掺烧印尼煤对某锅炉燃烧及结渣影响的数值模拟

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掺烧印尼褐煤对机组经济性的影响分析

表 2 600 MW 负荷下各工况锅炉效率及热损失
项目
工况 1 工况 2 工况 3 工况 4 工况 5
褐煤掺烧比例 /%
0 20 50 66 83
排烟热损失，q 2/%
5.25 5.64 6.04 5.89 6.39
气体未完全燃烧热损失，q3/% 0.09 0.05 1.37 1.13 0.87 0.69 0.32
会出现“抢风”现象，使烟煤煤粉缺氧而无法燃烧完全，飞灰可燃物明显升高，锅炉效率下降[5]。采用分磨掺烧方式时，针对不同负荷工况，可做到掺烧实时灵活，煤种性能差异较大时，燃烧稳定性易掌握。
2017 年，电厂深度掺烧印尼褐煤，掺烧比例达到 61.77%，实现掺烧效益 1.89 亿元，同时开展深度掺烧试验，600 MW 机组中低负荷时褐煤最大掺烧比例可达到 80%以上。 3 掺烧褐煤试验研究
关键词：褐煤；掺烧；供电煤耗；厂用电率；燃料成本
中图分类号：TM621
文献标识码：A
文章编号：2095-0748（2019）12-0139-03
引言随着中国电力体制改革的不断深入，电煤价格
的波动给燃煤发电企业经济效益带来较大影响，据统计测算，目前电煤成本占火电企业总成本的 75% 左右[1]。为了提高企业竞争力，一方面，电厂要选择市场上最适合使用的“经济煤种”，获得最大效益；另一方面，电厂要内部挖潜，加大低价煤的掺烧比例[2]。然而，电站锅炉选型有相应的设计煤种，当煤质超出其适应范围，将会给锅炉带来很大影响[3]。本文结合某电厂 2×600 MW 超临界锅炉不同掺烧比例、不同配煤组合方式下的试验，分析锅炉效率、厂用电率、供电煤耗的变化以及掺烧对燃料成本的影响。 1 燃用煤种煤质特性分析
随着褐煤掺烧比例增加，烟气量增加的同时烟气中水分热损失上升，q2 呈上升趋势，工况 1 到工况 5 增加了 1.14 个百分点。由于引风机出力限制，大比例深度掺烧褐煤时锅炉存在缺氧现象，CO 含量有所上升，工况 1 到工况 5 q3 增加了 0.24 个百分点，q4 降低了 1.05 个百分点。掺烧褐煤试验各工况下锅炉效率及各项热损失如表 2 所示。

