王為術(shù)，羅曉宇，熊翰林，王秋紅，王 涵

(華北水利水電大學(xué) 熱能工程研究中心，河南 鄭州 450045)

隨著工業(yè)化進(jìn)程推進(jìn)，化石燃料日益緊缺，開(kāi)發(fā)利用豐富的高堿煤是目前研究的熱點(diǎn)[1-5]。準(zhǔn)東高堿煤揮發(fā)分高、灰分低，燃燒性能優(yōu)良，但其中的堿金屬含量遠(yuǎn)高于其他地區(qū)動(dòng)力用煤，對(duì)煤灰熔融特性影響較大，極易形成結(jié)渣沾污現(xiàn)象[6-8]。液態(tài)排渣鍋爐具有高捕渣率和高燃燒強(qiáng)度，由于其獨(dú)特的排渣方式，將煤燃燒后的產(chǎn)生的大量灰渣溶化至液態(tài)再排出爐膛，故對(duì)解決準(zhǔn)東高堿煤結(jié)渣沾污問(wèn)題具有一定優(yōu)勢(shì)[9]。

但是，旋風(fēng)液態(tài)排渣鍋爐爐內(nèi)平均溫度高，導(dǎo)致?tīng)t內(nèi)熱力型NOx生成量增多，不符合國(guó)家節(jié)能減排的要求[10-11]。采用空氣分級(jí)燃燒可有效降低爐內(nèi)主燃區(qū)溫度，減少NOx生成量[12]。高建強(qiáng)等[13]針對(duì)300 MW四角切圓鍋爐進(jìn)行深度空氣分級(jí)改造，改善了爐內(nèi)高溫腐蝕和NOx排放濃度高的問(wèn)題。王科等[14]通過(guò)在原W型鍋爐上調(diào)整二次風(fēng)配比并引入燃盡風(fēng)，有效地降低了NOx排放，但飛灰含碳量略有增加。曹乘雀等[15]研究發(fā)現(xiàn)，對(duì)于雙切圓燃煤鍋爐，增加燃盡風(fēng)率會(huì)導(dǎo)致燃燒中心升高，進(jìn)而導(dǎo)致了爐膛出口煙溫升高。韓佳宸等[16]建立了20 kW煤粉燃燒自維持一維試驗(yàn)爐對(duì)山西無(wú)煙煤進(jìn)行空氣分級(jí)燃燒和試驗(yàn)，研究發(fā)現(xiàn)，隨著空氣分級(jí)深度的增加及合理的燃盡風(fēng)布置，可提高NOx還原效率60%。蘭德輝等[17]通過(guò)搭建臥式旋風(fēng)液態(tài)排渣試驗(yàn)爐，研究燃用高堿煤液渣捕捉堿金屬特性，結(jié)果表明燃燒溫度1 300 ℃時(shí)，開(kāi)始在旋風(fēng)爐膛內(nèi)形成液渣，液渣對(duì)Na、K等堿金屬的捕捉效率可達(dá)50%以上，可有效緩解爐內(nèi)沾污、結(jié)渣問(wèn)題。

針對(duì)旋風(fēng)鍋爐燃燒研究，多采用現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)和數(shù)值研究方法[18-20]，然而深度空氣分級(jí)對(duì)純高堿煤旋風(fēng)液態(tài)排渣鍋爐燃燒特性研究鮮有報(bào)道。論文基于Fluent 2020軟件研究了分級(jí)配風(fēng)對(duì)純?nèi)几邏A煤旋風(fēng)液態(tài)排渣鍋爐燃燒及NOx釋放特性影響，優(yōu)化純?nèi)几邏A煤旋風(fēng)液態(tài)排渣鍋爐運(yùn)行參數(shù)，對(duì)準(zhǔn)東高堿煤資源的利用和節(jié)能減排具有指導(dǎo)意義。

