330 MW火電機(jī)組鍋爐旋流低氮燃燒技術(shù)改造及模擬分析

蒙 濤，康志忠，梁雙榮

(1.國(guó)能龍?jiān)此{(lán)天節(jié)能技術(shù)有限公司，北京 100039；2.華北電力大學(xué) 能源動(dòng)力與機(jī)械工程學(xué)院，北京 102206)

0 引 言

近年來(lái)，我國(guó)一直在大力推進(jìn)燃煤發(fā)電機(jī)組超低排放改造以滿(mǎn)足國(guó)家和地區(qū)的環(huán)保政策要求[1-3]。在此背景下火電行業(yè)NOx排放得到了有效控制[4]，但尚有一批早期投運(yùn)的機(jī)組在節(jié)能減排方面遇到技術(shù)瓶頸，如國(guó)內(nèi)某330 MW機(jī)組墻式燃燒鍋爐由于燃用貧煤和特殊的窄爐膛結(jié)構(gòu)，脫硝前NOx一直居高不下，為減輕SCR系統(tǒng)脫硝壓力，對(duì)這類(lèi)機(jī)組燃燒制粉系統(tǒng)進(jìn)行針對(duì)性改造十分必要。

國(guó)內(nèi)外相關(guān)學(xué)者針對(duì)前后墻對(duì)沖旋流燃燒鍋爐NOx污染物排放高的問(wèn)題進(jìn)行深入研究[5-7]，從現(xiàn)場(chǎng)運(yùn)行層面調(diào)整風(fēng)煤配比以及從燃燒器結(jié)構(gòu)改進(jìn)方面減少NOx排放。龔彥豪等[8]研究了旋流燃燒器內(nèi)外層噴口風(fēng)量分配與NOx生成的關(guān)系，通過(guò)對(duì)一種新型低NOx燃燒器進(jìn)行試驗(yàn)研究，將NOx排放量控制在212～231 mg/m3，降低29%～35%。胡耀輝等[9]采用基于FLUENT的數(shù)值模擬方法，針對(duì)巴威公司的燃燒器進(jìn)行了不同配風(fēng)比例的燃燒特性研究。楊瑋等[10]研究了鍋爐負(fù)荷與NOx排放量之間的關(guān)系，并在某330 MW貧煤鍋爐開(kāi)展了現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，結(jié)果表明脫硝前的NOx質(zhì)量濃度在低負(fù)荷或變負(fù)荷時(shí)會(huì)高于穩(wěn)定負(fù)荷條件50 mg/m3以上。TSUMURA等[11]研究了加裝火焰穩(wěn)定環(huán)的旋流燃燒器穩(wěn)燃特性和污染物生成特性，提高了鍋爐的穩(wěn)定運(yùn)行負(fù)荷范圍并降低了NOx排放水平，燃用褐煤時(shí)，NOx排放質(zhì)量濃度降至200 mg/m3以下。研究表明，通過(guò)優(yōu)化燃燒器結(jié)構(gòu)或運(yùn)行參數(shù)是降低現(xiàn)役機(jī)組鍋爐NOx排放的有效手段，燃燒過(guò)程的數(shù)值模擬方法發(fā)揮重要作用。

利用FLUENT軟件對(duì)該鍋爐改造前后的燃燒特性及NO生成進(jìn)行數(shù)值模擬研究。為提高NO生成的模擬預(yù)測(cè)精度，考慮較詳細(xì)的NO生成過(guò)程，并關(guān)注揮發(fā)分中CH4、CO、和H2組分以及對(duì)NO生成的影響，建立耦合詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)的CFD模型非常必要。為此，采用考慮詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)的渦耗散概念(EDC)模型來(lái)計(jì)算伴隨煤的固體和氣體熱載體混合快速熱解機(jī)理的燃燒過(guò)程，對(duì)比燃燒制粉系統(tǒng)改造前后爐內(nèi)的流場(chǎng)、溫度場(chǎng)、組分場(chǎng)和污染物生成情況。并將模擬研究結(jié)果與改造前后的現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，以考查模擬方法的實(shí)用性，為其他同類(lèi)型鍋爐低氮改造提供參考。

1 原鍋爐設(shè)備和優(yōu)化目標(biāo)

