工業(yè)煤粉鍋爐低NOx排放的仿真及試驗

石運鑫，謝 敏，劉 宏，康 達，石玉文，杜 謙

(1.哈電發(fā)電設備國家工程研究中心，黑龍江 哈爾濱 150028；2.哈爾濱電氣股份有限公司，黑龍江 哈爾濱 150028;3.哈爾濱工業(yè)大學 能源與工程學院，黑龍江 哈爾濱 150001)

0 引言

工業(yè)煤粉爐最早出現在上世紀的歐洲，因為油、氣的價格日益昂貴，所以德國專家首先把煤粉應用到工業(yè)鍋爐行業(yè)當中充作原料，故工業(yè)煤粉鍋爐技術應運而生。在德國，這種鍋爐發(fā)電量通常不大于21 MW，而低氮燃燒器技術[1](Low Nitrogen Technology，LNT)作為常用低氮技術被廣泛應用于工業(yè)煤粉鍋爐中。Bonin等[2-4]通過煤粉粒子狀態(tài)來確定了工業(yè)煤粉爐中煤粉燃燒的主要空間區(qū)域。Dai和Low等[5-6]通過向煤粉中摻入二氧化硅添加劑來抑制工業(yè)煤粉鍋爐的結渣問題。

我國工業(yè)煤粉鍋爐則出現于上世紀60年代，馮俊凱[7]通過對原有手燒鍋爐的重新設計，成功將其改造為工業(yè)煤粉鍋爐，并大幅增加了鍋爐出力。隨著煤粉燃燒技術的日益成熟，國內關于工業(yè)煤粉鍋爐的研究成果也日益豐富。王旋[8]通過對工業(yè)煤粉鍋爐的供粉系統(tǒng)和燃燒系統(tǒng)的再設計，成功改善了爐膛出口煙溫過高且壓力不穩(wěn)定的問題，同時提高了鍋爐效率。李明浩等[9]探究了工業(yè)現場下煤種、過量空氣系數和三次風量對工業(yè)煤粉鍋爐效率的影響。池俊杰等[10]通過數值仿真分析了某4t/h工業(yè)煤粉鍋爐的燃燒狀態(tài)，并以二次風旋流強度和鍋爐負荷為變量，探究了最佳運行參數。車得福等[11]則開發(fā)了一種新型工業(yè)煤粉鍋爐的低氮燃燒器，冷態(tài)、熱態(tài)試驗結果表明該燃燒器的性能較為優(yōu)良。

電站鍋爐與工業(yè)煤粉鍋爐相差較大，因此有必要針對工業(yè)煤粉鍋爐設計適用的低氮燃燒技術，通過數值仿真和試驗的方式進行驗證。

如今降低工業(yè)煤粉鍋爐NOx排放主要采取這些方式：降低過量空氣系數、設置煙氣循環(huán)、采用空氣、燃氣分級燃燒等[12-13]。本設計選擇空氣分級燃燒技術和煙氣外循環(huán)技術，另耦合爐內脫硝的SNCR實現煙氣低氮排放。

1 數學模型和計算方法

通過模擬仿真進行熱態(tài)模擬是現場實驗前的主要研究手段之一。用仿真計算結果和工業(yè)實驗數據進行比較，能夠矯正仿真參數的設計，令仿真計算結果更加準確。另外仿真計算的結果可以進一步指導現場試驗的進行[14-16]。

本文在進行仿真計算前進行了部分假設：(a)煤粉顆粒為規(guī)則球形，且在燃燒過程中不存在破碎及粘連狀況；(b)顆粒為離散相，不考慮顆粒碰撞對流場的影響；(c)忽略未燃盡炭的影響。

通過查閱相關研究觀點，本研究利用標準κ-ε湍流模型來對連續(xù)相流體運動進行仿真。該模型的輸運方程為[17]

(1)

(2)

式中k——流體的湍動能/m2·s-2；

ε——耗散率/m2·s-3;

Gk,m——湍動能產生項；

T——時間/s；

C1ε、C2ε、σk、σε——常數項。

對于煤粉離散相的湍流耗散采用拉格朗日隨機顆粒軌道模型進行計算，利用P1輻射模型計算輻射效果。該模型的輸運方程為[17]

(3)

式中α——吸收系數;

δs——散射系數;

G——入射輻射;

C——線性-各向異性相函數系數。

對于煤粉燃燒模型，則采用非預混燃燒模型和渦耗散模型進行對比，確定燃燒狀態(tài)更符合實際狀況的燃燒模型。采用雙步競爭熱解模型和動力-擴散控制燃燒模型分別對揮發(fā)分析出和焦炭燃燒過程進行模擬。

