CN103148506A - 前后对冲旋流燃烧煤粉锅炉的二次风配风方法及系统 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种前后对冲旋流燃烧煤粉锅炉的二次风配风方法，包括：建立所述锅炉的网格化结构模型；根据所述网格化结构模型，建立煤粉燃烧所形成的各个过程的数学模型；根据建立的所述数学模型对煤粉燃烧过程进行模拟，获取所述锅炉内温度场分布满足预设指标时燃尽风量占总二次风量的比例；在所述锅炉运行时，按照所述燃尽风量占总二次风量的比例对所述锅炉进行二次风的配风。此外，还公开了一种前后对冲旋流燃烧煤粉锅炉的二次风配风系统。本发明克服了人工配风所产生的准确度不高，容易会引起炉内燃烧不稳定的问题，提高了锅炉的燃烧效率，同时可大大降低燃烧过程中产生的污染物。

Description

前后对冲旋流燃烧煤粉锅炉的二次风配风方法及系统

技术领域

本发明涉及前后对冲旋流燃烧煤粉锅炉技术领域，尤其涉及一种前后对冲旋流燃烧煤粉锅炉的二次风配风方法和一种前后对冲旋流燃烧煤粉锅炉的二次风配风系统。

背景技术

我国的能源结构在较长时期内仍然以煤炭为主。由于大量燃煤被用于发电，所释放的NO_X（氮氧化物）占全国总排量的很大比例，对环境造成了严重的破坏。因此，锅炉燃烧过程中的NO_X排放量应尽量降低。由于我国煤炭长期以来被过度开采，煤炭储备开始显现不足，煤炭供应出现紧张状况。因此，在降低NO_X排放的同时，如何让燃料高效的燃烧，使锅炉燃烧效率提高，也是电厂关心的一个重要问题。

在火力发电中，锅炉运行好坏与炉内空气动力场情况有着紧密联系。较好的炉内空气动力场不仅可以保证锅炉安全可靠地运行，又保证了电厂的经济性。燃烧器是影响炉内空气动力场的关键设备，不同类型的燃烧器在炉内生成不同的空气动力场。燃烧器分为两种：直流燃烧器和旋流燃烧器。直流燃烧器一般应用于四角切圆锅炉，适用于中小型机组；而旋流燃烧器一般应用于对冲旋流燃烧锅炉，应用于大型机组。与直流燃烧器相比，旋流燃烧器的稳燃性好、燃烧经济性高、烟温偏差小、机组大型化等方面具有独特的优势，但NO_X生成量较高，有些机组仍达不到国家排放标准。旋流燃烧器由于煤粉与气流混合强烈，炉内流场过快的温升以及局部过量的氧气，使得煤粉燃烧强度较高，导致氮氧化物大量生成。

在电厂的实际运行中，通过改变二次风配分的方式实现低NO_X排放和改善燃烧效率是一种重要手段。目前对于前后对冲旋流燃烧煤粉锅炉的二次风配风的一般做法是根据人工经验来进行，由于人工经验的准确度并不高，有时会引起炉内燃烧不稳，导致燃烧器出口被烧坏，或局部受热面结焦，严重时还会造成锅炉灭火，降低电厂的安全性和经济性降低；此外，目前的做法无法对锅炉配置合理的二次风，从而影响了锅炉的燃烧效率；并且人工配风的方式会造成在燃烧过程中产生大量的污染物，对环境造成很大的破坏。

发明内容

基于此，本发明提供了一种前后对冲旋流燃烧煤粉锅炉的二次风配风方法和一种前后对冲旋流燃烧煤粉锅炉的二次风配风系统。

一种前后对冲旋流燃烧煤粉锅炉的二次风配风方法，包括以下步骤：

根据前后对冲旋流燃烧煤粉锅炉的设计参数，按照旋流燃烧器、冷灰斗区域、燃烧器区域、燃烧器上方区域和屏式过热器区域的结构，建立所述锅炉的网格化结构模型；

根据所述网格化结构模型，建立煤粉燃烧所形成的气相湍流流动过程、气固两项流动过程、辐射传热过程、挥发分析出过程、焦炭燃烧过程和氮氧化物生成过程的数学模型；

根据建立的所述数学模型对煤粉燃烧过程进行模拟，获取所述锅炉内温度场分布满足预设指标时燃尽风量占总二次风量的比例；

在所述锅炉运行时，按照所述燃尽风量占总二次风量的比例对所述锅炉进行二次风的配风。

与一般技术相比，本发明前后对冲旋流燃烧煤粉锅炉的二次风配风方法建立与煤粉燃烧所形成的各个理化过程相对应的数学模型，采用数值模拟的方法获取所述锅炉内温度场分布满足预设指标时燃尽风量占总二次风量的比例，并按照所述燃尽风量占总二次风量的比例对所述锅炉进行二次风的配风。本发明在数值模拟过程中耗时短，计算成本低，实现过程中不需电厂现场的调控配合，并且模拟结果具有很好的可视性。克服了人工配风所产生的准确度不高，容易会引起炉内燃烧不稳定的问题，提高了锅炉的燃烧效率，同时可大大降低燃烧过程中产生的污染物。