1 計(jì)算模型

1.1 研究對(duì)象

論文研究對(duì)象依托于某項(xiàng)目示范工程的旋風(fēng)液態(tài)排渣鍋爐，額定蒸發(fā)量為1 025 t/h。原鍋爐為BABCOCK公司生產(chǎn)的液態(tài)排渣超高壓塔式直流爐。為適應(yīng)液態(tài)排渣鍋爐純?nèi)几邏A煤，根據(jù)結(jié)構(gòu)特點(diǎn)對(duì)其進(jìn)行改造，拆除原鍋爐上布置的旋流燃燒器，改造為旋風(fēng)燃燒器。按1∶1實(shí)際尺寸構(gòu)建得到旋風(fēng)液態(tài)排渣鍋爐幾何模型?？紤]到爐膛為對(duì)稱(chēng)結(jié)構(gòu)，為節(jié)省計(jì)算資源，采用半爐膛進(jìn)行計(jì)算。模型爐膛寬為實(shí)際鍋爐寬度1/2，為5 486 mm，爐膛深12 720 mm，燃盡室寬度為5 700 mm。旋風(fēng)燃燒器在燃盡室頂部分列對(duì)稱(chēng)布置共8個(gè)，煤粉由一次風(fēng)從燃燒器頂部沿軸向下送入，二次風(fēng)沿徑向送入，從而產(chǎn)生一個(gè)強(qiáng)旋流場(chǎng)，利于煤粉充分混合燃燒，旋風(fēng)燃燒器布置方式及結(jié)構(gòu)如圖1所示。共設(shè)置了3層燃盡風(fēng)噴口，分別布置在燃盡室下方側(cè)墻，熔渣室尾部區(qū)域，從而進(jìn)行深度空氣分級(jí)。選取典型的新疆準(zhǔn)東高堿煤作為燃料，灰樣的變形溫度為1 300 ℃，流動(dòng)溫度為1 330 ℃，低位發(fā)熱量Qnet，ar=26 376 kJ/kg，煤粉燃料特性見(jiàn)表1。

表1 煤粉燃料特性 %

圖1 旋風(fēng)燃燒器布置方式及結(jié)構(gòu)圖

1.2 計(jì)算區(qū)域及網(wǎng)格劃分

旋風(fēng)液態(tài)排渣鍋爐幾何模型如圖2所示。定義沿?zé)煔饬鞒谭较蜇Q直向下為負(fù)，定義沿?zé)煔饬鞒谭较蜇Q直向上為正，鍋爐底部熔渣室為坐標(biāo)零點(diǎn)z=0 m。將整個(gè)計(jì)算域劃分為4個(gè)區(qū)域：旋風(fēng)燃燒器(z=-19.16～-14.16 m)，燃盡室(z=-14.16～-5.17 m，z=0～8 m，熔渣室(z=-5.17～0 m)以及豎直煙道(z=8～62 m)。其中，第1層燃盡風(fēng)位于燃盡室下方約z=-6 m處，第2層燃盡風(fēng)和第3層燃盡風(fēng)分別位于熔渣室左側(cè)區(qū)域約z=4 m和z=8 m處。

圖2 旋風(fēng)鍋爐幾何模型

鍋爐網(wǎng)格劃分如圖3所示。根據(jù)各個(gè)計(jì)算域的結(jié)構(gòu)特性，采取不同方式劃分網(wǎng)格。對(duì)于旋風(fēng)燃燒器內(nèi)的復(fù)雜結(jié)構(gòu)，采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分；考慮到燃盡室區(qū)域和其他各區(qū)域之間的相互耦合作用，采用非結(jié)構(gòu)四面體網(wǎng)格劃分，以減小計(jì)算誤差；采用非結(jié)構(gòu)化六面體網(wǎng)格劃分熔渣室；采用結(jié)構(gòu)化六面體網(wǎng)格劃分豎直煙道，提高計(jì)算精度的同時(shí)可以大幅度減少網(wǎng)格數(shù)目。

圖3 鍋爐網(wǎng)格劃分

在邊界條件相同情況下，分別計(jì)算了網(wǎng)格數(shù)量為675萬(wàn)、684萬(wàn)和709萬(wàn)時(shí)爐膛出口的煙溫，和NOx濃度，經(jīng)計(jì)算發(fā)現(xiàn)三者結(jié)果接近，675萬(wàn)網(wǎng)格和709萬(wàn)網(wǎng)格的爐膛出口煙溫相差8 K，NOx濃度相差10.2 mg/m3，因此選擇的網(wǎng)格數(shù)量為675萬(wàn)。