2 幾何模型和網格劃分

本文研究的是某4 t/h的高效煤粉工業(yè)鍋爐，在鍋爐原型的基礎上，對其進行適當簡化，建立模擬對象，從而進行數值模擬研究。爐膛結構見圖1，其中長﹑寬﹑高的尺寸分別為5 m、1.4 m和1.95 m，燃燒器在前墻布置。左右墻布置了兩個循環(huán)煙氣口，實現煙氣再循環(huán)，起到降低NOx排放的目的。

圖1 爐膛結構示意圖

鍋爐配置的燃燒器內置旋流葉片，如圖2，中心管內的中心風起到點火的作用，鍋爐運行時常開；中心風管和一次風管中間走一次風，用來輸送煤粉和點火。一次風外為旋流二次風，為燃燒提供剩余氧氣。

圖2 燃燒器結構示意圖

對上述模型進行網格劃分?？紤]到二次風道內葉片結構復雜，不易實現高質量網格，因此在處理時，不特地繪制軸向葉片，在模擬時設置二次風具備軸向、切向兩方向速度。所有區(qū)域均采用結構性網格，網格數量1 207 645個，最低質量0.269，滿足計算條件。

3 邊界條件

本實驗采用正交實驗法，工況設計如表1。表中帶下劃線參數表示標準工況，采用非預混燃燒模型計算。煤粉特性見表2，仿真邊界條件見表3。

表1 實驗工況安排

表2 煤樣工業(yè)分析與元素分析數據

表3 仿真邊界條件

4 結果與討論

4.1 冷態(tài)流場計算結果

工況設計參數如下：中心風、一次風、二次風和三次風的風速分別為4 m/s、22 m/s、25 m/s和25 m/s，冷態(tài)無顆粒流場分布如圖3。

圖3 冷態(tài)流場分布

從圖中可以看出，氣體從一次、二次、三次和助燃風口進入爐膛，由于二次風的旋流作用，助燃風口前部形成了漩渦；由于三次風具有較強剛性，因此直到進入爐膛以后才逐漸衰減；在強烈的旋流風作用下，爐膛上下兩部分分別形成了兩個較大的渦流中心。

顆粒的加入并未對流場分布產生較大影響。顆粒在旋流二次風的作用下，在從一次風口噴入后開始沿著燃燒器中心軸旋轉直至噴入爐膛；由于燃燒器-爐膛，流道發(fā)生突擴，顆粒隨著爐膛渦流產生旋轉，并在爐膛左右兩側的旋流中心劇烈旋轉，最終從頂棚的出口飛出。

4.2 標準工況燃燒場計算結果

按照標準工況打開燃燒模型進行熱態(tài)計算，得到圖4結果。從圖中可以看出，煤粉點燃位置相對比較靠后，燃燒器出口時溫度之間升高，大約在出口1 m范圍內開始燃燒。整個爐膛溫度較為均勻，僅在爐膛入口、出口位置溫度稍低。

圖4 標準工況下溫度場

標準工況下爐膛最高燃燒溫度為1 839 K，爐膛平均溫度為1 094 K，這兩個參數可顯著影響后續(xù)NOx排放量。根據現有研究，熱力型NOx生成量會明顯受到溫度的影響，溫度越高生成的熱力型NOx越多，在超過2 073 K后會呈現指數相關態(tài)勢，因此控制這兩個參數處于較低標準，十分有利于實現NOx低值排放。

另外，煙氣流量越大、含氧量越低、CO2含量越高，說明爐膛燃燒更加完全，產生更多的CO2，因此在盡量減低NOx生成量的同時，還要兼顧燃燒效率。

4.3 不同風量配比下燃燒結果

二次風、三次風風量配比比例β分別為：0.5、0.64、0.8和1。仿真表明，對于平均溫度，在β=1時可以獲得最低的爐膛平均溫度。但是，考慮到其最高的煙氣含氧量和CO2含量，因此燃燒效率最低。β=1時，排煙溫度也很低，但這并不意味著可以達到較高的傳熱效率，而是由于煤粉不完全燃燒、熱功率不足導致的。

綜合考慮燃燒熱效率和爐膛溫度，標準工況β=0.8無疑是最合適的。在煙氣含氧量最低的同時，最高爐膛溫度同樣較低。盡管爐膛平均溫度較高，但由于熱力型NOx在1 073 K以下產生量較少，因此可認為二三次風配比的最佳比例是0.8。