锅炉结渣过程数值模拟研究进展

第10卷第4期2004年8月燃烧科学与技术Journal of Combustion Science and TechnologyVol.10No.4Aug.2004锅炉结渣过程数值模拟研究进展y周涌,由长福,祁海鹰,徐旭常(清华大学煤的清洁燃烧技术国家重点实验室,北京100084)摘要:传统、单一的预测结渣经验指数不能充分描述和预测复杂的结渣过程,但结渣过程的数值模拟能克服这一不足,详细地描述结渣的形成及结渣轻重的位置分布.结渣模型包括煤粉空气气固两相流动和燃烧子模型、飞灰形成子模型、飞灰颗粒与壁面的碰撞和黏结子模型以及结渣生长过程子模型.本文对近十几年来各种模型的研究进展进行了综合评述,同时也指出了为提高精确性需要继续进行研究的方向.关键词:煤粉锅炉;结渣;数值模拟中图分类号:TK223文献标志码:A文章编号:1006-8740(2004)04-0375-08Research Progress of Numerical Simulation of Slagging in Pulverized Coal BoilerZHOU Yong,YOU Chang-fu,QI Ha-i ying,XU Xu-chang(State Key Laboratory of Clean Combustion of Coal,Tsinghua Universi ty,Beijing100084,China)Abstract:Traditional single empirical indices for predicting slagging in pulverized coal(PC)boiler cannot sufficiently prescribe and predict the complex slagging process.Fortunately,it is the numerical si mulation of slagg i ng can solve this deficiency and give the detailed information for slag forming and locations where slagging is serious that.Deposit model consists of the sub models of comprehensive gas-particle turbulent combustion,ash formation,particle impacting probability,particle sticki ng probability and deposit growth.This paper reviews the study for various sub models in past decades,and provides an orientation for future research on developing preciseness in this field.Keywords:pulverized coal boiler;slagging;numerical simulation炉膛结渣是电站锅炉运行中常见也是较难解决的问题,它极大地影响了锅炉运行的安全性和经济性.炉膛结渣可导致炉内受热面的传热效率降低,影响锅炉出力,灰渣的集聚导致大渣的掉落,将砸坏冷灰斗水冷壁管,造成严重的安全事故.结渣主要是由烟气中夹带的熔化或部分熔化的颗粒碰撞在炉墙、水冷壁或管子上被冷却凝固而形成.由于结渣的形成与飞灰熔点以及飞灰组分密切相关,因此,传统预测结渣特性的方法是利用各种飞灰物理和化学特性的经验判别指数[1].但由于结渣过程是一个复杂的物理化学过程,单一的结渣指数不能准确充分地描述和预测复杂的结渣过程,因此,为克服单一结渣指标分辨率低的缺陷,现在结渣研究的方向主要是发展综合考虑多项指标的模糊判断法[2~4]和用数值方法模拟实际发生的结渣过程.结渣过程的数值模拟主要是用于确定锅炉中实际发生结渣的位置,预测随着结渣的发生水冷壁与炉膛之间传热量的变化以及评价煤种的适用性和新锅炉的可行性[5].用数值方法研究结渣过程比用传统的经验指数的优点在于它能给出结渣形成的详细信息,并且通过改变煤种和燃烧器参数达到优化设计煤种和燃烧器结构的目的.综观近十几年来结渣过程的数值研究[6~8],可以总结出结渣过程的数值模拟主要有两个阶段:1995年前,绝大部分结渣模型未与燃烧模型耦合,气固两相流场和温度场由经验公式或用简单的流动模型得到; 1995年后,几乎所有研究都将结渣模型与燃烧模型耦y收稿日期:2003-12-30.作者简介:周涌(1980)),男,硕士研究生,z hou-y02@mails.tsi .合,气固两相流场和温度场由气固两相燃烧模型得到.纵览1995年后的模型,先是用气固两相的燃烧模型计算出气固两相各自速度场和温度场,接着对颗粒相速度场进行后处理,计算模拟颗粒碰撞率所需的更多的颗粒轨道信息并计算出颗粒碰撞率,然后根据颗粒黏结模型计算出与壁面碰撞的颗粒中实际黏附到壁面的颗粒数,最后用结渣生长模型计算结渣的逐渐形成过程.图1为结渣模拟的计算步骤及各子模型的用途.本文依据这样的思路,对结渣数值模拟的各个子模型做一综述,对其目前状况、特点、尚待改进的地方表明了笔者的看法.图1 结渣模拟计算步骤及各子模型用途1 气固两相燃烧模拟这里仅对已经与结渣模型耦合的煤粉燃烧模型做一简介,有关煤粉燃烧模型本身的详细内容,可参考这方面的专著,在此不做详述.原则上讲,能够计算出气固两相各自速度场和温度场的燃烧模型都可以获得结渣模型所需的输入数据,因此,都能够与结渣模型耦合.煤粉燃烧是气固两相湍流燃烧,因此,煤粉燃烧模型需包含的内容有:¹煤粒的水分蒸发、热解挥发和焦炭燃烧;º煤粒反应(挥发,热解、异相燃烧)对气相湍流的影响;»气相湍流对煤粒反应的影响;¼颗粒反应对气相湍流燃烧的影响;½有反应的颗粒相的模拟[9,10].已经将燃烧模型与结渣模型耦合的研究有Brigha m Young University 的PCGC -2和PCGC -3(pulver -ized coal gasification or combustion 2(3)-dimension -al)[5,6,11],Imperial C ollege 的CINAR 模型[7,8]和浙江大学的燃烧模型[12,13].这些模型对气相湍流流场都采用k -E 模型模拟,并都用网格内颗粒源项(particle source in cell)的方法考虑了颗粒相与气相的相互作用.k -E 模型是湍流各向同性模型,从原理上讲不能用于模拟强各向异性的煤粉旋流流动,基于此原因,PCGC -3发展了非线性k -E 模型.该模型的主要思想是改进各向同性的湍流黏性系数L T ,使之考虑流动各向异性的影响,改进后的模型模拟结果较好地符合实验结果[14].这些模型都没有考虑气相湍流对煤粒反应的影响,但PC GC -2、PCGC -3用经验公式考虑了气相湍流脉动对颗粒轨道的影响.PCGC -2、PCGC -3和CI NAR 模型用入口气体燃料分数f 和当地颗粒产生气体分数G 来考虑颗粒反应对气相湍流燃烧的影响.G 考虑了煤粒因热解产生的可燃气体和异相反应中产生的CO 对气相燃烧的影响,与实际的物理过程相符合.文献[12,13]采用单相湍流燃烧模型模拟气固两相中的气相燃烧,因此,精确性稍逊于前3个模型.对于颗粒相的模拟,这些模型都在Lagrange 坐标系中应用随机轨道模型求解颗粒的连续、动量、能量和组分方程.尽管随机轨道模型计算了上万条颗粒轨道,但轨道与轨道之间影响很小,轨道与轨道之间的空间颗粒信息就没法计算出来,因此,就难以给出颗粒速度场和浓度场的详细连续信息.基于此,周力行[9]发展了连续介质-轨道模型,该模型中,颗粒的连续方程和动量方程在Euler 坐标系下求解,这就克服了Lagrange 坐标系中速度信息求解不全的缺陷,而因反应和传热引起的颗粒质量和能量变化则采用Euler 坐标系中计算得到的颗粒轨道进行求解.但该模型对气相流场仍采用k -E 模型模拟,并且用单相湍流燃烧模型模拟气固两相中的气相燃烧,这几方面的模拟精确性不如PC GC -2、PCGC -3和CI NAR 模型.