江紫薇，蘇 勝，任強(qiáng)強(qiáng)，吳運(yùn)凱，尹子駿，江 龍，胡 松，汪 一，向 軍

(華中科技大學(xué) 煤燃燒國家重點(diǎn)實(shí)驗室，湖北 武漢 430074)

0 引 言

國內(nèi)電廠普遍采取低氮改造技術(shù)以達(dá)到NOx排放標(biāo)準(zhǔn)[1-3]，但空氣分級在降低主燃區(qū)過量空氣系數(shù)的同時，由于燃燒不充分，飛灰含碳量和爐渣含碳量隨之增加，從而導(dǎo)致鍋爐效率降低。另一方面，由于氧量降低，爐膛內(nèi)還原性氣氛增強(qiáng)加劇了水冷壁高溫腐蝕的程度，無法保證鍋爐安全運(yùn)行[4-5]。針對貧煤鍋爐，由于要保證貧煤燃料的著火、穩(wěn)定燃燒以及燃盡，必須充分考慮和保證燃燒過程溫度、氧量等條件，這與NOx排放控制要求的低氧、低溫條件存在明顯矛盾[6-9]。因此，如何保證貧煤鍋爐低氮燃燒，又不影響燃燒性能，一直其技術(shù)改造及運(yùn)行的挑戰(zhàn)。

向軍等[10]針對2臺300 MW貧煤鍋爐采用空氣分級燃燒技術(shù)進(jìn)行低氮改造現(xiàn)場試驗研究，改造后NOx排放仍高達(dá)670 mg/Nm3，相較于煙煤，貧煤鍋爐低氮改造效果仍不明顯。李永華等[11]針對某電廠300 MW貧煤鍋爐低氮燃燒改造前后進(jìn)行數(shù)值模擬及試驗研究，發(fā)現(xiàn)改造后飛灰含碳量和NOx排放顯著降低，但會造成爐膛頂部溫度較高、減溫水增加等負(fù)面效果。LIU等[12]利用數(shù)值模擬對600 MW前后墻對沖燃燒的貧煤鍋爐低氮燃燒進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)空氣分級技術(shù)在貧煤鍋爐的應(yīng)用效果不及煙煤鍋爐。說明僅通過傳統(tǒng)的空氣分級技術(shù)不足以達(dá)到良好的改善效果。因此，針對燃用貧煤的鍋爐進(jìn)行低氮燃燒改造時，必須結(jié)合鍋爐結(jié)構(gòu)特點(diǎn)及煤種特性進(jìn)行系統(tǒng)設(shè)計研究，才能在保證鍋爐燃燒效率及各項性能的基礎(chǔ)上，實(shí)現(xiàn)NOx生成的有效控制。

筆者以一臺300 MW貧煤燃燒鍋爐為主要研究對象，針對其爐膛溫度分布不均和NOx排放過高等問題，采用數(shù)值模擬計算方法，詳細(xì)分析了鍋爐二次風(fēng)噴口特性對空氣分級低氮燃燒過程的影響，在鍋爐低氮燃燒技術(shù)初步方案的基礎(chǔ)上，通過系統(tǒng)分析與設(shè)計，提出了切實(shí)可行的低氮燃燒技術(shù)深度優(yōu)化改造方案，以期為貧煤鍋爐低氮燃燒技術(shù)深度優(yōu)化提供借鑒。

1 研究對象和方法

1.1 鍋爐結(jié)構(gòu)及參數(shù)

某電廠300 MW電站鍋爐為上海鍋爐廠制造的1 025 t/h亞臨界中間再熱控制循環(huán)鍋爐，型號為SG-1025/18.3-M317，Π型布置、四角切圓燃燒、固態(tài)排渣、一次中間再熱汽包型煤鍋爐。該鍋爐采用了WR燃燒器，同心反切圓燃燒系統(tǒng)，鍋爐在額定工況下，投入5臺磨煤機(jī)運(yùn)行，1臺備用，爐膛每角布置12層噴口，包括5層一次風(fēng)噴口(A、B、C、D、E分別為5臺磨煤機(jī)對應(yīng)的一次風(fēng)煤粉噴口)、6層二次風(fēng)噴口(AA、AB、BC、CD、DE、EF)，1層燃盡風(fēng)噴口(OFA)，鍋爐原系統(tǒng)燃燒器布置如圖1所示。

