旋流對沖鍋爐低NOx燃燒優(yōu)化數(shù)值模擬

檀哲林

(上海理工大學 能源與動力工程學院，上海 200093)

根據(jù)《火電廠大氣污染物排放標準》(GB13223-2011)，我國燃煤電站鍋爐氮氧化物排放(以NO2計)不超過100mg·m-3。最新的《煤電節(jié)能減排升級與改造行動計劃》(2014-2020年)中規(guī)定東部地區(qū)氮氧化物排放濃度不高于50 mg·m-3。由此可見，我國對于環(huán)保的標準日益嚴格。目前，各電站采用鍋爐低氮燃燒和尾部脫硝裝置相結合的方式來降低NOx的排放，以此來實現(xiàn)超低排放。

但是，尾部增加脫硝裝置的后處理方法成本較高，若從源頭上通過爐內燃燒優(yōu)化來降低NOx的生成，從而降低脫硝裝置的成本，更具有超低排放的意義。近年來，眾多學者研究低氮燃燒技術，邱廣明[1]通過實驗探究了某100MW煤粉爐爐膛軸向和徑向分級風、過量空氣系數(shù)、負荷變化對爐內NOx生成的影響。劉泰生[2]對一臺600MW旋流對沖爐進行數(shù)值模擬，研究滿負荷下燃盡風的加入能減少NOx的生成量。段二朋[3]針對一臺800MW鍋爐研究了燃盡風率及燃盡風口高度對NOx生成量的影響。鐘用祿[4]分析了一臺660MW旋流對沖爐在不同層燃燒器組合運行工況下NOx的排放特性，研究表明，將上層燃燒器關閉更有利于降低NOx的排放。鐘禮今[5]對一臺700MW鍋爐采用空氣分級燃燒技術在不同負荷下進行模擬與實驗的結果對比，發(fā)現(xiàn)采用空氣分級燃燒技術后，NOx排放量降低。陳輝[6]研究了鍋爐在不同負荷下煤粉細度對燃燒產生的影響，并對NOx生成作出分析。韓志成[7]模擬了600MW鍋爐負荷下不同一次風壓和一次風量對燃燒的影響，得出最優(yōu)一次風量和一次風壓，降低了NOx排放。林海翔[8]通過討論主燃區(qū)風量配比和燃盡區(qū)風量配比對鍋爐NOx生成進行研究，得出最佳的配風比例。前述各學者研究結果表明，爐膛內進行低氮燃燒技術是降低NOx排放的重要手段，并且不同鍋爐依據(jù)自身不同條件情況有不同的燃燒優(yōu)化情況。

本文針對一臺改造后的鍋爐在300MW工況下進行數(shù)值模擬，由于改造之后的鍋爐燃燒研究很少，目前探究不同一次風煤比、燃盡風率對爐膛流動、燃燒產生的影響，為鍋爐運行及低NOx排放提供依據(jù)。

1 鍋爐概況

本文以某電廠鍋爐作為研究對象，該鍋爐是北京巴威公司引進美國B&W公司RB技術標準設計制造的亞臨界參數(shù)、自然循環(huán)、單爐膛單汽包、一次中間再熱、π型布置、前后墻旋流對沖燃燒鍋爐。折焰角上方布置二級高溫過熱器，水平煙道布置了垂直再熱器，尾部豎井被分隔成前后兩個煙道，前部煙道布置水平再熱器，后部煙道布置一級過熱器與省煤器。在分煙道底部設有煙氣調節(jié)擋板裝置，用來分流煙氣量。用擋板調節(jié)煙氣后，通過兩尾煙道引入左右兩側的回轉式空氣預熱器。具體結構如圖1所示。