一种前后对冲旋流燃烧煤粉锅炉的二次风配风系统，结构模型建立模块、数学模型建立模块、模拟模块和配风模块；

所述结构模型建立模块，用于根据前后对冲旋流燃烧煤粉锅炉的设计参数，按照旋流燃烧器、冷灰斗区域、燃烧器区域、燃烧器上方区域和屏式过热器区域的结构，建立所述锅炉的网格化结构模型；

所述数学模型建立模块，用于根据所述网格化结构模型，建立煤粉燃烧所形成的气相湍流流动过程、气固两项流动过程、辐射传热过程、挥发分析出过程、焦炭燃烧过程和氮氧化物生成过程的数学模型；

所述模拟模块，用于根据建立的所述数学模型对煤粉燃烧过程进行模拟，获取所述锅炉内温度场分布满足预设指标时燃尽风量占总二次风量的比例；

所述配风模块，用于在所述锅炉运行时，按照所述燃尽风量占总二次风量的比例对所述锅炉进行二次风的配风。

与一般技术相比，本发明前后对冲旋流燃烧煤粉锅炉的二次风配风系统建立与煤粉燃烧所形成的各个理化过程相对应的数学模型，采用数值模拟的方法获取所述锅炉内温度场分布满足预设指标时燃尽风量占总二次风量的比例，并按照所述燃尽风量占总二次风量的比例对所述锅炉进行二次风的配风。本发明在数值模拟过程中耗时短，计算成本低，实现过程中不需电厂现场的调控配合，并且模拟结果具有很好的可视性。克服了人工配风所产生的准确度不高，容易会引起炉内燃烧不稳定的问题，提高了锅炉的燃烧效率，同时可大大降低燃烧过程中产生的污染物。

附图说明

图1为本发明前后对冲旋流燃烧煤粉锅炉的二次风配风方法的流程示意图；

图2为锅炉结构主视图；

图3为锅炉结构前视图；

图4为旋流燃烧器结构示意图；

图5为锅炉的网格划分区域示意图；

图6为不同工况下炉膛水平截面烟温随炉膛高度变化的曲线图；

图7为不同工况下炉膛出口截面烟气温度曲线图；

图8为本发明前后对冲旋流燃烧煤粉锅炉的二次风配风系统的结构示意图。

具体实施方式

为更进一步阐述本发明所采取的技术手段及取得的效果，下面结合附图及较佳实施例，对本发明的技术方案，进行清楚和完整的描述。

请参阅图1，为本发明前后对冲旋流燃烧煤粉锅炉的二次风配风方法的流程示意图。本发明前后对冲旋流燃烧煤粉锅炉的二次风配风方法，包括以下步骤：

S101根据前后对冲旋流燃烧煤粉锅炉的设计参数，按照旋流燃烧器、冷灰斗区域、燃烧器区域、燃烧器上方区域和屏式过热器区域的结构，建立所述锅炉的网格化结构模型；

S102根据所述网格化结构模型，建立煤粉燃烧所形成的气相湍流流动过程、气固两项流动过程、辐射传热过程、挥发分析出过程、焦炭燃烧过程和氮氧化物生成过程的数学模型；

S103根据建立的所述数学模型对煤粉燃烧过程进行模拟，获取所述锅炉内温度场分布满足预设指标时燃尽风量占总二次风量的比例；

S104在所述锅炉运行时，按照所述燃尽风量占总二次风量的比例对所述锅炉进行二次风的配风。

以DG2060/26.15—II2型锅炉为例，根据电厂的实际运行数据，建立整个炉膛的数学模型。在保证煤粉稳定燃烧和锅炉安全运行的基础上，改变旋流燃烧器内、外二次风的旋流强度，对燃烧器进行全炉膛区域的冷态模拟，得出内外二次风旋流强度的可调范围；在锅炉安全运行的前提下，即提高了锅炉燃烧效率，又保证NO_X排放量在标准范围内。

作为其中一个实施例，在所述建立所述锅炉的网格化结构模型的步骤中，所述设计参数包括炉膛宽度、炉膛高度、顶棚拐点标高、水平烟道深、旋流燃烧器的个数、相邻旋流燃烧器的间距、炉膛入口的边界条件和炉膛出口的边界条件。

这样可建立起锅炉的完整网络化结构图，并且根据设参数建模可保证建模的准确性。

步骤S101中，对整个锅炉进行建模。对电厂660MW锅炉BMCR（BoilerMaximum Continuous Rate，锅炉最大连续蒸发量）工况进行建模，构建模型时，旋流燃烧器、炉膛、屏式过热器及入、出口边界条件等条件均为锅炉设计参数。