圖1 燃燒器布置Fig.1 Burner layout

鍋爐的燃料特性見表1，煤種為我國典型動力貧煤煤種。鍋爐系統(tǒng)配風(fēng)參數(shù)為：一、二次風(fēng)風(fēng)溫均為300 ℃，風(fēng)速分別為25和55 m/s。

表1 燃料特性

1.2 數(shù)值模擬方法

根據(jù)鍋爐實(shí)際尺寸進(jìn)行1∶1三維建模，并進(jìn)行網(wǎng)格劃分。整個爐膛劃分為燃燒器區(qū)域、燃燒器下部至冷灰斗區(qū)域、燃燒器上部至折焰角區(qū)域、折焰角區(qū)域及上部爐膛出口區(qū)域。采用pave方法生成燃燒器區(qū)域爐膛截面網(wǎng)格，其他部分生成結(jié)構(gòu)化六面網(wǎng)格，以加快數(shù)值計算的速度。研究過程中進(jìn)行了網(wǎng)格無關(guān)性檢查，結(jié)果表明，100萬網(wǎng)格與85萬網(wǎng)格的數(shù)值模擬結(jié)果較為接近，而50萬網(wǎng)格計算結(jié)果精度較差。根據(jù)驗證結(jié)果，采用85萬網(wǎng)格能滿足計算的精度要求。網(wǎng)格劃分如圖2所示。爐膛針對滿負(fù)荷工況下鍋爐燃燒情況進(jìn)行模擬，原型工況下過量空氣系數(shù)設(shè)置為1.2。湍流流動使用基于k-ε的雙方程，采用雙競爭反應(yīng)熱解模型模擬揮發(fā)分的析出，焦炭燃燒應(yīng)用動力/擴(kuò)散控制反應(yīng)速率模型，煤粉粒徑分布假設(shè)滿足Rosin-Rammler分布，應(yīng)用P1模型來模擬爐內(nèi)輻射傳熱，NOx生成采用后處理的方法[13-16]。

圖2 鍋爐爐膛網(wǎng)格劃分示意Fig.2 Grid division diagram of boiler furnace

2 低氮燃燒初步方案

2.1 原型鍋爐燃燒及NOx排放特性

2.1.1爐膛溫度分布特性

原型鍋爐在額定工況下模擬得到的原型鍋爐中心截面、一次風(fēng)B截面和二次風(fēng)DE截面溫度分布特性如圖3～5所示。

圖3 原型鍋爐中心截面溫度分布Fig.3 Temperature distribution of center section of prototype boiler

圖4 原型鍋爐一次風(fēng)B截面溫度分布Fig.4 Temperature distribution of primary B-sectionof prototype boiler

圖5 原型鍋爐二次風(fēng)DE截面溫度分布Fig.5 Temperature distribution of secondary wind DEsection of prototype boiler

由圖3可知，鍋爐燃燒溫度超過1 800 K的高溫區(qū)集中分布于燃燒器噴口區(qū)域，局部區(qū)域溫度過高，在鍋爐主燃區(qū)域至爐膛折焰角出口，溫度低于1 400 K的低溫區(qū)集中分布于主燃區(qū)下部至冷灰斗。由圖3、4可知，鍋爐爐膛中心區(qū)域的溫度明顯低于四周，隨著爐膛高度增加，低溫區(qū)域的面積逐漸減小，在冷灰斗區(qū)域低溫區(qū)面積最大。高溫區(qū)集中于切圓外側(cè)，燃燒器噴嘴區(qū)域局部溫度可高達(dá)2 050 K。在燃燒器區(qū)域燃燒最為劇烈，溫度升高最快，而燃燒器噴嘴附近的高溫也不利于鍋爐燃燒器的安全運(yùn)行。