圖1 鍋爐結構圖

該鍋爐爐寬13.8m、爐深12.3m、爐高48.5m，如圖2所示。改造前燃燒器對稱布置，前、后墻均為三層DRB-XCL型雙調風旋流燃燒器。為實現(xiàn)低氮排放進行改造，改造之后燃燒器前墻布置三層，后墻布置兩層，每層4只，共20只，并配有5臺MPS-ZGM113K型磨煤機，每臺磨煤機為一層燃燒器供應煤粉。在爐膛上部，前后墻各布置一層SOFA噴口，每層4只，共8只。第一層燃燒器采用DRB-4Z燃燒器，二、三層采用Airjet燃燒器。燃燒器均為旋流燃燒器，燃盡風也為旋流風，設置多層風口，這樣形成了空氣分級，有效避免NOx大量產生。

圖2 物理模型

2 數(shù)學模型及邊界條件

2.1 數(shù)學模型

本文主要控制方程為連續(xù)性方程、動量方程和能量方程。湍流模型采用對強旋流有修正作用的Realizable k-ε模型[9]。氣固兩相流模型采用Eular-Lagrange方法，顆粒軌道計算采用隨機軌道模型來描述煤粉的湍流擴散；揮發(fā)分析出采用雙競爭反應模型；揮發(fā)分燃燒采用混合分數(shù)-概率密度模型；焦炭燃燒采用擴散/動力控制反應速率模型；組分反應模型采用非預混燃燒模型；輻射換熱模型采用P1模型。

污染物NOx主要是NO和少量NO2。NOx生成可分為三種，第一種是熱力型NOx，主要是在高溫條件下空氣中N2氧化生成；第二種是燃料型NOx，為燃料中氮氧化物熱解后氧化生成；第三種為快速型NOx，為N2和燃料中離子團反應生成，但其占比很少可忽略不計。故考慮熱力型NOx和燃料型NOx。NOx生成模擬采用后處理方法。

熱力型NOx根據(jù)廣義的Zeldovich機理，空氣中的N2按表1所示進行鏈式反應。各反應速率是大量經(jīng)驗數(shù)據(jù)，Baulch等[10]和Hanson及Salimian[11]對這些數(shù)據(jù)進行了精確評估。O2和N2濃度由PDF表查詢；O和OH基的濃度由部分平衡法求得。

燃料型NOx根據(jù)De'Soete機理，由揮發(fā)分N和焦炭N分別發(fā)生復雜化學變化產生的。表2表示燃料型NOx反應原理。

表1 熱力型NOx反應原理

表2 燃料型NOx反應原理

2.2 網(wǎng)格劃分

根據(jù)鍋爐的物理幾何尺寸建立三維全尺寸模型，如圖2所示。將整個鍋爐分為冷灰斗區(qū)，主燃區(qū)，SOFA風區(qū)，屏式過熱器區(qū)和尾部煙道區(qū)域。借助ICEM軟件采用結構化六面體網(wǎng)格進行區(qū)域劃分，如圖1所示，并對主燃區(qū)和SOFA風區(qū)燃燒強烈的區(qū)域進行網(wǎng)格加密，如圖3所示，經(jīng)過網(wǎng)格無關性驗證，最終確定網(wǎng)格數(shù)目約為220萬。

圖3 網(wǎng)格劃分

2.3 邊界條件

邊界條件按照實際運行工況進行設置。燃燒器噴嘴、SOFA噴嘴設置為速度入口，一次風燃盡風等旋流風將其分解成切向速度及軸向速度，作為速度邊界條件。計算域出口處設為壓力出口，爐膛壁面是無滑移邊界條件。爐膛內部受熱壁面發(fā)射率為0.75。計算域出口、一次風口及冷灰斗底部設置顆粒的碰撞屬性為逃逸，其余壁面均設為反彈。根據(jù)實際運行數(shù)據(jù)，爐膛壁溫從下至上分段給定為：冷灰斗區(qū)域685K，主燃區(qū)690K，SOFA區(qū)域690K，屏式過熱器所在區(qū)域690K，屏式過熱器壁面為710K。因模擬區(qū)域僅到爐膛出口處，尾部煙道中并未設置受熱面，故此部分邊界條件設置為絕熱。煤粉的直徑分布遵循Rosin-Rammler分布，最小直徑10μm，最大直徑300μm，平均直徑61.5μm。計算時各參數(shù)如表3所示，煤種參數(shù)如表4所示。本文計算方法采用SIMPLE方法。