该模型已用于炉内煤粉燃烧[15],但尚未与结渣模型耦合.当前煤粉燃烧模型尚不能足够准确地设计燃烧器和煤种的优化选择,但绝大部分煤粉燃烧模型都能合理地预报出流场、温度场和传热[16],因此,对于用于耦合结渣模型的燃烧模型而言,现在的大部分模型都能使用.2 颗粒输运模拟影响结渣率的一个重要参数就是颗粒与壁面的碰撞率,即与壁面碰撞的颗粒数占到达壁面附近的颗粒数的百分比[14].尽管有限数目的颗粒轨道已足够模拟燃烧,但为计算颗粒碰撞率需要知道更多的颗粒轨迹信息.因此,需要用颗粒输运模型对已求得的颗粒速度#376#燃烧科学与技术第10卷第4期场进行后处理用以求得颗粒碰撞率.炉膛内气体主要平行于水冷壁管流动,影响颗粒碰撞率的主要因素是气相湍流脉动对颗粒的作用,使颗粒偏离主流方向扩散,通过边界层到达壁面发生碰撞[6].现在主要有两种颗粒输运模型模拟因气相湍流脉动引起的颗粒扩散而导致的颗粒碰撞率,即随机轨道模型(SSF)和统计颗粒云模型.SSF模型的核心是气相湍流对颗粒轨道的影响通过随机颗粒)))漩涡的相互作用表示[17],由于该模型考虑了气相与颗粒相之间的滑移以及湍流脉动对颗粒轨迹的影响,用它计算得到的颗粒相平均速度、脉动速度与实验值符合的较好[17],因此,很多研究者[7,8,11,12]使用了这一模型计算飞灰颗粒轨迹.但由于SSF模型需要计算大量的颗粒轨道(典型的为15000条)才能获得足够的信息计算颗粒碰撞率,所以它耗时巨大,有时计算一个实际锅炉的颗粒碰撞率需要1个月的时间[6].因此,对于实际锅炉的计算,Huafeng和Harb[5](1997)采用统计颗粒云模型计算颗粒轨道和碰撞率.这个模型建立在SSF模型的基本概念之上,它的核心思想有3点[18,19]:一是采用一个包含一组物理性质相似的颗粒的计算包,把计算大量飞灰颗粒的轨道转变为计算较少的计算包的轨迹;二是对颗粒瞬时Lagrange动量方程线性化;三是认为某个漩涡内由湍流导致的颗粒速度会对随后的颗粒-漩涡相互作用产生影响.前两点使得统计颗粒云模型在计算效率上比SSF模型大大提高,第三点则在计算的准确性上比SSF模型提高.颗粒输运模型能够将颗粒轨道计算到湍流边界层[7,8],颗粒最终要通过湍流边界层才能与壁面发生碰撞,颗粒在湍流边界层内的运动有不同的处理方式,一种是认为在湍流边界层内颗粒与气相湍流的作用仍然用颗粒-漩涡作用表示[20],颗粒动量方程通过湍流边界层积分到壁面,积分时间为颗粒-漩涡作用时间.由于在颗粒动量方程中考虑了由于温度梯度引起的热泳力和由剪切应力引起的升力,该方法较完整地考虑了物理机理,因而有较好的精确性[5,6,11].另一种方法是引入临界速度和预定义位移厚度的概念,认为颗粒在到达湍流边界层(厚度为位移厚度)时,只要具备临界速度,就认为它们能够穿越黏性底层到达壁面,而那些不到临界速度的颗粒则不能到达壁面,从而碰撞率就是能到达壁面的颗粒数与所有颗粒数之比[7,8].临界速率与颗粒的驰豫时间有关,亦即与颗粒大小有关.该方法的优点是避免了湍流边界层内颗粒动量方程的求解,提高了效率.还有一种方法是在湍流边界层内引入输运阻力的概念,在输运阻力公式中包含了分别由热泳力和惯性引起的阻力,并且认为飞灰颗粒到达壁面的速率与输运阻力成反比关系,从而碰撞率可由飞灰颗粒到达壁面的速率乘以壁面的颗粒载荷求得[21].该方法也考虑了气相湍流脉动对颗粒输运的影响.上述的模型只考虑了湍流边界层内颗粒的主要受力(如湍流脉动、惯性、热泳力),事实上,颗粒在湍流边界层内的输运过程复杂,颗粒受众多力的作用,除上面提到的力,还有如近壁处的曳力增大,由于剪切流引起的Saffman力以及由于颗粒自身旋转引起的Magnus力等,要完全精确地模拟这些力对颗粒输运的作用是很困难的,因此,在模拟颗粒碰撞率时,现在的模型都通过考虑影响颗粒输运主要因素来实现,但计算的结果与实验值符合较好[22],所以上述模型都能符合工程计算要求.如何合理地考虑其他力对颗粒输运的影响仅是理论上进一步研究的方向.3颗粒黏结模拟要计算结渣率,还需要知道碰撞颗粒的黏附率,即与壁面发生碰撞的颗粒中实际黏附到壁面上的颗粒百分比,在求得黏附率后,结渣率即为碰撞率与黏附率的乘积.在影响碰撞颗粒黏附率的众多因素中(颗粒和壁面温度、入射速度和角度、黏度、组分等),颗粒的黏度是最重要的因素[7,14,23].目前所有的研究都采用临界黏度的概念来考察颗粒黏度对黏附率的影响.如果飞灰颗粒的黏度低于临界黏度,则认为它们能够黏附在壁面上的概率为1,如果高于,则黏附概率为临界黏度与颗粒实际黏度之比,具体公式[23]为p i(T ps)=L refL L>L refp i(T ps)=1L[L ref(1)式中:p i为具有平均黏度L的颗粒群i黏附于壁面的概率;T ps为颗粒群i的温度.该方法的突出优点是简单,适合于工程计算[14],但该模型未考虑气流入射速度和入射角度对结渣率的影响.目前所有研究都采用这一模型来计算颗粒黏附率,所得结果与实验值符合很好.对临界黏度的选择,有的研究者对整个结渣过程采用同样的临界黏度,一般取值为105Pa#s[5~8,11,12],有的则是根据结渣过程的不同阶段采用不同的临界黏度[24,25].因为结渣层一般分为原生层、烧结层和熔融层,如图2所示[24].不同渣层内渣粒特性不同,原生层内为固化颗粒,因此,碰撞颗粒需要较高的黏度才能黏附,通常临界黏度为107Pa#s;熔融层内渣层呈熔融态,#377#2004年8月周涌等:锅炉结渣过程数值模拟研究进展能够吸附无黏颗粒,因此,临界黏度取小值,通常为103Pa #s.因此,在不同的结渣层内采用相应的临界黏度更加合理.图2 渣层分布图颗粒黏度总的来说有3种求法:¹用Frenkel 于1946年提出的黏度公式L =AT exp (B /R T )[26](A 、B 是与颗粒化学组分有关的参数,R 是气体常数),以及在此黏度公式上修正的各种黏度公式[27~30],这种方法适用于广泛的煤种[7],并且与实验吻合较好[28],因此,得到了广泛的应用;º采用文献[31,32]中的公式L =0.1@10107m/(T ps-150)2+C,这里的m 和C 同样是与颗粒化学组分有关的参数,但是颗粒黏度的计算会因铁的氧化态不同而不确定,这可通过计算一系列不同组分和尺寸的颗粒来降低这种影响,但又会造成某种组分的颗粒在计算中比重过大,这同样会影响结渣过程;»采用Senior 和Srinivasachar 温度分区的求法[33].高温低黏度和低温高黏度的黏度公式不一样,然后选取两个黏度值中大的值作为颗粒的实际黏度.该模型在黏度105~109Pa #s 范围内模拟结果非常精确,而这恰好就是临界黏度的范围,因此,这种模型有很大的应用潜力.但是当SiO 2的摩尔分数小于50%时精确性降低.需要指出的是这3种求法中的颗粒化学组分都不是真实的全部组分,而是选择有代表性的几种组分,如SiO 2、FeO 、Al 2O 3、CaO.由于这4种组分的总含量占了飞灰含量的95%以上,因此,选用这4种组分是有代表性的.计算颗粒黏度需要知道颗粒的化学组分分布.该分布可由两种方法求得.第1种是利用计算机扫描电镜(CCSEM)测得的煤粒中无机矿物的组分和尺寸分布作为输入数据,用飞灰形成模型计算得到飞灰颗粒的化学组分分布和尺寸分布.煤粒中无机矿物可分为内生矿物和外生矿物,对这两类矿物在燃烧过程中不同的飞灰形成机理的模拟是飞灰形成模型的主要内容.飞灰形成模型主要有完全聚结模型、无聚结模型和部分聚结模型.完全聚结模型主要有3种模型:Wilemski 等人[34]最初认为单个煤粒中的所有无机矿物(不分内生矿物和外生矿物)在燃烧过程中聚结形成一个飞灰颗粒.接着Wilemski 等人[35]认为只有内生矿物才在煤粒燃烧过程中发生聚结,而外生矿物则因燃烧过程中的煤粒破碎而形成飞灰.这两种模型都假设内生和外生矿物在煤粒中是随机分布的,而该假设并非通用,因此,会造成对部分煤种的尺寸分布预测不准.Richards [36]则摒弃了这一假设,而是直接从煤粒的二维横截面测得无机矿物在煤粒中的分布,发展了另一种完全聚结模型,该模型对所选的两种煤种的组分分布和尺寸分布都与实验符合.无聚结模型认为无机矿物微粒各自形成飞灰颗粒,而不发生聚结.部分聚结模型则介于两者之间.