由上述模擬結(jié)果與分析可知，整個爐膛的溫度較高，大面積高溫區(qū)域會導(dǎo)致大量NOx生成，同時爐膛中心區(qū)域和冷灰斗段溫度較低，整個爐膛溫度分布嚴(yán)重不均勻。

2.1.2NOx生成特性

原型鍋爐一次風(fēng)B截面NOx分布和二次風(fēng)DE截面NOx分布如圖6、7所示?？芍捎贜Ox的產(chǎn)生大部分集中在燃燒器噴嘴附近高溫主燃區(qū)，此時主燃區(qū)氧量和溫度處于較高水平，導(dǎo)致了爐膛主燃區(qū)大量NOx的生成。

圖6 原型鍋爐一次風(fēng)B截面NOx分布Fig.6 NOx distribution of primary air B sectionof prototype boiler

圖7 原型鍋爐二次風(fēng)DE截面NOx分布Fig.7 NOx distribution of secondary wind DE sectionof prototype boiler

綜上，原型鍋爐燃燒區(qū)溫度較高，爐膛溫度分布不均，NOx的生成量較高，因此進(jìn)行鍋爐低氮燃燒改造設(shè)計時，在考慮控制NOx生成同時，需考慮整個燃燒過程中的溫度場分布、煤粉燃燒特性以及鍋爐運(yùn)行安全性。

2.2 低氮改造初步方案

2.2.1初步低氮燃燒方案設(shè)計

目前國內(nèi)外普遍使用空氣分級燃燒技術(shù)[17]控制NOx排放，通過減小主燃區(qū)過量空氣系數(shù)，使主燃區(qū)燃燒溫度降低，達(dá)到降低NOx的目的[18]。綜合考慮鍋爐結(jié)構(gòu)及燃用煤種、鍋爐參數(shù)等因素，研究中提出了初步低氮燃燒技術(shù)方案如圖8所示，具體為：

圖8 改造后燃燒器噴口布置Fig.8 Burner nozzle layout after renovation

1)保持原有噴口結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上增設(shè)3層SOFA風(fēng)，能有效提高氣流速度和風(fēng)煤混合程度，保證燃料燃盡程度，減小NOx生成。

2)根據(jù)現(xiàn)場情況，將SOFA風(fēng)中心定在距離頂一次風(fēng)噴口中心8 800 mm處，四角布置3層12只SOFA燃盡風(fēng)噴口，SOFA燃盡風(fēng)噴口為上下擺動，垂直上下擺動角度±15°。

3)主燃燒區(qū)空氣量與理論空氣量的比值由原來a=1.2變?yōu)閍=0.9，本文中定義燃盡風(fēng)占總風(fēng)量的百分比為燃盡風(fēng)率，SOFA燃盡風(fēng)風(fēng)率為0.23。

2.2.2低氮燃燒初步方案模擬結(jié)果

針對改造的初步設(shè)計方案進(jìn)行了數(shù)值模擬計算。增加SOFA風(fēng)后中心截面溫度和各截面NOx分布如圖9～11所示。后續(xù)“SOFA”表示增加SOFA噴口后鍋爐情況。

圖9 增加SOFA風(fēng)后中心截面溫度Fig.9 Temperature distribution of center section afterincreasing the SOFA wind

圖10 增加SOFA風(fēng)后一次風(fēng)B截面NOx分布Fig.10 NOx distribution of primary air B section afterincreasing the SOFA wind

圖11 增加SOFA風(fēng)后二次風(fēng)DE截面NOx分布Fig.11 NOx distribution of secondary wind DEsection after increasing the SOFA wind