1.1 原鍋爐設(shè)備

研究對(duì)象為某墻式燃燒330 MW亞臨界機(jī)組鍋爐，本次改造前燃燒器為前后墻布置(前墻3層后墻1層)。燃盡風(fēng)噴口距最上層燃燒器6.4 m，距屏下距離為12.9 m。與相同容量類(lèi)似鍋爐對(duì)比發(fā)現(xiàn)，該鍋爐爐膛的前后墻距離較窄，僅有約11 m。在如此“緊湊”的前后墻條件下，兩面墻均布置燃燒器，很容易造成鍋爐動(dòng)力場(chǎng)混亂，前后墻最下層燃燒器形成的火焰易互相撞擊、破壞火焰結(jié)構(gòu)、高溫區(qū)疊加，對(duì)燃燒穩(wěn)定性、燃盡和NOx控制產(chǎn)生影響，是造成該爐脫硝前NOx濃度較高的根本原因。

原燃燒器一次風(fēng)采用固定葉片形成旋轉(zhuǎn)氣流，二次風(fēng)環(huán)繞一次風(fēng)，并安裝切向葉片結(jié)構(gòu)，手動(dòng)調(diào)節(jié)旋流強(qiáng)度。一、二次風(fēng)噴口噴出后，分布在噴口四周的濃相煤粉迅速向二次風(fēng)內(nèi)部擴(kuò)散，混合較早，不但增加了初期點(diǎn)火的著火熱，造成穩(wěn)燃性能差，還易在水冷壁面形成還原性氣氛等，在燃燒初期有大量NOx生成。

1.2 優(yōu)化目標(biāo)

基于低階煤固體和氣體熱載體混合快速熱解理論，考慮熱載體溫度、反應(yīng)條件、煤粉物理特性等因素與揮發(fā)分析出的相關(guān)性。

1)對(duì)鍋爐制粉系統(tǒng)進(jìn)行優(yōu)化，提高磨煤機(jī)干燥和研磨出力，降低煤粉細(xì)度(R90=10%左右)和煤粉外在水分(5%左右)，提高燃燒前揮發(fā)分析出效率，促進(jìn)快速熱解。

2)通過(guò)改進(jìn)原旋流燃燒器結(jié)構(gòu)，加強(qiáng)燃燒器煤粉旋流強(qiáng)度，增大燃燒器高溫壁面與煤粉接觸面積，提高燃燒器與煤粉接觸面黑度及導(dǎo)熱強(qiáng)度，改善快速熱解反應(yīng)條件，增加煤粉燃燒前揮發(fā)分析出總量，從而實(shí)現(xiàn)低氮及穩(wěn)定燃燒。新設(shè)計(jì)的旋流燃燒器依靠?jī)?nèi)、外二次風(fēng)形成的旋轉(zhuǎn)射流形成中心回流區(qū)，卷吸高溫?zé)煔恻c(diǎn)燃一次風(fēng)煤粉，并使之穩(wěn)定燃燒。同時(shí)，中心回流區(qū)內(nèi)卷吸的高溫?zé)煔?，氧含量低，揮發(fā)分氫組分及CO含量高，消耗氧量，形成還原性氣氛，大量煤粉集中在中心回流區(qū)內(nèi)燃燒，可降低NOx排放。

3)去除原后墻僅有的下層燃燒器，在前墻原3層燃燒器上方(標(biāo)高26.6 m)，新增設(shè)1層共6只燃燒器。改造后形成前墻布置4層旋流燃燒器的墻式燃燒方式。保留前墻最下層燃燒器的點(diǎn)火功能，燃燒器全部更換為上述改造方案中所述的新型煤粉燃燒器。

4)取消前后墻原有12只燃盡風(fēng)燃燒器，用直管封堵，在前后墻標(biāo)高31.6 m處布置12只燃盡風(fēng)燃燒器(前墻6只、后墻6只)，每只均可在高度方向±10°上下擺動(dòng)，以適應(yīng)煤種等工況的變化，在總風(fēng)量25%～35%內(nèi)可調(diào)。

2 計(jì)算模型

2.1 求解區(qū)域和網(wǎng)格

模擬區(qū)域?yàn)闋t膛內(nèi)部煙氣生成和流動(dòng)區(qū)域，在水平煙道處選取一個(gè)截面作為爐膛出口(圖1)。

圖1 改造前后模擬區(qū)域

為減少求解量，未構(gòu)建每只燃燒器的爐外側(cè)通道，簡(jiǎn)化為爐墻上圓環(huán)形入口邊界條件。由里到外分別是中心風(fēng)、一次風(fēng)、內(nèi)二次風(fēng)和外二次風(fēng)，忽略管壁厚度，保證各噴口的實(shí)際通流面積與燃燒器實(shí)物相同。改造前后燃燒器結(jié)構(gòu)的影響通過(guò)同心圓結(jié)構(gòu)、風(fēng)速及煤粉濃度的邊界設(shè)置體現(xiàn)。制粉系統(tǒng)改造的影響通過(guò)煤粉細(xì)度的設(shè)定體現(xiàn)。通過(guò)“零厚度的面”處理方法考慮屏式過(guò)熱器對(duì)流動(dòng)和傳熱的影響。