部分聚结模型可以分为两类,一类模型[25,37,]只考虑了内生矿物部分聚结成飞灰,而忽略了外生矿物如何形成飞灰,另一类模型[38]继承了内生矿物部分聚结成飞灰的方法,同时用Poisson 分布考虑外生矿物破碎形成飞灰的概率,该模型较好地提高了飞灰尺寸模拟的精确性.3种模型中用完全聚结模型并结合黏度模型计算得到的颗粒的黏附率和结渣率最高,无聚结模型得到的最低,部分聚结模型介于中间[23],如图3、图4所示.但是无聚结模型的思想与实际物理过程差别较大,得到的组分分布计算结果与实验不符合[14],因而没有被很广泛地应用.完全聚结模型对组分分布的计算结果与实验吻合得很好,对大多数煤粒的尺寸分布预测也较好,部分聚结模型则在两方面都能很好地与实验结果符合,因此,应用广泛.不管哪种飞灰形成模型,都需用CC -SE M 测得的数据作为输入数据.共有的优点是可以通过对结渣率的模拟来优化煤种的选择.第2种是直接用CC SEM 测得飞灰的化学组分分布和粒径分布[7,8,12].飞灰样品取自炉膛出口的飞灰.但是由于炉膛出口的飞灰并不是碰到壁面并黏附的颗粒,在尺寸上和组分上与黏附颗粒有一定差别[4],因此,这种方法只能近似得到实际碰撞并黏附颗粒的化学组分和尺寸分布,而且这种方法只能对固定的已有的飞灰进行模拟,不能进行煤种优化.但这种方法避免了使用飞灰形成模型,节省了计算时间.#378#燃烧科学与技术第10卷第4期图3三种飞灰形成模型与黏附率的关系图4 三种飞灰形成模型与结渣率的关系颗粒的黏附率还与结渣表面特性有关,结渣表面如果有足够的黏性,则可以使一部分黏性不够的颗粒也黏附在结渣表面,从而增加黏附率.飞灰颗粒在黏性表面的黏附概率的求法可以分为两种.一种是假设沉积颗粒形成黏性表面的概率等于沉积颗粒冷却至结渣表面温度时还保持黏性的概率,这样黏性表面的百分率等于黏性颗粒黏附率乘以在结渣表面温度时仍保持黏性的颗粒占所有黏附颗粒的百分率[23,24].这种方法有较合理的物理思想,因此,得到了广泛的应用.一种认为由富铁颗粒(含Fe 2O 35%以上)沉积的表面温度在1450K 以上时,就认为表面完全具有黏性,颗粒碰到这种壁面将被完全黏附;若表面温度在1450K 以下,则认为表面根本没有黏性,颗粒黏附率为零[23,39].后一种方法由于适用的颗粒对象有局限性,因而应用很少.在颗粒沉积过程中,大颗粒由于具有较大的动量,会冲刷已形成渣层表面的一部分灰渣.综合考虑颗粒的黏附能力、壁面黏附能力和大颗粒对渣层的冲刷,可以得出i 颗粒群的黏附率公式[23]为 f i ,dep =p i (T ps )+[1-p i (T ps )]p s (T s )-k e [1-p i (T ps )][1-p s (T s )](2)这里k e 是冲刷系数.为了简便起见,几乎所有的研究都忽略了冲刷对结渣率的影响,因此,在略去冲刷项并考虑所有组分的黏附效率,可得到一个广泛应用的黏附率公式为 f dep =6Ni=1p i (T ps )+[1-6Ni=1p i (T ps )]p s (T s )(3)到目前为止炉膛内燃烧器出口区域和水冷壁上颗粒黏附率模型主要就这一种.由于该模型形式简单,并考虑了影响颗粒黏附率的主要因素,在工程上得到了广泛应用.4 结渣生长模拟结渣生长模型主要涉及结渣率随时间的变化、渣层各物性参数变化、结渣层厚度的增长和通过渣层的传热.实际的结渣生长是一个极其复杂的受众多因素影响的物理化学过程.烟气中的还原性成分如C O 、H 2S 等与管壁保护膜和渣层成分的反应,高温腐蚀的产物以及在熔融阶段的渣层成分之间由于烧结和结晶反应形成的低熔点的共熔体都显著地影响着后续的渣层成分和物理形态.正是结渣生长过程的复杂性,目前仅有简单的结渣模型部分模拟这些复杂机理[6].由于实际的结渣过程必然引起渣层各种物性参数的变化,因此,很多研究就侧重于通过选取尽可能符合实际物理反应的物性参数函数来模拟实际的复杂过程.物性参数如渣层的多孔率、导热系数、发射率、吸收率等影响结渣的生成过程、结渣强度和传热较显著的参数常被使用.其中灰渣的多孔率是最重要的一个参数[11,12],它影响渣层的厚度、导热系数以及结渣强度. 多孔率的求解从简单到复杂来分有3种方法.第一种是根据渣层分三层,在每一层内的多孔率的值不同但保持常数,不随结渣的逐步生成而变化[25].由于在结渣的初期阶段和中期阶段,渣层间的化学反应对多孔率影响不大,因此,这种方法在内层和中层渣层中有较好的近似,但是在渣层外层,由于壁面温度高,渣呈一定的流动性,这时渣层间的烧结反应影响着多孔率,多孔率与烧结率之间成线性关系,而不是一个常数,因此,在模拟外层多孔率时不够精确.第二种方法认为多孔率与渣层达到平衡时的固相体积分数和液相体积分数有关[11].假设黏度低于临界黏度(105Pa #s)的飞灰颗粒黏附到壁面后能够达到平衡组分.平衡时的液相分数可由平衡表[40]求得,固相分数由平衡时的固相分数加上黏度高于临界黏度的的颗粒分数,则多孔#379#2004年8月周涌等:锅炉结渣过程数值模拟研究进展率公式为<=1-[(1-<0)+V lV s(1-<0)](4)式中:V l 为固相体积分数;V s 为液相体积分数;<0为原生层多孔率.用平衡组分求解多孔率最大的优点是能节省计算时间,并且结渣外层由于表面温度很高,达到平衡时间很短,在计算外层的多孔率时有很好的精确性.尽管平衡表包括了一定温度和组分范围内的平衡组分,但是它不考虑平衡组分随时间的变化进而发生结晶烧结反应等引起平衡组分的变化.通过对渣层平衡组分的分析,其成分主要是由莫来石一次结晶,用Harb 平衡模型[40]计算得到在1500e 下平衡组分有15%的莫来石,实际外层温度低于1300e ,实验测得的外层灰渣中莫来石含量不到3%,所以渣层外层还未达到平衡,因此,用平衡表计算多孔率也是不精确的[6].第3种方法是基于渣层之间发生烧结反应来计算多孔率.黏性流动烧结是引起渣层形态和物性参数变化的主要原因.该方法中引入致密参数7来表示烧结程度,临界烧结程度7c n 表示烧结程度开始影响多孔率的变化.引入这两个参数并结合第1种方法的优点,可以得出多孔率与烧结程度之间的关系式为<=<0 7[7cn<0-<<0=7-7cn 1-7cn7>7cn (5)式中:<0为原生层多孔率,一般取0.6.这种方法的具体阐述可参考文献[6].第3种方法考虑了多孔率变化的物理原因,动态地计算多孔率,是目前计算渣层多孔率最为精确的方法,尚未广泛应用,但有很大的应用潜力.导热系数也是影响渣层传热的重要物性参数.对应于多孔率的3种求法,导热系数也有3种求法,各种方法的阐述可以参考与之相应的求解多孔率的文献[6、11、25].要计算通过渣层的传热,还需要知道渣层表面的发射率和吸收率.Wall 等人于1993年[41]实验发现,在未发生烧结反应之前,结渣表面的发射率和吸收率随着表面温度的提高而减小,随着颗粒尺寸和铁含量的增加而增大.当烧结反应开始后,发射率和吸收率随着表面温度的上升而成线性增加,直到0.9.基于这样的事实,他提出了发射率和吸收率的计算公式,并由Harb [42]将其结合到结渣生长模型之中.求得结渣率和多孔率后,可以求得渣层厚度随时间的变化,亦即结渣生长过程.求得导热系数和发射率和吸收率后,可以求得通过渣层的传热.几乎所有对结渣生长过程的研究都采取图5的步骤求解结渣生长过程:将结渣开始到结束所需时间分成有限时间区间$t i ;计算$t i 内的颗粒碰撞率和黏附率;在$t i 内求得第i 渣层内的物性参数(多孔率、导热系数、发射率、吸收率),并在该时间步长内保持常数;计算$t i 内的结渣厚度增长和结渣量,并求$t 0~$t i 内的结渣总厚度;求$t i 内的热阻,并求$t 0~$t i 内的总热阻;迭代计算$t i 内的壁面温度和通过渣层的热流密度;增加时间步长$t i ,判断时间是否大于结渣总时间,若大于,则退出计算,若没有,重新从颗粒碰撞率和黏附率进行迭代计算.各步骤中每一量的求解有不同的方法,参考本文前述.图5 $t i 内结渣生长过程的计算至此综述了结渣模型各子模型的研究进展,结渣模型的主要目的是通过对结渣生长过程的详细描述,找出严重结渣的分布情况,樊建人已经给出了炉膛内沿高度结渣的分布情况[12],如图6、图7所示,并根据该分布优化煤种选择,近期已用数值方法研究了运行条件对结渣情况的影响[5,6],这可以通过结渣数值模拟来检验新工况设计的可行性.#380#燃烧科学与技术第10卷第4期。