表3 實際運行工況各燃燒器風量

表4 煤粉的元素分析與工業(yè)分析數(shù)據(jù)

3 計算結果與分析

3.1 數(shù)值方法驗證

將數(shù)值模擬結果與實際測量值進行對比，見表5。

表5 模擬結果與實測值比較

從表中可得，爐膛出口氧量、出口NOx排放量及飛灰含碳量的模擬結果與實際測量結果相差很小，相對誤差在7%以內，說明本次模擬方法是可靠的。

本文在進行燃燒優(yōu)化時，采用控制變量法，即在實際運行工況基礎上每次只改變一個相關參數(shù)。并且，結合電廠運行實際，計算中煤粉著火距離在200～400mm之間，爐膛出口處飛灰含碳量小于3%，爐膛出口NOx折算濃度(即6%氧氣濃度下的NOx濃度)小于280mg·Nm-3。

(1)

式中，[NO]為干煙氣中NO的濃度值，單位PPM；M為NO2的分子量，[O2]為干煙氣中氧氣的體積分數(shù)，單位%；[NOx]為標準狀態(tài)，6%氧氣濃度下的NOx濃度，單位mg·m-3。

3.2 調整一次風煤比

一次風煤比即一次風與煤粉的質量比，以下簡稱風煤比。運行過程中，噴入爐膛的煤粉量是一定的，變化的是一次風量。計算中，主燃區(qū)各燃燒器噴口的局部過量空氣系數(shù)不變，即各燃燒器總風量為定值。本次計算采用7個不同風煤比工況，分別為1.65、1.7、1.8、1.9、2.0、2.1、2.2。受篇幅限制，選取其中最具代表性的3個工況進行分析說明，其余工況可在曲線圖中體現(xiàn)。

3.2.1 一次風煤比變化對溫度場的影響

圖4為三個工況溫度分布圖。風煤比較小時燃燒不穩(wěn)定，溫度場分布較為分散，火焰對稱性差，火焰過長且偏離燃燒器軸向，最下層燃燒器對沖氣流發(fā)生嚴重的上、下偏斜情況，高溫區(qū)位置靠近冷灰斗壁面，易造成火焰沖刷，增大鍋爐局部熱應力，降低鍋爐使用壽命。造成此現(xiàn)象的原因是風煤比較小時著火初期氧氣不足，燃燒不完全，火焰不穩(wěn)定，并且二次風較大導致兩股對沖氣流受到強烈沖擊擾動。

隨著風煤比增大，煤粉著火距離加長，溫度場分布趨于良好，爐膛高溫區(qū)往爐膛中心移動，煤粉著火情況得到改善，著火穩(wěn)定性變好，當風煤比為1.9時溫度分布比較理想，火焰舒展流暢；但當風煤比增大到2.2時，煤粉不能很好燃燒。原因在于一次風速變大，煤粉在高溫區(qū)停留時間減少，主燃區(qū)溫度有所降低，燃燒不完全。

煤粉氣流著火后，火焰沿軸向指向燃燒器傳播。風煤比過大使一次風速度大于火焰?zhèn)鞑ニ俣?，火焰會遠離燃燒器噴口，難以穩(wěn)定；風煤比過小使火焰?zhèn)鞑ニ俣却笥谝淮物L速度，則容易燒壞燃燒器，引起結焦，并且煤粉著火初期氧氣不足，化學反應減緩，火焰發(fā)展變差。同時，一次風量還必須能夠正常輸送煤粉，因此，實際運行中選取合適的風煤比使一次風煤粉氣流噴入爐膛速度與火焰?zhèn)鞑ニ俣认噙m應，才能保證穩(wěn)定的著火燃燒。