考慮爐內(nèi)不同區(qū)域的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)和參數(shù)變化梯度規(guī)律，對(duì)幾何模型進(jìn)行分區(qū)域劃分網(wǎng)格。主燃區(qū)采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格并向噴口方向逐漸加密；其他區(qū)域采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，以減少網(wǎng)格數(shù)量。

在網(wǎng)格劃分過(guò)程中，在不同網(wǎng)格尺寸及數(shù)目下對(duì)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較，驗(yàn)證了網(wǎng)格數(shù)量對(duì)計(jì)算結(jié)果的無(wú)關(guān)性。不同網(wǎng)格數(shù)量下截面平均溫度如圖2所示，分別選取網(wǎng)格數(shù)量為40萬(wàn)、60萬(wàn)和80萬(wàn)的模型，設(shè)置相同邊界條件，得到爐膛截面平均溫度及變化情況。雖然不同網(wǎng)格下計(jì)算結(jié)果有一定差異，但整體變化趨勢(shì)一致且差距很小，擬合結(jié)果較好，因此綜合考慮計(jì)算能力及準(zhǔn)確性，最終確定全局網(wǎng)格數(shù)量約為60萬(wàn)，改造后爐膛網(wǎng)格劃分如圖3所示。

圖2 不同網(wǎng)格數(shù)量下截面平均溫度

圖3 改造后爐膛網(wǎng)格劃分

2.2 邊界條件

按照鍋爐BMCR負(fù)荷的各燃燒器噴口一、二次風(fēng)量和風(fēng)溫設(shè)定各速度入口邊界條件。對(duì)每個(gè)燃燒器噴口，以其幾何中心為軸，通過(guò)當(dāng)?shù)刂鴺?biāo)的方式實(shí)現(xiàn)旋轉(zhuǎn)氣流的設(shè)定。亞臨界鍋爐水冷壁壁溫沿爐高變化較小，故此爐膛四周采用了定溫邊界條件；爐膛出口處設(shè)定為壓力出口邊界；煤粉細(xì)度的設(shè)定是將現(xiàn)場(chǎng)測(cè)定的R90通過(guò)煤粉顆粒的粒徑分布體現(xiàn)；新型燃燒器徑向濃淡分離的效果通過(guò)設(shè)定一次風(fēng)噴口內(nèi)外環(huán)同心圓顆粒質(zhì)量流量和粒徑分布的差異實(shí)現(xiàn)。主要邊界條件設(shè)定見(jiàn)表1。

表1 主要邊界條件設(shè)定

2.3 數(shù)學(xué)模型

基于FLUENT平臺(tái)，選用合適的流動(dòng)、燃燒和輻射換熱等模型來(lái)模擬爐內(nèi)燃燒過(guò)程?？紤]到旋流燃燒器出口氣流較強(qiáng)的旋轉(zhuǎn)特性，紊流模擬選取了帶旋流修正的Realizablek-ε雙方程模型；考慮到近壁區(qū)不適用強(qiáng)旋流模型，引入壁面函數(shù)法對(duì)近壁區(qū)流場(chǎng)進(jìn)行求解[12]。考慮到爐內(nèi)換熱以輻射為主，選用相較P1輻射模型適用范圍更廣、計(jì)算精度更高的離散坐標(biāo)模型來(lái)考慮散射及氣體與顆粒間的輻射換熱作用的影響[13]。采用離散相模型模擬顆粒相[14]，選用隨機(jī)軌道模型追蹤煤粉顆粒的軌跡[15-16]。Couple算法用于耦合速度和壓力之間的計(jì)算。

傳統(tǒng)的爐內(nèi)NO濃度求解是在燃燒過(guò)程求解完成后，在已收斂的速度場(chǎng)、溫度場(chǎng)基礎(chǔ)上，單獨(dú)進(jìn)行3種類(lèi)型NO的迭代計(jì)算，方法簡(jiǎn)單，預(yù)測(cè)準(zhǔn)確性不足?？紤]到本改造和模擬的核心目標(biāo)是考查不同燃燒方式下?tīng)t內(nèi)NOx生成情況，本次模擬采用了能描述詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)過(guò)程的渦耗散概念(EDC)模型計(jì)算伴隨煤固體和氣體熱載體混合快速熱解機(jī)理的燃燒過(guò)程[17]。