浅谈某电厂锅炉掺烧印尼煤安全性及经济性分析

ｂ＝÷
卜
（３）
（４）
２．１掺烧安全性分析本次掺烧印尼煤安全性分析主要包括掺烧期
间对锅炉主要运行参数的监视、制粉系统最大出力试验、制粉单耗、煤粉细度及一次风量测定等试验。２．２锅炉热效率计算
根据现场测试试验结果，利用反平衡计算基础工况和掺烧工况时的锅炉热效率。
ＡｎａｌｙｓｉｓｏｎｓａｆｅｔｙａｎｄｅｃｏｎｏｍｙｏｆＩｎｄｏｎｅｓｉａｃｏａｌｂｕｒｎｅｄｉｎｂｏｉｌｅｒｏｆａｐｏ
近年来，国内电厂动力煤的价格持续高涨，各电力集团利润持续下降，燃煤火力电厂生存形势日渐恶化，某电厂为拓宽煤种经济适应性，进行了高水高挥发分印尼煤的掺烧试验。本文结合该电厂机组掺烧印尼煤实际，系统分析了该机组掺烧印尼煤运行的安全性及经济性。结果证明：掺烧印尼煤期间机组能够保持安全稳定运行，虽机组供电煤耗有所上升，但因印尼煤价格相对较低，机组整体经济性得到改善。
收稿日期：２０１８—０６—２１作者简介：江小明（１９８８一），男，助理工程师，从事电厂集控运行工作。
第６期
江小明：浅谈某电厂锅炉掺烧印尼煤安全性及经济性分析
·ｌ９ ·
表２富动５６掺烧工况
２．４发电煤耗及供电煤耗计算
第６期２０１８年１１月

江苏新电2×330MW机组掺烧印尼煤总结

江苏新海发电有限公司2×330MW 机组锅炉掺烧印尼煤分析及总结刘庆华朱广忠林革摘要介绍了新海发电有限公司2×330 MW机组锅炉掺烧印尼煤的试验情况，针对印尼煤高挥发份、高内水、低热值、低灰分的特性,提出了切实可行的掺烧措施，为2×330 MW锅炉燃烧高挥发分煤种积累了经验,扩大了锅炉燃煤的适应范围。

关键词四角切向燃烧印尼煤高挥发分低热值掺烧前言：江苏新海发电有限公司2×330 MW 机组（#15、#16机组）相继于2005年6月、2005年8月投产，锅炉设计煤种为山西贫煤，可燃基挥发份(Vdaf)在15.64%,低位发热量(Qnet,ar)在21.77MJ/kg。

2×330 MW机组投产后,曾试烧过挥发份较高的神华煤，取得一定成功,并积累了烧高挥发份煤的经验。

随着电力体制的深化改革,电力燃料的供应逐步走向市场化,在2008年1月份,由于自然环境的异常变化,加之交通运力的不足,造成我公司煤碳供应相当紧张,为避免出现无煤停机的局面,公司从港口运进7万多吨高挥发份、高内水、低热值的印尼煤，要求进行掺混配烧，并确保机组安全运行，缓解公司生产压力。

1 设备概况2×330 MW机组锅炉型号：WGZ1100/17.45-4型亚临界、一次中间再热、自然循环汽包炉，生产厂家为：武汉锅炉厂。

制粉系统采用ZGM95G型中速磨煤机、冷一次风机、正压直吹、负压炉膛、平衡通风制粉燃烧系统，配5台磨煤机，其中4台运行，1台备用。

设计煤粉细度R90≤13％。

锅炉采用四角切向燃烧、直流式百叶窗水平浓淡燃烧器。

燃烧器正四角布置，在炉内形成双切圆燃烧，假想切圆分别为Φ890mm 和Φ1206mm。

过热器系统设有两级喷水减温系统，再热蒸汽调温以烟气挡板调节为主，喷水调温为辅助调节手段，在再热蒸汽的进口管道上，装有事故喷水减温器，作为事故紧急喷水用，以保护再热器。

表1 锅炉主要设计参数2 印尼煤特性新海发电有限公司此次掺烧的印尼煤由中港印能源集团有限公司提供, 印尼煤煤质特性：可燃基挥发份（Vdaf）为50.81%，低位发热量为14.94MJ/kg,全硫Sad为0.19%，灰熔点在1150℃左右。