本研究中爐膛出口截面NOx排放平均質(zhì)量濃度是根據(jù)數(shù)值模擬計算結(jié)果獲得的折焰角出口NOx質(zhì)量濃度的平均值，然后根據(jù)6%氧量折算得出標(biāo)態(tài)NOx質(zhì)量濃度值。根據(jù)模擬結(jié)果，比較改造初步方案與鍋爐原型工況可知，爐膛的高溫區(qū)分布減小，爐膛溫度適當(dāng)降低，NOx排放量由原先的473.4 mg/m3減少為280.4 mg/m3，減少40%，爐膛溫度分布相對均勻，同時燃燒器噴嘴出口處溫度降低，有利于燃燒器噴嘴安全運(yùn)行。

由于溫度低于爐膛內(nèi)燃燒溫度的燃盡風(fēng)加入，改造后爐膛整體平均溫度有所降低，二次風(fēng)比例減小，主燃區(qū)過量空氣系數(shù)減小，燃料燃燒劇烈程度降低，主燃區(qū)燃燒溫度降低，有利于減少NOx的生成。同時，燃盡風(fēng)的加入縮短了煤粉在高溫區(qū)域的停留時間，由于煤粉不完全燃燒形成的以CO為代表的還原性氣氛有助于還原更多NOx。在燃盡區(qū)，煙氣溫度相對主燃區(qū)明顯降低，進(jìn)一步控制NOx的生成。

進(jìn)一步分析發(fā)現(xiàn)目前改造方案下，雖能有效降低NOx生成，但爐膛熱負(fù)荷分布有所改變，爐內(nèi)火焰中心上移，鍋爐頂部溫度升高，造成飛灰含碳量增加，且在爐膛底部形成一定低溫區(qū)，主燃區(qū)下部溫度分布較不均勻，因此需進(jìn)一步深度優(yōu)化設(shè)計。

3 低氮改造優(yōu)化

燃燒過程中，鍋爐底二次風(fēng)噴口提供煤粉燃燒空氣的同時，還起著“托粉”的作用，以減少爐膛底部掉渣量和爐渣含碳量?？紤]對初步低氮燃燒方案進(jìn)一步優(yōu)化，在增加SOFA風(fēng)后，分別增大底二次風(fēng)AA層噴口(增大1.2、1.5、2.0倍)。模擬結(jié)果如圖12、13所示。

圖12 各工況下中心截面溫度分布Fig.12 Temperature distribution of central sectionunder various working conditions

不同設(shè)計方案下，爐膛出口的NOx排放質(zhì)量濃度比較見表2。研究結(jié)果表明，增加SOFA風(fēng)情況下，底二次風(fēng)噴口增大后，高溫區(qū)域減少，爐膛火焰中心有所下降，主燃燒區(qū)域下部溫度分布相對均勻。理論上，底二次風(fēng)噴口增大后，一定程度上會降低分級燃燒效果，使主燃區(qū)氧量增大，可能不利于NOx控制，但考慮到底層二次風(fēng)的增加可增強(qiáng)“托粉”效果，有效降低爐膛的未燃盡熱損失，同時可以改善爐膛熱負(fù)荷分布，緩解爐膛熱負(fù)荷上移帶來的飛灰含碳量和減溫水量增加等不利影響，因此研究過程中針對不同底二次風(fēng)噴口的改造方案進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，發(fā)現(xiàn)底二次風(fēng)噴口面積逐漸增大到1.5倍的過程中，爐膛火焰中心有所下移，主燃燒區(qū)域下部溫度分布更加均勻；同時NOx生成量并未明顯改變，爐膛下部的燃燒加強(qiáng)，該區(qū)域溫度水平有所上升，有利于降低飛灰和爐渣含碳量，降低機(jī)械未完全燃燒熱損失；而當(dāng)?shù)锥物L(fēng)噴口面積增大到2倍后，爐膛NOx生成濃度增大，分級效果明顯變差，這是因為氧量明顯增加，爐膛O2分壓增大，更多的N與O2結(jié)合，NOx排放量明顯增加。因此，綜合分析表明SOFA-AA1.5工況最優(yōu)，不僅能保證爐膛溫度分布均勻合理，還可以有效防止過熱器、再熱器超溫。