2 計(jì)算方法及數(shù)學(xué)模型

2.1 數(shù)學(xué)模型

本計(jì)算采用Fluent 2020軟件，對(duì)于強(qiáng)旋流的三維氣相湍流流動(dòng)選擇RNGk-ε模型。采用歐拉-拉格朗日方法分析爐內(nèi)煤粉燃燒過(guò)程中涉及的氣固兩相流動(dòng)。揮發(fā)分熱解模型采用兩步競(jìng)爭(zhēng)反應(yīng)模型(The Two Competing Rates Model)。采用非預(yù)混燃燒模型對(duì)煤粉顆粒在爐內(nèi)的化學(xué)燃燒及組分運(yùn)輸進(jìn)行求解。焦炭燃燒模型采用動(dòng)力學(xué)/擴(kuò)散控制反應(yīng)速率模型。采用P-1輻射模型計(jì)算輻射換熱過(guò)程。采用后處理方法預(yù)測(cè)NOx的生成，本文只考慮熱力型NOx和燃料型NOx，忽略快速型NOx。

2.2 邊界條件

為減小湍流對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響，旋風(fēng)燃燒器一、二次風(fēng)入口及燃盡風(fēng)噴口均采用質(zhì)量流量入口，出口采用壓力出口邊界。爐膛壁面邊界條件設(shè)置為無(wú)滑移的溫度邊界條件，并具有一定的輻射吸收能力，不同計(jì)算域的壁面邊界條件設(shè)置如表2所示。在額定負(fù)荷工況條件下計(jì)算，假定煤粉粒徑遵循Rosin-Rammler規(guī)律分布，即煤粉細(xì)度Rd=100exp[-(d/da)n]，其中da為平均粒徑，選取擴(kuò)散指數(shù)n=0.8，煤粉粒徑范圍為10～300 μm，計(jì)算得平均粒徑為119 μm。

表2 壁面邊界條件設(shè)置

在額定負(fù)荷下，具體工況設(shè)置見(jiàn)表3。保持總過(guò)量空氣系數(shù)1.20不變，研究分級(jí)配風(fēng)對(duì)爐內(nèi)燃燒及NOx釋放特性的影響。其中，工況1為無(wú)燃盡風(fēng)的原始工況，總過(guò)量空氣系數(shù)為1.2；工況2的主燃區(qū)過(guò)量空氣系數(shù)為1.1；工況3和工況4的主燃區(qū)過(guò)量空氣系數(shù)為1.0；工況5和工況6的主燃區(qū)過(guò)量空氣系數(shù)為0.9。

表3 模擬工況匯總

3 結(jié)果分析

3.1 爐內(nèi)溫度分布特性

圖4給出了主燃區(qū)的截面溫度分布圖。圖5顯示了不同工況下液態(tài)排渣鍋爐爐膛截面氣流平均溫度分布。由于深度空氣分級(jí)，主燃區(qū)的溫度峰值由2 080.1 K降至1 840.1 K，最大降低了240.0 K。工況6的出口溫度900.4 K與工況1的出口溫度1 312.9 K相比降低了31.4%。盡管加入燃盡風(fēng)會(huì)提高爐內(nèi)局部煙氣溫度，但爐膛出口溫度最終比工況1要低。其中，在總過(guò)量空氣系數(shù)相同時(shí)，由于工況4和工況6的第1層燃盡風(fēng)速分別大于工況3和工況5，故工況4和6的爐膛出口溫度分別低于工況3和工況5。可知第1層燃盡風(fēng)風(fēng)量較大時(shí)，有利于強(qiáng)化其穿透力，降低爐膛出口溫度，形成良好的空氣分級(jí)效果。