煤、气混烧锅炉燃用贫煤的数值模拟及影响分析

煤、气混烧锅炉燃用贫煤的数值模拟及影响分析易正明;陶倩;肖慧;杜炳旭【摘要】针对某型煤气混烧锅炉运行中由于媒质波动引起的过/再热器超温、飞灰可燃物含量及排烟温度过高等问题,进行不同煤质下高炉煤气掺烧数值模拟,并进行燃烧调整试验.结果表明,掺烧高炉煤气后炉内温度显著降低,烟气量增加,炉膛出口烟温升高,排烟温度升高,锅炉热效率降低.锅炉燃用贫瘦煤时,炉膛整体温度较低,掺烧高炉煤气不利于煤粉的燃尽,飞灰可燃物含量整体偏高,同时排烟温度较高,锅炉整体热效率较低.煤气混烧锅炉运行时应加强燃料管理,减小煤质波动,并根据煤质情况合理调整高炉煤气掺烧量.【期刊名称】《兰州理工大学学报》【年(卷),期】2015(041)006【总页数】5页(P65-69)【关键词】高炉煤气;贫煤;数值模拟;温度分布;掺烧调整试验【作者】易正明;陶倩;肖慧;杜炳旭【作者单位】武汉科技大学钢铁冶金及资源利用省部共建教育部重点实验室,湖北武汉430081;武汉科技大学钢铁冶金及资源利用省部共建教育部重点实验室,湖北武汉430081;武汉科技大学钢铁冶金及资源利用省部共建教育部重点实验室,湖北武汉430081;武汉科技大学钢铁冶金及资源利用省部共建教育部重点实验室,湖北武汉430081【正文语种】中文【中图分类】TK229.91钢铁工业能耗约占中国工业总能耗的12%,而高炉煤气(BFG)、焦炉煤气(COG)及转炉煤气(LDG)等副产煤气约占钢铁工业总能耗量的25%,其中又以高炉煤气产量最大,吨铁高炉煤气发生量高达3 500~4 000 N·m3,目前中国高炉煤气年发生量高达3×1012 N·m3 [1-2].因此,高炉煤气的利用对于钢铁工业的节能降耗十分重要.高炉煤气由于可燃成分少、热值低、燃烧稳定性差等特点,高炉煤气与煤粉在锅炉内混烧是其有效的利用途径[3].但高炉煤气、煤粉混烧与纯煤粉燃烧存在很大差异,混烧锅炉运行时存在燃烧稳定性差、烟气量大、煤粉燃尽困难等问题[4-5],高炉煤气的有效利用一直存在问题.实际运行中煤质的波动也会对锅炉运行造成直接影响,燃用贫瘦煤时高炉煤气掺烧量不能及时、有效调整,造成混烧锅炉飞灰可燃物含量偏高、排烟温度过高、受热面超温爆管、炉膛灭火等运行问题,既不利于锅炉的安全生产,也不利于高炉煤气的有效利用.目前,国内外学者主要通过数值模拟以及燃烧调整试验等方法进行研究,分析高炉煤气掺烧量、布风方式、风温、富氧量等因素对炉内燃烧以及锅炉运行的影响,而较少有涉及煤质差异对煤气混烧锅炉运行影响的研究[6-10].因此,本文通过进行不同煤质条件下煤气混烧锅炉的高炉煤气掺烧研究,分析贫瘦煤对高炉煤气掺烧的影响,对优化煤气混烧锅炉的运行,以及指导实际生产具有重要的意义.研究对象为某型75 t/h煤气混烧锅炉,炉膛纵深5 450 mm×5 450 mm,标高22 050 mm,燃烧器采用四角切圆设计,分别布置在炉膛四角,反向切圆直径550 mm,锅炉设计高炉煤气掺烧率30%,兼具全烧煤粉能力,炉膛及燃烧器布置见图1和图2. 计算及试验用煤粉质量分数见表1,其中煤种1、2为实际燃用煤种,煤种3为锅炉设计燃用煤种.可以看出,煤种1为典型低热值、低挥发分贫瘦煤,其挥发分质量分数只有16.57%,低位发热值仅15.654 MJ/kg.表2为高炉煤气成分表,可以看出高炉煤气主要可燃成分CO体积分数仅24%,而N2、CO2等不可燃气体体积分数高达72.5%,热值仅3.632 MJ/kg,是典型的低热值可燃气体.1) 煤粉理论燃烧空气量：式中为煤粉燃烧的理论空气量,m3/kg；w(Car)、w(Sar)、w(Har)及w(Oar)分别为煤粉中碳、硫、氢和氧的质量分数.2) 煤粉的理论烟气量：式中为煤粉燃烧的理论烟气量,m3/kg.3) 高炉煤气理论燃烧空气量：4) 高炉煤气理论烟气量：混合燃料理论发热量：式中：x为高炉煤气的热值比,QBFG、Qcoal和ρBFG分别为高炉煤气、煤粉的热值以及高炉煤气的密度.高炉煤气热值仅3.63 MJ/Nm3,与煤粉热值有差别,高炉煤气掺烧导致混合燃料理论热值均显著下降.如图3所示,纯煤粉时煤种1、煤种2和煤种3的理论热值分别为15.654、24.040、18.175 MJ/kg,随着高炉煤气掺烧量的增加,混合燃料热值下降明显.当高炉煤气掺烧热值比增加到30%时,混合燃料热值分别为9.14、10.66、9.69 MJ/kg,燃料理论热值下降明显,随着高炉煤气掺烧继续增加,热值下降变缓,并逐渐趋近高炉煤气理论热值.六面体结构化网格易实现与壁面的正交,具有计算精度较高、速度快等优点.因此,采用ICEM软件对炉膛进行六面体结构化网格划分,将炉膛划分为6部分,并对炉膛燃烧器区及折焰区域的网格进行适当加密,其他区域网格相对稀疏,以减少整体网格数量及模拟计算时间,提高计算效率,炉膛网格总数32万.采用Fluent 14.5软件进行模拟计算,湍流流动采用k-ε方程模型；辐射传热采用P-1模型；炉膛壁面采用恒温壁面模型；离散相颗粒轨迹采用随机跟踪模型；焦炭燃烧采用动力-扩散限制模型(Kinetics/Diffusion-Limited),采用两步竞相反应模型(two-competing-rates)模拟挥发分热解；气相湍流燃烧采用非预混燃烧模型(non-premixed-combustion)[11-12].非预混燃烧模型中,通过采用双混合分数/概率密度函数的方法(mixture fraction/probability density function)建立PDF表格,并将煤粉流定义为经验燃料流(empirical fuel flow),高炉煤气定义为二次流(second flow),空气定义为氧化物流(oxide flow),使炉膛内的燃烧简化为一个混合问题,炉内的温度分布仅与燃料及空气的混合分数相关.模拟分别进行不同煤质满负荷条件下掺烧30%高炉煤气以及煤种1条件下全燃煤粉以及掺烧10%、20%、30%高炉煤气工况的计算,计算时燃料及配风参数见表3和表4.燃用煤种1时不同高炉煤气掺烧条件下锅炉炉膛截面平均温度沿炉膛高度的分布如图4所示.由图4可知,掺烧高炉煤气时由于高炉煤气燃烧放热,炉膛下部温度水平高于纯燃煤工况,且温度随着掺烧量的增加而逐渐升高.而在燃烧器区域,由于高炉煤气热值较煤粉低,截面温度水平随着煤气掺烧量的增加而降低,但降低趋势随高炉煤气掺烧的增加逐渐变缓,这与理论分析基本相符.纯燃煤粉时,炉膛截面最高平均温度为1 595 K,随着高炉煤气的掺烧的增加,截面最高平均温度逐渐下降,掺烧10%、20%、30%高炉煤气时,截面最高温度分别为1 543、1 513、1 485 K,较纯燃煤粉工况分别下降52、82、110 K.同时,掺烧高炉煤气后,由于产生烟气量增加,炉膛辐射吸热量减小,烟气放热减缓,炉膛出口温度随高炉煤气掺烧的增加逐渐升高,纯燃煤粉时炉膛出口温度为1 213 K,而掺烧10%、20%、30%高炉煤气时,炉膛出口温度分别升高至1 233、1 242、1 265 K.总体来说,高炉煤气的掺烧导致炉膛整体温度下降,炉膛出口温度上升,不利于煤粉的燃尽,易致炉膛灭火事故,也是煤、气混烧锅炉过/再热器易超温、热飞灰含碳量及排烟温度高的重要原因.不同煤质锅炉设计工况(掺烧30%高炉煤气)炉膛截面平均温度沿炉膛高度分布见图5.对比不同煤质下炉膛截面温度分布曲线可以看出,由于高炉煤气掺烧量一致,三种煤质下高炉煤气烧嘴附近温度分布无明显差距.而在燃烧器区域,温度相差明显,燃用煤种1时,炉膛燃烧器区温度较其他煤种明显下降,炉膛截面最高平均温度仅1 485 K,较煤种2、煤种3的1 615 K和1 543 K下降十分明显,燃用煤种1时炉膛截面最高平均温度较燃用煤种2及煤种3分别下降130 K和58 K,炉膛整体温度下降明显,不利于煤粉的燃尽,这主要是由于相同高炉煤气掺烧条件下,锅炉燃用贫煤时其燃料的整体热值下降明显,从而导致炉膛的整体温度下降.而在炉膛出口位置,由于炉膛整体温度下降,燃用煤种1时炉膛出口温度较其他两种煤种有一定幅度的下降.为了验证数值模拟的结论,并分析混烧锅炉燃用贫煤对锅炉实际运行的影响,为此在某75 t/h煤气混烧锅炉上进行燃烧调整试验.试验通过对比煤种1、煤种2两种实际燃用煤质纯燃煤粉以及掺烧10%、20%、30%高炉煤气工况运行参数,分析燃用贫煤对混烧锅炉排烟温度、飞灰含碳量、过热蒸汽温度等运行参数的影响.由于煤种1热值低,燃烧稳定性差,为防止炉膛灭火,两种煤质情况下均以少量焦炉煤气稳燃.试验过程运行参数通过DCS系统获取,采用MRU牌NOVA PLUS型多功能烟气分析仪在锅炉尾部烟道布置测点测定烟气温度、成分等参数,飞灰可燃物含量通过多次采样分析,锅炉测试过程符合规程,过程无排污,出力保持相对稳定.高炉煤气掺烧热值比与飞灰可燃物含量、过热蒸汽温度以及排烟温度的关系如图6所示.高炉煤气的掺烧导致锅炉炉膛整体温度下降,炉膛辐射吸热减弱,但同时也会导致烟气量大量增加(相同热值高炉煤气的烟气量是煤粉的1.6倍以上),煤粉炉膛停留时间减少,火焰中心上移,炉膛出口温度升高[13-15].由图6可知,两种煤质下排烟温度均随高炉煤气掺烧逐渐升高,纯燃煤粉条件下,燃用煤种1、煤种2时的排烟温度分别为153.4、146.3 ℃,随着高炉煤气的掺烧,排烟温度均逐渐升高,掺烧高炉煤气热值比为30%时,排烟温度分别升高至180.6、177.3 ℃,燃用煤种1的排烟温度均高于煤种2的排烟温度,这可能由于高炉煤气掺烧后,煤粉1燃尽困难,炉膛火焰中心上移,未燃尽煤粉甚至在烟道内继续燃烧有关.由于高炉煤气可燃分的含量低,相同热值下,其烟气量是相同热值煤粉烟气量的1.6倍以上.因此,高炉煤气掺烧时导致烟气量大增,对流换热量增加,同时炉膛火焰中心上移,炉膛出口温度上升,炉膛温度整体下降,炉膛辐射传热量减少,因而导致过热蒸汽温度上升[13,16].由图6可知,纯燃煤粉条件下,燃用煤种1、煤种2时的过热蒸汽温度分别为421.7、419.7 ℃,煤种1对应过热蒸汽温度较高,这是由于燃用贫瘦煤时煤粉燃尽时间较长,炉膛火焰中心相对上移,炉膛出口较高造成的.随着高炉煤气掺烧的增加,过热蒸汽温度逐渐升高,当高炉煤气掺烧热值比由增加至30%时,过热蒸汽分别上升至441.7、446.3 ℃,煤种2对应过热蒸汽温度上升更为明显.由于高炉煤气的热值低,其掺烧降低了燃料的整体热值,从而降低了炉膛整体温度.同时,由于烟气量大量增加,减少了煤粉停留时间,也不利于煤粉燃尽[17-18].由图6可知,燃用煤种1时,由于燃料热值低,高炉煤气的掺烧非常不利于煤粉的燃尽.纯燃煤粉时,煤种1与煤种2的飞灰可燃物质量分数为8.6%、4.5%,当掺烧10%高炉煤气时,两种煤质对应的飞灰可燃物质量分数分别为13.7%、6.4%,随着高炉煤气掺烧的增加,飞灰可燃物含量逐渐升高,而当高炉煤气掺烧热值比为30%时,飞灰可燃物含量分别为12.9%、20.6%,飞灰可燃物含量上升明显.但总体来说,燃用煤种1时飞灰可燃物含量整体较燃用煤种2时提升明显,非常不利于锅炉运行以及整体热效率的提高,同时也易导致省煤器磨损加剧,造成省煤器爆管等一系列问题.1) 煤、气混烧锅炉燃用不同煤质时,炉膛温度场分布存在较大差异,应针对性的进行配风及燃烧优化,对于低热值贫瘦煤,应该采取措施减少甚至不掺烧锅炉煤气,以降低火焰中心高度,改善煤粉的燃烧,或通过减小煤粉细度等措施来改善煤粉燃尽等问题,降低飞灰可燃物含量.2) 锅炉掺烧高炉煤气时,由于高炉煤气燃烧放热,炉膛下部温度较纯煤粉工况显著升高,但高炉煤气的掺烧延缓了煤粉的放热,煤粉燃烧器区域温度较纯燃煤粉时下降,炉内温度水平随着煤气掺烧量的增加逐渐降低,而在炉膛出口处温度变化呈相反趋势,从而导致煤粉燃尽性差、对流受热面超温以及排烟温度过高等问题.3) 高炉煤气掺烧导致炉膛整体温度下降,烟气量增加,煤粉炉膛停留时间缩短,火焰中心上移,不利于煤粉燃尽,尤其在燃用低热值煤粉时,炉膛温度下降更为明显,造成飞灰可燃物含量以及排烟温度过高等问题,不利于锅炉的运行,生产运行中应加强燃料管理,减少煤质波动对锅炉的影响.【相关文献】[1] 董谦之.200 MW锅炉煤/煤气混烧试验研究 [D].武汉:华中科技大学,2009.[2] 王春波,魏建国,盛金贵,等.300 MW煤粉/高炉煤气混燃锅炉燃烧特性数值模拟 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基于化学反应动力学的锅炉混煤燃烧数值模拟研究