以广东省汕尾电厂DG2060/26.15-II2型锅炉为例，该电厂装设有2台660MW燃煤汽轮机发电机组。锅炉为超超临界参数、变压直流炉、对冲燃烧方式（旋流式燃烧器）、固体排渣、单炉膛、一次再热、平衡通风、露天布置、全钢构架、全悬吊、п型结构。锅炉主要界限尺寸见表1。

表1锅炉主要界限尺寸

名称	单位	数据
			炉膛宽度	mm	22162.4
炉膛深度	mm	15456.8
			顶棚拐点标高	mm	72500
水平烟道深	mm	5486.4

炉膛上部布置了顶棚过热器、屏式过热器和高温过热器；水平烟道由水冷壁延伸部分和后烟井延伸部分组成，内部布置了高温再热器；后竖井后墙上方设有包墙过热器；后竖井前烟道设有低温再热器，后烟道依次设有低温过热器和省煤器。锅炉结构主视图、锅炉结构前视图和锅炉主要运行参数分别见图2、图3和表2。

表2锅炉主要运行参数

名称	单位	BMCR工况
			炉膛出口过量空气系数	-	1.14
一次风量	Kg/s	137
			二次风量（不含燃尽风）	Kg/s	385.6
燃尽风量	Kg/s	111.2
			一次风率	%	21.62
二次风率	%	78.38
			燃烧器一次风温度	℃	77
燃烧器二次风温度	℃	335
			燃烧器一次风风速	m/s	22.4
燃烧器内二次风风速	m/s	35.2
			燃烧器外二次风风速	m/s	36.4

燃烬风直流风风速	m/s	43.3
			燃烬风旋流风风速	m/s	30.8

旋流燃烧器结构如图4所示，煤粉燃烧器将燃烧用空气分为四个部分：中心风、一次风、内二次风和外二次风。其中，中心风和一次风为直流，内、外二次风为旋流，内二次风设计为轴向旋流叶片、外二次风设计为切向旋流叶片。

该模型为前后墙对冲燃烧锅炉，包括整个炉膛以及36个相同结构的旋流燃烧器，前后墙分别布置3层，每层有6个燃烧器且相邻燃烧器的间距相同。

整个模型网格总数为227万左右，根据模型的结构特点，采用单独划分网格的方法，将炉膛划分为5个区域，分别为：旋流燃烧器、冷灰斗区域、燃烧器区域、燃烧器上方区域和屏式过热器区域。在划分的过程中，模型均采用结构化网格，旋流燃烧器和炉膛燃烧器区域被适当加密，为了提高计算的精度，每个燃烧器出口与炉膛的连接面设置为interface，防止两个两个面的网格质量和网格形状差异较大而引起误差。

由于旋流燃烧器结构较为复杂，划分网格时将中心风，一次风，内、外二次风通道单独划分。冷灰斗区域对炉内流场的流动及煤粉燃烧影响较小，因此该区域网格较为疏松。燃烧器区域是煤粉燃烧的主要区域，且与旋流燃烧器连接，连接部分网格差异不宜太大，因此燃烧器区域采用两端密中间疏的网格形式。锅炉的网格划分区域示意图见图5。模型坐标方向的设定可以看出，X轴正方向为沿炉膛前墙至后墙方向，Y轴正方向为沿炉膛高度方向，Z轴正方向为沿炉膛左墙至右墙方向，由于本发明所有的数值模拟都是同一基础上进行的，因此本发明所有的坐标方向都是统一的。

炉膛的入口主要分为三部分：旋流燃烧器、侧燃尽风、燃尽风，各部分的入口条件由实际运行数据得到。各个入口处湍流强度较强，因此湍流强度设定为10%。各入口的管道尺寸用水利当量直径表示，水力当量直径计算公式为：

$D_H=\frac{4A}{S}$

上式中：D_H为水利当量直径；A为湿周面积；S为湿周直径；燃烧器入口边界条件见表3。

出口及壁面边界条件：实际运行中，炉膛出口处于为微负压的状态下，因此模拟中炉膛出口采用压力出口类型，出口压力设定为-200pa。将炉膛受热面设置为无滑移静止壁面，由于进行冷态模拟，主要结果为炉内速度场，与壁面温度不相关，因此壁面温度采用默认设置，即77℃。

表3燃烧器入口边界条件

在步骤S102中，煤粉的燃烧过程是一个较为复杂的过程，这一过程虽然复杂，但是过程中仍遵守三大基本守恒定律，即：质量守恒定律、动量守恒定律和能量守恒定律。其中涉及气相湍流流动、气固两项流动、煤粉颗粒加热、煤粉挥发分析出、挥发分和焦炭燃烧、炉内辐射传热和NO_x的生成和还原等过程，本章针对课题研究对象，建立了各过程所需的数学模型，模型如下。

