，炉膛负压稳定，投运的煤粉喷嘴出

口平均温度为900℃左右，煤粉着火迅速，锅炉燃烧稳定，锅炉各项参

数正常，不投油低负荷稳燃已达50%ECR工况

［2］

。

从数值计算及工业性试验分析可见，提高侧二次风风速，可以提高

一次风射流的刚性，并同时也引起了射流出口两侧静压差的增加，这两

种因素的相互作用，导致了在增加侧二次风与一次风的动量比时，喷嘴

出口附近浓、淡一次风射流向侧二次风侧的偏转较大，引起整个喷嘴射

流初期的偏斜稍有增大，同时大大的减小了射流中后期的偏斜。这提高

了一次风射流初期煤粉的着火、稳燃，减小了后期射流向壁面的偏斜。

但过分地提高侧二次风风速，将导致射流初期浓、淡一次风向侧二次风

侧的偏转过大，而可能在射流背火侧卷吸了一部分煤粉颗粒，造成对防

止壁面还原性气氛不利的局面，如在试验中出现的壁面O2含量较高，同

时CO含量也较高的烟气气氛。

5 结论

通过对水平浓淡风煤粉燃烧器在300MW锅炉上的侧二次风对一次风

射流调节特性的数值模拟研究，并结合对该燃烧器的工业性应用及试验

研究，表明：

(1)调节侧二次风风速，改变侧二次风与一次风动量比，可以较好调

节一次风射流的刚性，进而控制射流在初、后期的偏斜，改善水冷壁壁

面的烟气成分，保证燃烧区域水冷壁壁面的氧化性气氛，较好的防止了

水冷壁高温腐蚀的出现。

(2)提高侧二次风与一次风射流的动量比，可以提高一次风射流的刚

性，同时也引起了射流出口附近两侧静压差的增加，综合两方面的因素，

动压头比应控制在小于3.2的范围左右。