基于化学反应动力学的锅炉混煤燃烧数值模拟研究随着绿色能源的发展,能源消费结构转型。

风电、水电、核电和太阳能等绿色电源的稳健增长,电源结构转型是能源消费结构转型必经之路。

但技术、地理和天气条件等问题的限制,绿色电源无法稳定的供应且发电成本偏高,转型过渡期内主力电源仍为火电。

电厂在已确保锅炉安全运行后主要研究任务是提高锅炉的燃烧特性和经济性。

本文以某电厂350MW四墙切圆超临界锅炉为研究对象,采用热重分析法研究该锅炉掺烧煤种的燃烧性能,建立燃烧反应动力学模型,分析混煤燃烧的动力学参数与煤质、着火温度的关系,建立锅炉燃烧一维反应网络模型和化学动力学模型,从化学动力学角度分析锅炉排放特性,建立掺混比优化数学模型,通过优化混煤掺混比提高电厂运行的经济性。

采用HS-TGA-101型热重分析仪对内蒙古煤、贺斯格乌拉煤、汽车煤、火车煤及其混煤的燃烧特征参数分析。

研究表明,火车煤掺混贺斯格乌拉煤的着火温度低于火车煤掺混内蒙古煤和火车煤掺混汽车煤,混煤的着火温度和燃尽温度介于组分煤种之间,掺烧可以改善燃烧性能。

建立煤粉燃烧反应动力学模型,分析动力学参数与煤质、着火温度的关系。

研究表明,火车煤的活化能和频率因子高于三种褐煤,贺斯格乌拉煤的活化能和频率因子最低;烟煤掺混褐煤时,褐煤的掺混比例越大,混煤的活化能越低;混煤活化能介于组分单煤之间,且略大于组分煤种活化能加权平均值;着火温度与活化能成正比,活化能越高,燃烧反应所需要的能量越大,其着火温度越高。

基于化学动力学软件CHEMKIN建立锅炉燃烧一维反应网络模型和化学动力学模型,分析促进和抑制NOX、SO2生成的主要基元反应,研究煤质和CO2体积浓度对锅炉排放特性的影响。

研究表明,在氧化性气氛中,NH和NH2促进NO的生成,反之抑制NO的生成,SO是SO2生成过程中的重要中间产物,改变燃烧气氛,增大CO的含量可减少SO2的生成量;NO的生成量随含氮量的增大而增大,混煤NO的生成量基本等于组分煤线性相加值,SO2的生成量随含硫量的增大而增大,混煤SO2的生成量略高于两种单煤线性相加值,掺烧可以改善锅炉排放特性;随着入口CO2体积浓度的增大,CO的生成量增大,NO和SO2的生成量减少。