（1）基本控制方程

数值模拟煤粉燃烧是一个三维的稳态流动过程，遵循质量守恒方程、动量守恒方程和能量守恒方程，对于任一化学组分M，其组分的质量守恒方程为：

$\frac{\∂\mathrm{\ρ}}{\∂t}+\frac{\∂\mathrm{\ρ}{\stackrel{\‾}{u}}_i}{\∂x_i}=S_m$

动量守恒方程：

$\frac{\∂\left(\mathrm{\ρ}{\stackrel{\‾}{u}}_i\right)}{\∂t}+\frac{\∂}{{\∂x}_j}\left(\mathrm{\ρ}{\stackrel{\‾}{u}}_i{\stackrel{\‾}{u}}_j\right)=\frac{\∂}{{\∂x}_j}[\mathrm{\μ}\frac{\∂{\stackrel{\‾}{u}}_i}{\∂x_j}-\mathrm{\ρ}\stackrel{\‾}{u_i^{\′}{u^{\′}}_j}]-\frac{\∂p}{\∂x_i}+\mathrm{\ρ}{g}_{\text{i}}$

能量守恒方程：

$\frac{\∂\left(\mathrm{\ρ}{c}_p\stackrel{\‾}{T}\right)}{\∂t}+\frac{\∂}{{\∂x}_j}\left(\mathrm{\ρ}{c}_p\stackrel{\‾}{u_{j}T}\right)=\frac{\∂}{{\∂x}_j}[\mathrm{\λ}\frac{\∂\stackrel{\‾}{T}}{\∂x_j}-{\mathrm{\ρc}}_p\stackrel{\‾}{{u^{\′}}_j{T}^{\′}}]+S_f+S_R$

状态方程：

$\mathrm{\ρ}=\mathrm{\ρ}(p,\stackrel{\‾}{T})$

上述公式中：S_m、S_f、S_R代表源相；

为坐标轴x、y、z三个方向的平均速度；u'为坐标轴x、y、z三个方向的脉动速度；

为平均温度；g_i为i方向重力加速度分量；μ为由分子热运动引起的动力粘度系数；ρ为密度；p为压强。

（2）气相流动模型

模拟气相湍流流动时，使用双方程湍流模型可以用于模拟较为复杂的流体流动，且模拟效果较好，在有限的计算机资源基础上，计算量较小，因此在应用中较为普遍。

双方程湍流模型按流体流动方式不同分为：标准k-ε模型、RNG k-ε模型和realizable k-ε模型。标准k-ε模型适合应用于流体的一般流动，RNG k-ε模型适合应用于旋转机械产生的流动，realizable k-ε模型适合应用于流体的旋转射流、回流等流动问题、

本发明对象包括旋流燃烧器及其对冲式锅炉炉内气体的流动，流体流动中会出现旋转射流和回流等现象，因此湍流模型选择带有旋流修正的realizablek-ε模型，考虑了漩涡流动的影响，可以较好地模拟旋流流动。

$\frac{\∂\left(\mathrm{\ρk}\right)}{\∂t}+\frac{\∂\left(\mathrm{\ρk}{u}_i\right)}{\∂x_i}=\frac{\∂}{{\∂x}_j}\left[(\mathrm{\μ}+\frac{{\mathrm{\μ}}_t}{{\mathrm{\σ}}_k})\frac{\∂k}{{\∂x}_j}\right]+G_k-\mathrm{\ρ\ϵ}$

$\frac{\∂\left(\mathrm{\ρ\ϵ}\right)}{\∂t}+\frac{\∂\left(\mathrm{\ρ\ϵ}{u}_i\right)}{\∂x_i}=\frac{\∂}{{\∂x}_j}(\mathrm{\μ}+\frac{{\mathrm{\μ}}_t}{{\mathrm{\σ}}_{\mathrm{\ϵ}}})+\mathrm{\ρ}{C}_1\mathrm{S\ϵ}-\mathrm{\ρ}{C}_2\frac{{\mathrm{\ϵ}}^2}{k+\sqrt{\mathrm{v\ϵ}}}$

$C_1=\max [0.43,\frac{\mathrm{\η}}{\mathrm{\η}+5}]$

η＝Sk/ε

上述公式中：k为湍流能；ε为耗散率；μ_t为湍流粘性系数；σ_k和σ_ε分别是湍流能及其耗散率的湍流普朗特数；G_k表示由于平均速度梯度引起的湍流能产生项；C₂为常数；S为平均应变率；v为分子运动粘性系数。

（3）气固两相流动模型

旋流燃烧器既是空气的入口，也是煤粉的入口，因此需要考虑气-固两相流流模型。在煤粉燃烧过程中，流体湍流对煤粉颗粒的随机性影响需要考虑，因此煤粉颗粒的轨迹运动采用随机轨道模型。煤粉颗粒的运动方程如下：

$\frac{{\mathrm{du}}_p}{\mathrm{dt}}=F_D(u-u_p)+\frac{g_x({\mathrm{\ρ}}_p-\mathrm{\ρ})}{{\mathrm{\ρ}}_p}+F_x$