圖4 主燃區(qū)的截面溫度分布圖

圖5 沿?zé)煔饬鲃?dòng)方向溫度分布

由圖4可以看出，不同工況的爐內(nèi)初始燃燒分布規(guī)律基本一致。煤粉在進(jìn)入旋風(fēng)燃燒器后與二次風(fēng)混合進(jìn)行熱量交換，燃燒后釋放大量潛熱，工況1在燃盡室中部(z=-10 m)處達(dá)到最大值。雖然有燃盡風(fēng)的工況2～工況6總過(guò)量空氣系數(shù)為1.2不變，但其主燃區(qū)的過(guò)量空氣系數(shù)依次減小，主燃區(qū)溫度降低，導(dǎo)致煤粉未燃燒充分，爐膛燃燒中心后移。在燃盡室區(qū)域，有燃盡風(fēng)的工況2～工況6在第1層燃盡風(fēng)附近z=-6 m處達(dá)到第2個(gè)峰值后開(kāi)始下降。由于分級(jí)配風(fēng)的風(fēng)速不同，所以工況2～工況6在燃盡風(fēng)噴口附近的溫度差別較大。在第1層燃盡風(fēng)噴口附近，工況2的溫度最高，達(dá)到1 959.5 K，工況4的溫度大于工況3，工況6的溫度大于工況5。在第2層燃盡風(fēng)噴口附近，工況3～工況6溫度明顯抬升，這是由于其二次風(fēng)速較低，主燃區(qū)未有充足的O2提供，此時(shí)的未燃燒組分濃度高于無(wú)燃盡風(fēng)的工況，加入第2層燃盡風(fēng)后，增強(qiáng)了該區(qū)域的流動(dòng)及燃燒。工況5和工況6在加入第3層燃盡風(fēng)后，在噴口附近的溫度有小幅度升高。至爐膛出口處，不同工況下?tīng)t膛出口煙溫分別為1 312.9、1 233.9、1 149.7、1 113.5、934.4和900.4 K。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)運(yùn)行數(shù)據(jù)，改造前的液態(tài)排渣鍋爐爐膛出口溫度為1 353.15 K，與工況1的結(jié)果差別較小，可在一定程度上保證數(shù)值模擬的可靠性。

3.2 爐內(nèi)組分分布特性

不同工況下液態(tài)排渣鍋爐內(nèi)各水平截面的w(O2)、w(CO)和w(CO2)質(zhì)量分?jǐn)?shù)沿?zé)煔饬鞒谭植既鐖D6～圖8所示。由圖6～圖8可知，不同工況下各組分分布規(guī)律一致。在旋風(fēng)燃燒器處，煤粉隨一次風(fēng)進(jìn)入主燃區(qū)燃燒并消耗O2，導(dǎo)致主燃區(qū)O2含量驟減，而CO和CO2的生成量與O2相關(guān)，故該區(qū)域內(nèi)CO和CO2含量急劇升高并在主燃區(qū)出口達(dá)到峰值。在燃盡室區(qū)域，工況2～工況6的O2含量增加，同時(shí)w(CO)和w(CO2)呈相反趨勢(shì)，隨著煙氣中未燃盡組分的進(jìn)一步燃燒，w(O2)再次下降，生成CO和CO2。在熔渣室右側(cè)區(qū)域，由于O2會(huì)和CO發(fā)生反應(yīng)并生成CO2，致使w(CO)降低，w(CO2)開(kāi)始上升。在第2層燃盡風(fēng)處，w(O2)升高，由于局部過(guò)量空氣系數(shù)不同，故工況3的w(O2)大于工況4，工況6的w(O2)大于工況5，w(CO)持續(xù)降低并趨于穩(wěn)定，而CO2則因?yàn)镺2和CO之間的反應(yīng)略有上升隨后保持穩(wěn)定。在第3層燃盡風(fēng)處，工況5和工況6的風(fēng)速分別為24.18、12.42 m/s，故工況5的w(O2)高于工況6。隨后煙氣進(jìn)入豎直煙道，煙氣中各組分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)基本保持穩(wěn)定。