表2 底二次風(fēng)增大前后對比

圖13 各工況下二次風(fēng)DE截面NOx分布Fig.13 NOx distribution of secondary wind DE section under various working conditions

根據(jù)模擬研究結(jié)果，確定了最終低氮燃燒改造方案為鍋爐增加3層SOFA風(fēng)，同時底二次風(fēng)AA層

噴口增大1.5倍。模擬結(jié)果表明，NOx排放量由原先的473.4 mg/m3減少為265.3 mg/m3，改造后NOx排放量可減少40%以上，同時能保證鍋爐溫度場和氧量場分布均勻，因此飛灰含碳量和爐渣含碳量也得到控制。

4 低氮改造效果

根據(jù)上述改造方案，對該300 MW貧煤鍋爐實(shí)施低氮燃燒改造，并對改造后的鍋爐進(jìn)行性能試驗。改造后鍋爐運(yùn)行正常，在相同煤質(zhì)、相同燃燒器投運(yùn)層數(shù)、投運(yùn)燃料量及配風(fēng)方式下改造前后主要運(yùn)行結(jié)果見表3。

表3 改造前后現(xiàn)場實(shí)施結(jié)果對比

試驗數(shù)據(jù)采用多次測量的平均值，對比表2、3可知，數(shù)值模擬結(jié)果與試驗結(jié)果基本一致，誤差在±5%以內(nèi)。

性能試驗期間，改造前鍋爐爐膛出口NOx排放濃度為481.6 mg/m3，鍋爐增加3層SOFA風(fēng)，同時底二次風(fēng)AA層噴口增大1.5倍改造后，爐膛出口NOx降低為269.1 mg/m3。改造前后鍋爐滿負(fù)荷條件下NOx排放量實(shí)際降低了44.1%，爐渣含碳量和飛灰含碳量有所降低，鍋爐效率由92.08%提高至92.24%，改造兼顧經(jīng)濟(jì)和環(huán)保兩方面，說明低氮燃燒技術(shù)改造方案切實(shí)可行，試驗結(jié)果與模擬研究基本一致，改造效果良好。

5 結(jié) 論

1)針對某300 MW貧煤鍋爐，保持原有噴口結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上增設(shè)3層SOFA風(fēng)。模擬結(jié)果表明，初步優(yōu)化后爐膛的高溫區(qū)分布減小，爐膛溫度適當(dāng)降低，NOx排放量由原先的473.4 mg/m3減少為280.4 mg/m3，減少40%，同時，燃燒器噴嘴出口處溫度降低，有利于燃燒器噴嘴安全運(yùn)行。

2)綜合優(yōu)化后提出了增加3層SOFA風(fēng)、增大底二次風(fēng)噴口面積至1.5倍的低氮燃燒技術(shù)改造方案。模擬結(jié)果表明，NOx排放量由原先的473.4 mg/m3減少為265.3 mg/m3，改造后NOx排放量減少了40%以上，同時能保證鍋爐溫度場和氧量場分布均勻。

3)經(jīng)現(xiàn)場低氮改造以及試驗驗證后發(fā)現(xiàn)，NOx生成得到有效控制，由優(yōu)化前的481.6 mg/m3降低到優(yōu)化后的269.1 mg/m3，降低44%以上，爐渣含碳量降低，鍋爐效率由92.08%提高至92.24%；同時，改造方案充分保證了爐膛溫度分布均勻，有效防止過熱器、再熱器超溫等問題。該方案改造效果顯著，可以為同類貧煤鍋爐的低氮改造和結(jié)構(gòu)優(yōu)化提供合理有效的理論和技術(shù)參考。