上式中：F_D(u-u_p)为颗粒单位质量所受的牵引力；u为气相物质速度；ρ_p为颗粒密度；ρ为气相物质密度；F_x为颗粒所受其它力的总和。

（4）辐射模型

炉内传热主要有辐射传热和对流换热，由于炉内温度较高，对流换热仅占总换热量很小的一部分，可以忽略不计，因此炉内传热可以看作为辐射传热过程。对于煤粉燃烧，本模型采用了P-1辐射模型。

辐射热流：

$q_r=-\frac{1}{3(a+{\mathrm{\σ}}_s)-{\mathrm{C\σ}}_s}\▿G$

上式中：C为线性各相异性相位函数系数；a为吸收系数；σ_s为散射系数；G为入射辐射；

引入参数Γ：

$\mathrm{\Γ}=\frac{1}{3(a+{\mathrm{\σ}}_s)-{\mathrm{C\σ}}_s}$

辐射热流公式可转化为：

q_r＝-Γ▽G

G的运输方程为：

-▽(Γ▽G)-aG+4aσT⁴＝0

上式中：σ为斯波兹曼常数；

合并两式，得到下式：

-▽q_r＝aG-4aσT⁴

将-▽q_r带入能量方程式，从而得到由于辐射所引起的热量源。

（5）挥发分析出模型

煤粉受热分解是一个复杂的过程，热解产物受温度影响较大，选用恰当的挥发分析出模型，可以提高煤粉燃烧数值模拟的准确性。本发明挥发分析出采用两步竞争析出模型，反应方程为：

$\frac{\mathrm{dV}}{\mathrm{dt}}=\frac{{\mathrm{dV}}_1+{\mathrm{dV}}_2}{\mathrm{dt}}(a_1{K}_1+a_2{K}_2)$

$\frac{\mathrm{dC}}{\mathrm{dt}}=-(K_1+K_2)C$

式中：a₁、a₂为系数，由实验确定；C为剩余碳中未反应煤的比例；K₁、K₂为常数；

在温度较低时，第一个公式起主要作用，温度较高时，第二个公式起主要作用。

（6）焦炭燃烧模型

焦炭是挥发份析出后煤粉的剩余部分，煤粉在温度小于1000℃时，燃烧速度主要决定于化学反应动力因素，当温度大于1400℃后，燃烧主要决定于O2的扩散速度，因此本文焦炭燃烧采用动力/扩散表面反应速率模型，焦炭燃烧总体速率常数为：

$k=\frac{1}{1/k_s+1{/k}_d}$

k_s＝A_cT^Nexp[-E_c/(RT)]

k_d＝φShD₀/δ_p

式中：k_s为动力学常数；k_d为容积扩散常数；A_c为指前因子；E_c为活化能；φ为化学当量因子；Sh为颗粒传质系数；D₀为扩散系数；δ_p为颗粒直径。

（7）NOx生成模型

在炉内燃烧过程中，NOx的生成量占气相总生成量的比例很小，NOx的生成还原反应过程基本对炉内温度场、速度场和各物质浓度场的计算结果基本不会产生影响，因此本发明对NOx的模拟采用后处理的方法，即先对整个炉膛进行热态模拟，利用计算收敛后的炉内流场进行NOx的生成-还原反应。研究表明，利用这种方法得到的NOx结果与实际情况符合较好，因此证明了采用NOx生成模型的合理性。本发明忽略了快速型NOx，采用Desoete机理模型，认为挥发份N先转化为中间产物NH3和HCN，然后进一步反应生成NOx，而焦炭N直接反应生成NOx。

作为其中一个实施例，在所述建立数学模型的步骤之后，包括采用热态试验对建立的所述数学模型进行验证的步骤：

对所述锅炉进行热态试验，获取热态试验结果；

采用所述数学模型对所述锅炉进行热态模拟，获取热态模拟结果；

将所述热态模拟结果与所述热态试验结果进行比较，验证所述数学模型是否满足预设性能。

对建立的数学模型进行验证，可确保在数值模拟之前模型的准确性。只有满足了预设性能的情况下，才进行数值模拟，避免了不必要的资源浪费。

作为其中一个实施例，如果所述热态模拟结果与所述热态试验结果之间的差距小于或者等于预设差值，则判断所述数学模型满足预设性能。

通过预设差值判断数学模型满足预设性能，使判断过程有了量化的标准，提高了效率。

在步骤S103中，在BMCR设计工况基础上，通过改变燃尽风量占总二次风量的比例，调节炉内煤粉气流的空气动力场，使燃料处于“富氧燃烧”或“富燃料燃烧”阶段，通过对炉内燃烧情况的变化分析，以及NOx的生成和排放情况，研究炉内速度场、温度场对炉内燃烧的影响，为实现低NOx排放技术改造提供依据。