圖4 幾個典型工況溫度分布云圖

3.2.2 一次風煤比變化對燃燒過程的影響

圖5為一、二層燃燒器揮發(fā)分釋放與焦炭燃燒速率沿燃燒器軸向變化曲線?？梢钥闯觯S著風煤比的增大，揮發(fā)分的釋放速率總體呈先增大后減小的趨勢。當風煤比較小時，煤粉含量相對較多，著火距離較短，能夠比較快速著火，但氧氣含量少燃燒不完全致使揮發(fā)分釋放速率無法得到提升。當風煤比較大時，一次風速較大，使得著火變慢并且煤粉燃燒未完全就被吹出爐膛，使得揮發(fā)分釋放速率速率變小。焦炭的燃燒速率隨著風煤比增大而增大，焦炭燃燒完全，燃燒速率也相應變大，但明顯可以看出此時著火距離變長，最大燃燒速率的位置更加靠近軸線。結合溫度場，風煤比過小則不能使煤粉揮發(fā)分完全燃燒，從而降低著火區(qū)的溫度，燃燒情況變差；而風煤比過大會推遲揮發(fā)分釋放和焦炭燃燒，同樣造成燃燒不穩(wěn)定不充分。因此風煤比應該控制在合適的范圍內。

第二層AireJet燃燒器

3.2.3 燃燒優(yōu)化選擇

圖6為煤粉著火距離、爐膛出口CO濃度、NOx濃度、飛灰含碳量隨風煤比的變化。

風煤比影響著火距離十分明顯，風煤比越大，煤粉著火距離越長。結合前面溫度分布，風煤比過小，著火距離太短，火焰偏斜，不能很好燃燒；而風煤比越大，著火距離就越長，煤粉越難著火。所以著火和燃燒的穩(wěn)定性需要在一個合適的區(qū)間。

爐膛出口飛灰含碳量和CO濃度都是先減小后增大，風煤比適宜時煤粉著火早、爐膛溫度高、高溫區(qū)分布合理、火焰中心低，從而使可燃固體與氣體充分燃盡。NOx濃度則變化不大，大致上隨風煤比增大略微減小。

為了保證煤粉著火距離在200～400mm之間，風煤比應該在1.8～2.1之間。同時，為保證飛灰含碳量低于3%，風煤比應該在1.7～2.1之間。綜合考慮CO濃度和NOx的排放，故優(yōu)化后的一次風煤比范圍為1.8～2.1，最佳一次風煤比為1.9。

圖6 煤粉著火距離、爐膛出口CO濃度、NOx濃度、飛灰含碳量隨風煤比的變化

3.3 調整燃盡風率

研究燃盡風率對燃燒狀況的影響，計算6個不同燃盡風比例工況，分別為20.15%、25.39%、33.51%、35.17%、38.72%、40.23%。燃盡風率增加意味著主燃區(qū)局部過量空氣系數(shù)的減小。受篇幅限制，選取當中最具代表性的3個工況進行分析說明，其余工況的情況用曲線圖的形式展示。

3.3.1 燃盡風率變化對溫度場影響

圖7為幾個典型工況溫度分布云圖。主燃區(qū)和燃盡區(qū)的燃燒都受到燃盡風率的明顯影響。燃盡風率較小時，主燃區(qū)燃燒劇烈，溫度較高，火焰充滿度較好,燃盡區(qū)溫度較低，高溫區(qū)較小。隨著燃盡風率的增大，主燃區(qū)溫度水平和火焰充滿度都有所下降，而燃盡區(qū)溫度水平升高，高溫區(qū)有所擴展。

圖7 幾個典型工況溫度分布云圖

從溫度分布云圖可以看出，各工況高溫區(qū)分布都比較均勻合理，溫度水平的波動不大，火焰流暢，燃燒穩(wěn)定程度都在能接受的范圍內。

3.3.2 燃盡風率變化對各組分的影響

圖8為O2、CO、CO2濃度沿爐膛高度變化曲線。燃盡風率越大，主燃區(qū)O2濃度越小，燃盡區(qū)O2濃度越大，O2濃度的差異勢必造成可燃物燃燒狀況的不同。