印尼煤掺烧方式对锅炉运行性能的影响

印尼煤掺烧方式对锅炉运行性能的影响张殿平;邓坚;钟礼今;王国强;方庆艳;张成;陈刚【摘要】Under low NOx combustion condition,experimental research on influence of Indonesia coal blending combustion mode on operating performance of boiler was developed for one 700 MW tangentially fired boiler. Three blending combus-tion modes of combining Indonesia coal and mixed coal were designed and temperature of metal wall,efficiency of the boiler and NOx emission load was tested with different combustion modes so as to obtain optimized combustion mode for Indonesia coal. Comparison results indicate that compared with other blending combustion modes,temperature of the metal walls,e-mission loads of CO and NOx ,exhaust gas temperature and carbon contents of fly ashes of the superheater and the reheater are the lowest and efficiency of the boiler is the highest by using the mode of Indonesia coal blending combustion in the lower burner which may be in favor of improving security,economy and environment protection performance of the boiler.%在低氮燃烧条件下对一台700 MW四角切圆锅炉开展了印尼煤掺烧方式对锅炉运行性能影响的试验研究。

掺烧印尼煤安全性及经济性分析

掺烧印尼煤安全性及经济性分析摘要：印尼煤具有低热值、低熔点等特点，合理地掺烧印尼煤可以有效地降低成本的支出，具有极高的经济价值。

基于此，本文首先从制粉系统运行、调温风比例、受热面磨损等方面对掺烧印尼煤安全性进行分析，其次从锅炉效率、耗煤量、排放物成本等方面对掺烧印尼煤经济性进行分析，最后从炉煤热值、掺烧比例、购买成本方面并且结合试验的方法对掺烧印尼煤的经济性进行分析，从而保障印尼煤被合理的使用。

关键词：印尼煤；安全性；经济性；锅炉效率引言：随着电力市场影响压力的增大，为了有效地降低企业的发电成本，提高企业的经济效益，各大企业纷纷尝试新的运营模式，并且对锅炉的燃烧方式进行改进，采用了掺烧印尼煤的燃烧方式，希望能够通过这种办法来降低企业的成本，进而提高企业的经济效益。

1掺烧印尼煤安全性分析1.1制粉系统运行制粉系统是锅炉系统的重要组成部分，往往是安全性影响最大的地方。

为了提高制粉系统的安全性，需要避免制粉系统中出现积粉问题，从而有效地防止爆炸事故的发生。

在制粉系统中，爆炸的地方主要发生在气粉混合较多的区域，如管道、煤粉仓等，在这些区域，煤粉极易发生沉积。

在温度的影响下，将会导致煤粉迅速地氧化，随着时间的推移，当煤粉的温度达到自燃的临界点时，就会引起煤粉发生爆炸，进而导致安全事故的发生。

通过对煤粉的挥发分进行控制可以在很大程度上降低煤粉爆炸的风险，所以在掺烧印尼煤时需要控制好这一物理量。

通常情况下，需要将挥发分的数值控制在20%以下，防止煤粉加热过程中快速分解，这样的煤粉在燃烧过程中更加的稳定，提高锅炉的燃烧效率。

同时在制粉系统中着火后也更加容易扑灭，从而降低制粉系统发生自燃或者爆炸事故[1]。

1.2磨煤机干燥通风量磨煤机的干燥通风量对于锅炉的安全性具有较大的影响，当通风量发生变化时，将会引起风煤比的变化。

当风煤比增大时，煤粉的浓度相对地就会降低，煤粉燃烧过程就会不稳定；当风煤比减少时，煤粉的浓度相对地就会增大，煤粉无法完全被吹出管道，进而导致煤粉在管道发生沉积，存在极大的爆炸隐患。

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第３Ｏ卷，总第１４期７２１０２年７月，４期第《节能技术》
ＥＮＥＲＧＹＣＯＮＳＥＲＶＡＴＩＯＮＴＥＣＨＮＯＬＯＧＹ
Ｖｏ．０，ｕ１３Ｓｍ．Ｎｏ７．１４
Ｊｌ．０１Ｎｏ４ｕｙ２２，．
掺烧印尼煤对某锅炉燃烧及结渣影响的数值模拟
ｔｅ；ｘｇｎｃｎｅｔｕｒｏｙｅｏｔｎ
０引言
为了适应电煤市场形势的变化，内某电厂积国极开展非设计煤种的试烧工作，中印尼煤的掺烧其工作是近期非设计煤种试烧工作的重点。虽然国内多数电厂均在掺烧印尼煤，在多个电厂出现爆炸、但
Ｃａｓ５：Ｏｌｉ１．
Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：ｕｅｉａｉｌｔｎ；ｏｕｓｉｎｈｒｃｅｓｉｓａｇｎｈｒｃｅｉｔｃ；ｕ — ｇｓｔｍｐｒ — ｎｍｒｃｌｓｍｕａｉｏｃｍｂｔｏｃａａｔｒｔｉｃ；ｌｇｉｇｃａａｔｒｓｉｆｅｌａｅｅａ
ＴｈｅＮｕｍｅｉａｉｕｌｔｏｆＣｏｂｔｏｎｄＳａｇｎｇｂｅｎｆｒｃｌＳｍａｉｎｏｍｕｓｉｎａｌｇｉｙＭａｓｏ
Ｍｉ —ｂｕｎｉｇＩｄｏｅｉｎａｘ — ｒｎｎｎｓａＣｏｌＵｐｏｈｅＰｏｒＳａｉｎＢｏｌｒｎｔｗｅｔｔｏｉｅ
ｓｏｅｂｃｕｅｏｅｌｗｒａｈｆｓｎｐｉｔＴｅｏｔｌｌｎｉｇｐｏｏｉｎｏａｉｃａａｄＩｄｎｓａｃｐｅａｓｆｈｏｅｓｕｉｏｎ．ｈｐｉｅｄｎｒｐｒｏｆｓｃｏｌｎｎｏｅｉｎｔｏｍａｂｔｂ
本文采用数值模拟方法对炉内流动、热及燃传
烧进行仿真计算，得炉内速度场、获温度场以及气氛
收稿日期２１０２—０２—０９修订稿日期２１００２— ３—１２
陈丽霞
（东省机电设备招标中心，东广州５０３）广广１００
摘要：文通过数值模拟的方法分析了掺烧印尼煤时炉膛内的燃烧特性和结渣特性，究了本研
印尼煤在不同掺混比例下对炉膛结渣的影响，验结果表明：烧一定量的印尼煤有利于改善炉膛试掺内的结渣特性，印尼煤灰熔点较低，高热值基础煤掺混时容易产生结渣，烧比例不宜过大．与掺基础
ＣＨＥＮｉ— ｘａＬｉ
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结焦等事故，印尼煤掺烧技术并不成熟。所以该电
厂对掺烧印尼煤的安全、环保及经济特性进行评估，
摸清掺烧印尼煤对锅炉燃烧系统参数调整的潜在影
响，对掺烧的安全性和经济性进行全面的评估，并最
终确定可行的印尼煤掺烧方案。
煤与印尼３进行混配的最优推荐比例为５１：。
关键词：数值模拟；烧特性；燃结渣特性；气温度；烟氧含量中图分类号：Ｋ６Ｔ１文献标识码：Ａ文章编号：０２— ３９（０２４— ３７— ５１０６３２１）００７０