根據(jù)鍋爐改造設(shè)計(jì)的煤種煤質(zhì)分析，與文獻(xiàn)[18]中煤種相似，確定了本研究中煤揮發(fā)分主要成分為CH4、CO和H2，各自含量同樣參照文獻(xiàn)[18]煤種給定。將煤粉中N元素假設(shè)成以HCN形式存在，改造設(shè)計(jì)煤種煤質(zhì)分析見(jiàn)表2。揮發(fā)分釋放后按GLARBORG等[19-20]詳細(xì)氣相反應(yīng)機(jī)理進(jìn)行反應(yīng)。利用化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)方法計(jì)算了從HCN到NO的諸多反應(yīng)，選取了28個(gè)主要反應(yīng)，導(dǎo)入FLUENT中，形成了適合本文的通過(guò)反應(yīng)直接計(jì)算NO生成的模擬方法。

表2 煤質(zhì)分析

此外，還考慮了焦炭的表面反應(yīng)[21-22]，具體為

(1)

(2)

(3)

(4)

3 模擬結(jié)果與分析

對(duì)改造前后不同燃燒方式的鍋爐進(jìn)行了仿真模擬，研究了BMCR工況下鍋爐的性能。使用流場(chǎng)分布、燃燒溫度分布以及O2和NO濃度分布來(lái)分析改造方案的可行性。

3.1 流場(chǎng)分布

鍋爐縱切面速度大小分布如圖4所示，負(fù)荷均為BMCR?？芍脑烨?，前后墻下層燃燒器出口的射流發(fā)生了互相沖撞，不利于旋流燃燒器在噴口出口處形成促進(jìn)著火的合適的回流區(qū)，甚至在撞擊作用下，射流脈動(dòng)過(guò)程中會(huì)對(duì)水冷壁的安全性產(chǎn)生影響。

圖4 改造前后爐膛縱截面流場(chǎng)分布

而改造后的縱切面流場(chǎng)顯示，各層燃燒器出口的旋轉(zhuǎn)射流均勻分布，其射程大小與爐膛深度匹配，未發(fā)生沖擊對(duì)面爐墻的現(xiàn)象，充滿(mǎn)度好?；鹧娉书_(kāi)放式氣流，在射流中心的低速區(qū)利于產(chǎn)生回流區(qū)。

3.2 溫度場(chǎng)分析

改造前后爐膛主燃區(qū)、縱截面溫度分布如圖5所示。

圖5 改造前后爐膛主燃區(qū)、縱截面溫度分布

由圖5可知，改造前后爐內(nèi)火焰溫度水平和范圍類(lèi)似。在布置有燃燒器的主燃區(qū)形成了高溫燃燒火焰，并與水冷壁保持合適的距離，隨著換熱進(jìn)行，在冷灰斗和OFA噴口附近火焰溫度快速降低。經(jīng)統(tǒng)計(jì)，爐膛出口特征截面的平均煙溫在改造前后分別為1 022和1 045 ℃，后者略高與改造后火焰中心相對(duì)抬高有關(guān)。對(duì)比圖5(a)、(b)中溫度分布可以看出，改造前兩面墻的最下層燃燒器存在“沖擊”現(xiàn)象，從而使兩側(cè)火焰疊加，該區(qū)域的溫度升高不利于NO控制。

為了定量比較改造前后的爐內(nèi)溫度場(chǎng)差異，對(duì)沿爐高度方向不同橫截面的煙氣平均溫度進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，如圖6所示。在燃燒器區(qū)域下方(標(biāo)高10 m以下)，受兩側(cè)火焰疊加影響，改造前各截面溫度水平高于改造后；在標(biāo)高10～23 m，2者溫度水平相當(dāng)；在標(biāo)高23 m后，改造后的溫度水平總體偏高，原因是改造后4層燃燒器的布置增大了高溫區(qū)的范圍。