本发明在原设计工况的基础上进行如下改造：在炉膛出口过量空气系数、总二次风量、二次风旋流强度不变的基础上，分别减少燃烧器内、外二次风风量，减少的风量平均增加到燃尽风的风量，使得燃尽风量占总二次风量的比例发生改变。设定了三个工况，详细参数见表4。

表4各工况参数

随着燃尽风量比例的增加，燃烧器区燃烧器的内、外二次风风量减小，喷入炉内的旋转气流速度降低，使得燃烧器出口总体气流冲量减小，煤粉不能很好的充满整个炉膛，炉膛中心煤粉量逐渐减少，炉内靠近前后墙区域煤粉量逐渐增多，炉内燃烧中心区域在升高的的同时，逐渐向前后墙靠近。

图6为不同燃尽风配风比时，炉膛水平截面烟气平均温度随炉膛高度变化的烟气温度曲线图。从图中可以看出，燃尽风截面（即y=35.4m）前后，截面烟气平均温度各存在一个峰值，峰值位置均位于炉膛高度30-35m区域附近，该区域为炉内煤粉燃烧中心区域。燃烧器区域过量空气系数a由1.05下降到0.78的过程中，炉内燃烧中心区域的位置也相应的发生改变，相应地出现在31m、32m、33m、33m附近的区域，这说明随着燃尽风量配比的增加，炉内燃烧中心区域逐渐向上移动，当a>0.87时，炉内燃烧中心区域随a的减小而上移，当a<0.87时，炉内燃烧中心区域基本固定，不再随a的减少而上移。当燃烧器区域a>1时，煤粉周围有充足的氧气，利于进行化学完全燃烧反应，但焦炭的燃烧过程比较缓慢，煤粉从燃烧器出口喷出后需要在炉膛内运动一定的距离才能燃尽，故a=1.05时，炉内燃烧中心温度出现在31m附近，即第三排燃烧器上方附近。当燃烧器区域a<1，部分煤粉在燃烧器区域进行不完全化学燃烧反应，随着炉膛高度的增加，距离燃尽风区域越近，氧气越充足，越利于煤粉的充分燃烧。当a<0.87时，整个燃烧器区域严重缺氧，大部分煤粉进行不完全燃烧，只能进入燃尽风区域后进行充分燃烧。

在燃尽风层后，温度又出现一个峰值，这是因为烟气经过燃尽风层时，燃尽风温度较低，高温烟气受到冷空气的扰动造成该区域的烟气温度降低，虽然燃尽风量补充了焦炭燃烧的空气量，造成烟气温度上升，但焦炭燃烧造成温度上升的值弱于冷风造成烟气温度下降的值，因此在燃尽风层（即y=35.4m）会出现温度下降的现象。烟气经过燃尽风层后，由于得到充足的氧气，未燃尽的焦炭得以继续燃烧，烟气温度一定程度上得到回升，直到燃烧放热量小于受热面吸热量时，烟气温度开始缓慢下降，因此燃尽风区后烟气会出现温度回升的现象。

此外随着燃尽风量占总二次风量比例的增加，炉内各高度截面上的平均温度整体呈下降趋势。这是因为随着燃尽风量比例的增加，燃烧器区域氧气供给浓度逐渐降低，煤粉颗粒不完全燃烧程度逐渐增大，燃烧放热量逐渐降低，产生的热量小于水冷壁吸热量，因此造成烟温下降。烟气经过燃尽风时，燃尽风冲量越大，烟气温度下降的程度越明显。

当燃尽风占总二次风量超过30%时，炉内火焰出现分层现场，即在炉膛高度方向上形成两个燃烧高温区，从而导致炉膛出口烟气温度会随燃尽风量的增加而增高。

图7是不同工况下炉膛出口截面烟气平均温度图，由图可以看出，工况1-4烟温分别为1089℃、1100℃、1113℃和1119℃，随着燃尽量的增加，炉膛出口平均烟温逐渐增加，但与BMCR原设计工况相比，变化幅度保持在20℃以内。

通过分析得出，改变燃尽风量对炉内温度场分布的影响较大，对炉膛出口烟温影响较小。随着燃尽风量的增加，炉内燃烧中心温度区域开始向上转移，并逐渐靠近前后墙，受热面与炉内最高温度区域距离变短，使得受热面吸热减少，同时受热面金属容易产生结焦、被烧坏的可能，对锅炉的经济性和安全性产生影响。

在步骤S104中，本领域普通技术人员在阅读本专利之后，可以采用各种方法对所述锅炉进行配风。例如，采用计算机软件直接设定，或者通过对锅炉的操作进行设定等。

作为其中一个实施例，所述锅炉内温度场分布满足预设指标时燃尽风量占总二次风量的比例为一个数值范围，在该数值范围内选取燃尽风量占总二次风量的比例数值，对所述锅炉进行二次风的配风。