對比不同β參數下燃燒場溫度分布可以發(fā)現，隨著β值的逐漸增大，二次風比例逐漸增大，三次風量隨之減小，相對來說，β=0.8時火焰較為集中，當β值較小時，由于較強三次風的作用，使得火焰呈現扁平狀。當β較大時，三次風風量相對較低，使得著火點可以更加靠近燃燒器出口邊緣。

定義燃燒器出口中心點為0點，二次風軸向方向為正方向，那么過零點且沿正方向的溫度分布就可以利用仿真軟件顯示出來。圖5中給出了各工況下中心線上的溫度分布。如圖所示，β=0.8時中心線上最快達到最高溫度，也就是說該工況下可在中心線區(qū)域實現最早點火。另外，在該直線上β=0.8時所達到的最高溫度和平均溫度都非常低，排除不完全燃燒現象引起的可能，可視為最佳工況。

圖5 不同風量配比工況下中心線上溫度分布

4.4 不同二次風旋流度下燃燒結果

調整二次風風量的切向：軸向風量分別為2∶3和4∶1，即總旋流強度γ共分為40%、60%和80%，可以得到不同的爐膛溫度分布及出口含氧量、煙溫等數據。

仿真結果表明，在γ由40%提升到60%時，爐膛最高溫度稍有提高；當γ=80%時，最高溫度激增400 K以上，說明γ=80%時，盡管能有效提高燃燒效率，但會產生大量NOx。因此，γ=40%和60%可以兼顧爐膛溫度和燃燒效率。

從圖6可以看出，隨著γ的增大，煤粉著火位置發(fā)生明顯前移，這是由于二次風剛性減弱即旋流強度增加導致的。三種工況的爐膛中心線溫度分布如圖6。觀察溫度隨位置的變化規(guī)律可以得出結論：旋流強度的增加可以明顯提高中心線區(qū)域的整體溫度和最高溫度，燃燒器出口位置在強旋流工況下可以較早達到最高溫度，說明更有利于點火。盡管點火越早更有利于換熱面與煙氣之間的換熱，但僅從上述三個工況結果來看，γ=60%時排煙溫度更低，說明燃燒不充分比點火位置前移對換熱量的影響程度更加明顯。

圖6 不同二次風旋流強度下中心線上溫度分布

4.5 不同煤粉粒徑下燃燒結果

分別采用粒徑d為40 μm、70 μm和100 μm的煤粉進行熱態(tài)仿真實驗，保持供粉質量和相對滑移系數不變，探究煤粉粒徑對燃燒場的影響。

計算結果表明，增大煤粉粒徑會明顯降低爐膛燃燒溫度和燃燒效率，因為煤粉粒徑過大，在燃燒過程中煤粉顆粒內部可能存在一部分未燃盡炭，會提高一部分機械未完全燃燒熱損失，導致燃燒效率降低。隨著煤粉粒徑的減小，其比表面積也會隨之增大，使得煤粉可以更有效的與高溫空氣進行傳熱傳質過程。因此，設計煤粉粒徑40 μm比較合理。

圖7給出了不同煤粉粒徑對鍋爐中心線溫度分布的影響。如圖所示，煤粉粒徑的增大會顯著推遲著火位置，在中心線上極值溫度點的出現位置分別推遲了0.6 m和0.65 m。而著火位置的延遲也往往意味著爐膛換熱量出現一定損失，在引火方面，小粒徑同樣具備一定優(yōu)勢。

圖7 不同煤粉粒徑對鍋爐中心線溫度分布的影響

4.6 不同循環(huán)風下燃燒結果

煙氣再循環(huán)燃燒技術是在鍋爐的尾部煙道抽出一部分低溫煙氣或直接送入爐膛，或滲入一次風或二次風風中，不僅可以降低氧濃度，還能夠同時降低火焰溫度，使NOx的生成受到抑制。不過該方法的缺陷在于可能引起燃燒的不穩(wěn)定現象，甚至滅火。本試驗中，采取煙氣直接送入爐膛的方式進行煙氣循環(huán)，循環(huán)風入口布置方式用兩種作對比，一種是布置在鍋爐前墻，循環(huán)風方向與三次風一致；另一種是左右墻對稱布置。循環(huán)風計算共三種工況，分別為q10%、zy10%和zy20%，其中q代表前墻，zy代表左右墻。

計算結果顯示，在相同循環(huán)風率的條件下，前后循環(huán)風更能有效降低爐膛最高溫度大小，同時可獲得更低的煙氣含氧量，這就說明循環(huán)風前后布置可以在降低熱力NOx生成量的同時獲得更高的燃燒效率。另外加大循環(huán)風量可以進一步降低燃燒溫度與煙氣含氧量，但是容易導致燃燒不穩(wěn)定現象，因此不能過分提高循環(huán)風量，工業(yè)上一般選取20%循環(huán)風上限。