圖8 O2、CO、CO2濃度沿爐膛高度變化曲線

CO濃度隨著燃盡風率的增大整體上有所升高，在主燃區(qū)表現(xiàn)的尤為明顯。CO2濃度變化趨勢與CO恰恰相反，隨著燃盡風率的增大整體有所下降。由此可見燃盡風率越大，可燃物燃盡程度越低，CO2生成越少。燃盡風率過大時，主燃區(qū)缺氧，未燃盡的可燃物在燃盡區(qū)停留時間有限，燃盡程度較低，飛灰增加，降低鍋爐的燃燒效率。

圖9為NOx濃度沿爐膛高度變化曲線。在主燃區(qū)，受O2濃度和CO濃度影響，NOx濃度與CO2濃度的變化趨勢是一致的；燃盡風率越高，NOx濃度越低。而到了燃盡區(qū)，燃盡風率較低時由于空氣分級程度低使得NOx濃度較高。而燃盡風率較高時NOx濃度也較高，可能因為燃盡風率較大時燃盡區(qū)燃燒化學反應比較劇烈，溫度水平較高，并且氧濃度較高，導致NOx大量生成。也就是說當中有一個燃盡風率區(qū)間能使NOx產量保持在較低水平。

圖9 NOx濃度沿爐膛高度變化曲線

3.3.3 燃燒優(yōu)化選擇

圖10為煤粉著火距離、爐膛出口CO濃度、NOx濃度、飛灰含碳量隨燃盡風比例的變化。

圖10 煤粉著火距離、爐膛出口CO濃度、NOx

燃盡風比例對著火距離影響不是很大，隨著燃盡風比例增大，煤粉著火距離總體有一個縮短的趨勢。

爐膛出口飛灰含碳量和CO濃度均隨燃盡風比例的增大而增加。燃盡風率增大的同時意味著主燃區(qū)局部過量空氣系數(shù)的減小，主燃區(qū)燃料燃燒不完全，到了燃盡區(qū)雖然燃盡風補足的燃燒所需氧氣，但在有限的停留時間和較主燃區(qū)更低的溫度環(huán)境下，可燃物燃盡程度亦不高。

NOx濃度則是隨燃盡風率的增大先降低后升高。影響NOx產量的有兩個相互克制的因素，一個是主燃區(qū)還原性環(huán)境對NOx的抑制與還原，另一個是燃盡區(qū)高溫富氧對NOx產生的促進。燃盡風率較低時，主燃區(qū)還原性氣氛較弱，NOx產量較高，而燃盡風率過大時，燃盡風區(qū)溫度較高氧氣充足，使NOx大量生成。各燃盡風率下煤粉著火距離均在200～400mm之間，對燃盡風率的選擇沒有限制。為保證飛灰含碳量低于3%，燃盡風率應該小于35%。綜合考慮NOx的排放，最佳燃盡風比例為35%。

4 結論

(1)本文數(shù)值模擬結果與實際電廠運行結果吻合度較好，爐膛出口氧量、出口NOx排放量及飛灰含碳量的模擬結果與實際測量結果相對誤差在7%以內。說明本文針對實際鍋爐進行的三維模型建立以及數(shù)值方法的選取是準確的。

(2)風煤比過小時溫度場分布較為凌亂；風煤比過大時，沿燃燒器軸線方向溫度波動較大。隨著風煤比的增大，揮發(fā)分的釋放和焦炭的燃燒都明顯推遲，煤粉著火距離增加，爐膛出口飛灰含碳量和CO濃度先減小后增加，NOx濃度總體有一個稍有減小的趨勢。優(yōu)化后最佳風煤比為1.9。

(3)隨著燃盡風率的增大，主燃區(qū)溫度水平和火焰充滿度都有所下降，而燃盡區(qū)溫度水平升高，高溫區(qū)有所擴展，煤粉著火距離總體有一個縮短的趨勢，爐膛出口飛灰含碳量和CO濃度增加，NOx濃度先降低后升高。優(yōu)化后最佳燃盡風率為35%。