圖6 改造前后溫度場(chǎng)分布

3.3 組分場(chǎng)分析

改造前后爐膛縱截面上O2體積分?jǐn)?shù)和NOx質(zhì)量濃度分布如圖7所示。

圖7 改造前后爐膛縱截面上O2體積分?jǐn)?shù)和NOx質(zhì)量濃度分布

由于煤粉射入燃燒消耗大量氧氣，并釋放大量熱量，所以圖7(a)中氧氣分布與圖5(b)中溫度分布呈現(xiàn)相反趨勢(shì)。同時(shí)也說(shuō)明“風(fēng)包火”現(xiàn)象明顯，減緩了高溫腐蝕問(wèn)題。

為了對(duì)比NOx數(shù)值模擬結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試數(shù)據(jù)，在FLUENT中用場(chǎng)函數(shù)的方法，將模擬結(jié)果中NO體積分?jǐn)?shù)折算為NOx(O2體積分?jǐn)?shù)為6%)再進(jìn)行云圖展示和統(tǒng)計(jì)分析。

由圖7(b)可知，NOx在冷灰斗附近分布較少，隨著燃燒器將煤粉噴入，主燃區(qū)生成了大量NOx，在每只燃燒器出口的回流區(qū)，存在一個(gè)NOx的低濃度區(qū)，說(shuō)明該區(qū)域存在NOx的還原反應(yīng)。

改造后，細(xì)煤粉比表面積加大，快速熱解反應(yīng)條件充分，揮發(fā)分釋放速度提高，氫組分及CO含量高，消耗氧量，使得該區(qū)域火焰為高溫還原性火焰，有利于抑制NOx的生成。改造后燃燒器出口的NOx低濃度區(qū)相比改造前范圍更大。而改造前燃燒器區(qū)域的NOx質(zhì)量濃度相對(duì)較高，這與兩側(cè)火焰疊加形成的高溫環(huán)境有關(guān)，兩側(cè)火焰的撞擊也不利于回流區(qū)和還原區(qū)的產(chǎn)生。

改造前后爐內(nèi)NOx分布如圖8所示，可知改造后，在沿爐膛高度方向上，整體NOx生成量均下降，爐膛出口NOx排放質(zhì)量濃度由552 mg/m3下降至345 mg/m3。在燃盡風(fēng)噴入前后，改造后工況的NOx下降和上升幅度較改造前大，這是因?yàn)楦脑旌鬆t內(nèi)煤粉穩(wěn)燃效果增強(qiáng)，燃盡風(fēng)占比增加，增強(qiáng)了主燃區(qū)火焰的還原性氣氛，有利于抑制NOx的生成。

圖8 改造前后爐內(nèi)NOx分布

4 改造效果驗(yàn)證

為驗(yàn)證改造效果，某電力科學(xué)研究院對(duì)該鍋爐改造前后進(jìn)行了性能試驗(yàn)。在機(jī)組BMCR負(fù)荷下測(cè)得的NOx數(shù)據(jù)如圖9所示(6%氧量)?？芍脑烨昂驨Ox排放質(zhì)量濃度由564 mg/m3降至338 mg/m3，下降了40%。數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)際試驗(yàn)值趨勢(shì)相符，說(shuō)明改造效果良好，構(gòu)建的NOx模型可以較好地反映伴隨煤和氣體熱載體混合快速熱解機(jī)理的低氮化燃燒技術(shù)對(duì)NOx排放的影響。

圖9 改造前后鍋爐性能試驗(yàn)與數(shù)值計(jì)算結(jié)果對(duì)比

5 結(jié) 論

1)改造后細(xì)煤粉比表面積加大，快速熱解反應(yīng)條件充分，揮發(fā)分釋放速率提高，氫組分及CO含量高，消耗氧量，減少了NO生成。

2)基于鍋爐爐膛前后深度不足的情況，將后墻燃燒器改到前墻后，改善了爐內(nèi)空氣動(dòng)力場(chǎng)，避免了兩側(cè)原底層燃燒器互相沖擊、高溫區(qū)疊加現(xiàn)象，爐內(nèi)速度分布更為均勻，各層旋流燃燒器出口回流區(qū)及還原區(qū)較為明顯，有利于煤粉氣流的著火和降低NOx的生成。

3)改造后，在沿爐膛高度方向上，整體NO生成量均有下降，模擬結(jié)果表明爐膛出口NOx排放質(zhì)量濃度由552 mg/m3下降至345 mg/m3，與現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試數(shù)據(jù)趨勢(shì)相符，改造效果良好，說(shuō)明所構(gòu)建的NOx模型可以較好地反映伴隨煤和氣體熱載體混合快速熱解機(jī)理的低氮化燃燒技術(shù)對(duì)NOx排放的影響。