圖6 沿?zé)煔饬鞒谭较騱(O2)分布

圖7 沿?zé)煔饬鞒谭较騱(CO)分布

圖8 沿?zé)煔饬鞒谭较騱(CO2)分布

總體看來(lái)，O2含量在旋風(fēng)燃燒器入口處最充足，至豎直煙道出口處幾乎被全部消耗；在燃盡室中部區(qū)域w(CO)最高，在熔渣室區(qū)域，w(CO)降至最低，表明煤粉在進(jìn)入尾部煙道前已基本燃盡；w(CO2)與w(O2)呈相反趨勢(shì)，在旋風(fēng)燃燒器入口處很少，在爐膛出口處最大。有燃盡風(fēng)的工況剩余O2質(zhì)量分?jǐn)?shù)大于無(wú)燃盡風(fēng)的工況，w(CO)和w(CO2)含量小于無(wú)燃盡風(fēng)的工況。

3.3 爐內(nèi)NOx分布特性

不同工況下旋風(fēng)爐內(nèi)NOx濃度沿?zé)煔饬鞒谭植既鐖D9所示?？梢钥闯觯腥急M風(fēng)工況的爐內(nèi)整體NOx濃度低于無(wú)燃盡風(fēng)工況。在旋風(fēng)燃燒器區(qū)域，煤粉隨一次風(fēng)進(jìn)入旋風(fēng)燃燒器，此時(shí)主燃區(qū)內(nèi)O2含量充足，煤粉達(dá)到著火溫度后迅速燃燒并析出揮發(fā)分，溫度升高的同時(shí)，含N原子與O2反應(yīng)釋放出大量NOx。可以看出，有燃盡風(fēng)工況的NOx濃度比無(wú)燃盡風(fēng)的工況提前達(dá)到峰值，因?yàn)槿急M風(fēng)使?fàn)t膛火焰中心上移，改變了熱力型NOx的生成位置。由圖7可知，在燃盡室右側(cè)區(qū)域，該區(qū)域CO濃度較高，可將部分NOx還原為N2，因此NOx生成趨勢(shì)放緩，在燃盡室中部達(dá)到峰值。隨著后續(xù)燃盡風(fēng)的補(bǔ)充，各層燃盡風(fēng)噴口附近溫度提升，導(dǎo)致NOx濃度略微升高。當(dāng)煙氣由熔渣室進(jìn)入豎直煙道后，煤粉已基本燃盡，經(jīng)爐內(nèi)CO的還原作用下，NOx濃度略微降低，NOx濃度達(dá)到最后的峰值后進(jìn)入豎直煙道。在爐膛出口處，不同工況下，NOx濃度分別為622.1、540.4、511.5、503.6、440.9、398.3 mg/m3。與無(wú)燃盡風(fēng)的工況相比，NOx濃度分別降低了13.13%、17.78%、19.05%、29.13%、35.97%。

圖9 沿?zé)煔饬鞒谭较騈Ox濃度分布

4 結(jié) 論

(1)分級(jí)配風(fēng)方式對(duì)純?nèi)几邏A煤旋風(fēng)液態(tài)排渣鍋爐燃燒及NOx生成特性影響較大，優(yōu)化燃盡風(fēng)分配方式，爐膛出口NOx濃度可降至398.3 mg/m3，與工況1相比下降35.97%。

(2)不同燃盡風(fēng)工況下，爐內(nèi)溫度分布規(guī)律一致，與無(wú)燃盡風(fēng)的工況相比，主燃區(qū)溫度明顯下降，由2 080.1 K降至1 840.1 K。爐膛出口煙溫由1 312.9 K降至900.4 K，降幅為31.4%。不同燃盡風(fēng)工況下，爐內(nèi)各組分分布規(guī)律一致，w(O2)高于無(wú)燃盡風(fēng)的工況，w(CO)和w(CO2)低于無(wú)燃盡風(fēng)的工況。

(3)在研究工況范圍內(nèi)，主燃區(qū)的最佳過(guò)量空氣系數(shù)為0.9，燃盡風(fēng)最佳配比為0.15、0.1、0.5。此時(shí)爐內(nèi)平均溫度和爐膛出口NOx濃度均最低?？紤]溫度分布和爐膛出口NOx濃度，采用深度分級(jí)配風(fēng)方式可達(dá)到最佳低氮排放效果。