根据数值模拟得到的数值范围进行二次风的配风，可提高配风的准确性。使得数值模拟的结果为工程实践所使用，避免了人工配风所导致的一系列问题。

作为其中一个实施例，在所述对所述锅炉进行二次风的配风的步骤之后，包括以下步骤：

在所述锅炉的运行过程中，当燃尽风量占总二次风量的比例数值大于所述数值范围的最大值或者小于所述数值范围的最小值时，则发出告警信号。

数值模拟得到的数值范围，还可用于对锅炉的运行状态进行监控，如果燃尽风量占总二次风量的比例突破了所述数值范围，说明锅炉运行有可能出现了问题。

与一般技术相比，本发明前后对冲旋流燃烧煤粉锅炉的二次风配风方法建立与煤粉燃烧所形成的各个理化过程相对应的数学模型，采用数值模拟的方法获取所述锅炉内温度场分布满足预设指标时燃尽风量占总二次风量的比例，并按照所述燃尽风量占总二次风量的比例对所述锅炉进行二次风的配风。本发明在数值模拟过程中耗时短，计算成本低，实现过程中不需电厂现场的调控配合，并且模拟结果具有很好的可视性。克服了人工配风所产生的准确度不高，容易会引起炉内燃烧不稳定的问题，提高了锅炉的燃烧效率，同时可大大降低燃烧过程中产生的污染物。

请参阅图8，为本发明前后对冲旋流燃烧煤粉锅炉的二次风配风系统的结构示意图。

本发明前后对冲旋流燃烧煤粉锅炉的二次风配风系统，包括结构模型建立模块801、数学模型建立模块802、模拟模块803和配风模块804；

所述结构模型建立模块801，用于根据前后对冲旋流燃烧煤粉锅炉的设计参数，按照旋流燃烧器、冷灰斗区域、燃烧器区域、燃烧器上方区域和屏式过热器区域的结构，建立所述锅炉的网格化结构模型；

所述数学模型建立模块802，用于根据所述网格化结构模型，建立煤粉燃烧所形成的气相湍流流动过程、气固两项流动过程、辐射传热过程、挥发分析出过程、焦炭燃烧过程和氮氧化物生成过程的数学模型；

所述模拟模块803，用于根据建立的所述数学模型对煤粉燃烧过程进行模拟，获取所述锅炉内温度场分布满足预设指标时燃尽风量占总二次风量的比例；

所述配风模块804，用于在所述锅炉运行时，按照所述燃尽风量占总二次风量的比例对所述锅炉进行二次风的配风。

作为其中一个实施例，所述设计参数包括炉膛宽度、炉膛高度、顶棚拐点标高、水平烟道深、旋流燃烧器的个数、相邻旋流燃烧器的间距、炉膛入口的边界条件和炉膛出口的边界条件。

这样可建立起锅炉的完整网络化结构图，并且根据设参数建模可保证建模的准确性。

作为其中一个实施例，所述锅炉内温度场分布满足预设指标时燃尽风量占总二次风量的比例为一个数值范围，所述配风模块用于在该数值范围内选取燃尽风量占总二次风量的比例数值，对所述锅炉进行二次风的配风。

根据数值模拟得到的数值范围进行二次风的配风，可提高配风的准确性。使得数值模拟的结果为工程实践所使用，避免了人工配风所导致的一系列问题。

作为其中一个实施例，还包括告警模块，所述告警模块用于在所述锅炉的运行过程中，当燃尽风量占总二次风量的比例数值大于所述数值范围的最大值或者小于所述数值范围的最小值时，发出告警信号。

数值模拟得到的数值范围，还可用于对锅炉的运行状态进行监控，如果燃尽风量占总二次风量的比例突破了所述数值范围，说明锅炉运行有可能出现了问题。

与一般技术相比，本发明前后对冲旋流燃烧煤粉锅炉的二次风配风系统建立与煤粉燃烧所形成的各个理化过程相对应的数学模型，采用数值模拟的方法获取所述锅炉内温度场分布满足预设指标时燃尽风量占总二次风量的比例，并按照所述燃尽风量占总二次风量的比例对所述锅炉进行二次风的配风。本发明在数值模拟过程中耗时短，计算成本低，实现过程中不需电厂现场的调控配合，并且模拟结果具有很好的可视性。克服了人工配风所产生的准确度不高，容易会引起炉内燃烧不稳定的问题，提高了锅炉的燃烧效率，同时可大大降低燃烧过程中产生的污染物。

以上所述实施例仅表达了本发明的几种实施方式，其描述较为具体和详细，但并不能因此而理解为对本发明专利范围的限制。应当指出的是，对于本领域的普通技术人员来说，在不脱离本发明构思的前提下，还可以做出若干变形和改进，这些都属于本发明的保护范围。因此，本发明专利的保护范围应以所附权利要求为准。

Claims (10)

1.一种前后对冲旋流燃烧煤粉锅炉的二次风配风方法，其特征在于，包括以下步骤：

根据前后对冲旋流燃烧煤粉锅炉的设计参数，按照旋流燃烧器、冷灰斗区域、燃烧器区域、燃烧器上方区域和屏式过热器区域的结构，建立所述锅炉的网格化结构模型；

根据所述网格化结构模型，建立煤粉燃烧所形成的气相湍流流动过程、气固两项流动过程、辐射传热过程、挥发分析出过程、焦炭燃烧过程和氮氧化物生成过程的数学模型；

根据建立的所述数学模型对煤粉燃烧过程进行模拟，获取所述锅炉内温度场分布满足预设指标时燃尽风量占总二次风量的比例；

在所述锅炉运行时，按照所述燃尽风量占总二次风量的比例对所述锅炉进行二次风的配风。

2.根据权利要求1所述的前后对冲旋流燃烧煤粉锅炉的二次风配风方法，其特征在于，在所述建立所述锅炉的网格化结构模型的步骤中，所述设计参数包括炉膛宽度、炉膛高度、顶棚拐点标高、水平烟道深、旋流燃烧器的个数、相邻旋流燃烧器的间距、炉膛入口的边界条件和炉膛出口的边界条件。

3.根据权利要求1所述的前后对冲旋流燃烧煤粉锅炉的二次风配风方法，其特征在于，在所述建立煤粉燃烧所形成的气相湍流流动过程、气固两项流动过程、辐射传热过程、挥发分析出过程、焦炭燃烧过程和氮氧化物生成过程的数学模型的步骤之后，包括采用热态试验对建立的所述数学模型进行验证的步骤：

对所述锅炉进行热态试验，获取热态试验结果；

采用所述数学模型对所述锅炉进行热态模拟，获取热态模拟结果；

将所述热态模拟结果与所述热态试验结果进行比较，验证所述数学模型是否满足预设性能。

4.根据权利要求3所述的前后对冲旋流燃烧煤粉锅炉的二次风配风方法，其特征在于，如果所述热态模拟结果与所述热态试验结果之间的差距小于或者等于预设差值，则判断所述数学模型满足预设性能。

5.根据权利要求1所述的前后对冲旋流燃烧煤粉锅炉的二次风配风方法，其特征在于，所述锅炉内温度场分布满足预设指标时燃尽风量占总二次风量的比例为一个数值范围，在该数值范围内选取燃尽风量占总二次风量的比例数值，对所述锅炉进行二次风的配风。

6.根据权利要求5所述的前后对冲旋流燃烧煤粉锅炉的二次风配风方法，其特征在于，在所述对所述锅炉进行二次风的配风的步骤之后，包括以下步骤：

在所述锅炉的运行过程中，当燃尽风量占总二次风量的比例数值大于所述数值范围的最大值或者小于所述数值范围的最小值时，则发出告警信号。

7.一种前后对冲旋流燃烧煤粉锅炉的二次风配风系统，其特征在于，包括结构模型建立模块、数学模型建立模块、模拟模块和配风模块；

所述结构模型建立模块，用于根据前后对冲旋流燃烧煤粉锅炉的设计参数，按照旋流燃烧器、冷灰斗区域、燃烧器区域、燃烧器上方区域和屏式过热器区域的结构，建立所述锅炉的网格化结构模型；

所述数学模型建立模块，用于根据所述网格化结构模型，建立煤粉燃烧所形成的气相湍流流动过程、气固两项流动过程、辐射传热过程、挥发分析出过程、焦炭燃烧过程和氮氧化物生成过程的数学模型；

所述模拟模块，用于根据建立的所述数学模型对煤粉燃烧过程进行模拟，获取所述锅炉内温度场分布满足预设指标时燃尽风量占总二次风量的比例；

所述配风模块，用于在所述锅炉运行时，按照所述燃尽风量占总二次风量的比例对所述锅炉进行二次风的配风。

8.根据权利要求7所述的前后对冲旋流燃烧煤粉锅炉的二次风配风系统，其特征在于，所述设计参数包括炉膛宽度、炉膛高度、顶棚拐点标高、水平烟道深、旋流燃烧器的个数、相邻旋流燃烧器的间距、炉膛入口的边界条件和炉膛出口的边界条件。

9.根据权利要求7所述的前后对冲旋流燃烧煤粉锅炉的二次风配风系统，其特征在于，所述锅炉内温度场分布满足预设指标时燃尽风量占总二次风量的比例为一个数值范围，所述配风模块用于在该数值范围内选取燃尽风量占总二次风量的比例数值，对所述锅炉进行二次风的配风。

10.根据权利要求9所述的前后对冲旋流燃烧煤粉锅炉的二次风配风系统，其特征在于，还包括告警模块，所述告警模块用于在所述锅炉的运行过程中，当燃尽风量占总二次风量的比例数值大于所述数值范围的最大值或者小于所述数值范围的最小值时，发出告警信号。

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