4.7 不同燃燒模型計算結果對比

燃燒模型的不同主要體現于假設和求解方式。非預混模型并不求解各組分的運輸方程，而是通過概率密度函數來計算流場運動，優(yōu)點在于可以計算反應中間物質，但要求系統(tǒng)必須達到局部平衡。渦耗散模型燃燒場的計算與湍流關系緊密，優(yōu)點在于在湍流下即可發(fā)生反應，但往往出現點火超前性。圖8給出了分別采用非預混燃燒模型和渦耗散模型計算時，爐膛中心線上的溫度分布。可看出渦耗散模型在靠前位置(0.5～1 m)處可獲得更高的溫度，即煤粉點火前移。非預混燃燒模型中心線處溫度稍高，渦耗散計算模型點火較早。圖9給出了兩模型計算結果的煙氣成分含量對比，兩者的計算結果差別不大，其中非預混燃燒模型可以獲得稍高的燃盡率。通過兩種模型獲得了極為接近的計算結果，這也證明了計算結果的可靠性。

圖8 兩模型計算溫度對比

圖9 兩模型計算煙氣含量對比

4.8 NOx場分布計算結果

NOx低量排放是工業(yè)煤粉鍋爐的研究的重要方向之一，本設計中測量爐膛出口煙氣中NOx濃度。本研究基于拓展型澤爾多維奇(Zeldovich)機理和De Soete提出的模型分別對熱力型NOx和燃料型NOx進行計算。以標準工況為例，整個爐膛縱截面上的NOx場分布如圖10所示。

圖10 標準工況NOx場分布

對比標準工況NOx分布場和溫度場，可以發(fā)現兩者具備較高的相似性，NOx濃度極值點出現于主燃區(qū)域。一般認為，煤粉燃燒過程中75%～95%的NOx為燃料型NOx，主要在燃料燃燒的初始階段生成。這是由于，煤粉燃燒初期釋放能量產生局部高溫區(qū)，大量燃料型NOx生成于煤粉火焰鋒面，導致溫度場與NOx分布場相對應。這也證實了NOx生成與溫度的緊密相關性。

圖11匯總了各工況下爐膛出口的煙氣NOx濃度。就二次風旋流度β變量來看，β為0.4或0.6時，生成NOx濃度較低，而當β=0.8時，NOx排量比標準工況上升60%，對比三工況的溫度場得出原因，當旋流度較大時二次風剛性不足，導致出現大面積高溫區(qū)，導致熱力型NOx生成量激增。γ對NOx生成量的影響呈現倒“V”狀分布，當γ偏大或偏小時，燃燒效率或爐膛溫度相對較低，標準工況下燃燒效率最高，因而導致溫度偏高且生成更多的燃料型NOx，故需綜合考慮確定風率比值。煤粉粒徑d對NOx排放呈現負相關，原因同樣是較低的燃燒效率產生較低的溫度，熱力型NOx降低；同時燃燒效率降低產生更低的燃料型NOx。循環(huán)風則主要受燃燒效率和循環(huán)風量的影響，同等循環(huán)風量下，前后前置循環(huán)風可達到更高的燃燒效率，導致NOx排放增加；同等布風位置，循環(huán)風量升高，可降低爐膛溫度，進而降低NOx的生成。

圖11 各工況下爐膛出口NOx濃度

4.9 SNCR脫硝效率計算

SNCR脫硝技術誕生于上世紀70年代，由美國專家Lyon首創(chuàng)。目前用于SNCR設備的主流還原劑為液氨、氨水和尿素三種。本計算選擇尿素作為催化劑，其脫硝原理如下列公式，NOx和尿素的摩爾比為2。然而實際工程中為保證脫硝效率會提高還原劑用量，故選擇氨氮摩爾比NSR=1.4。尿素溶液由爐膛左右墻噴入

CO(NH2)2+H2O=2NH3+CO2

4NH3+4NO+O2=4N2+6H2O

取標準工況進行SNCR仿真計算，爐膛內NOx分布云圖如圖12。由于爐膛左右墻中部位置通入尿素，使得該區(qū)域NOx濃度銳減，尿素熱解為氨氣隨爐膛配風運動，由于底部存在低速旋流區(qū)導致NOx堆積。脫硝過程前后，爐膛出口的NOx濃度分別為324 mg/Nm3(6%O2)和160 mg/Nm3(6%O2)，脫硝效率50.6%，氨逃逸量為7.23 mg/Nm3。小于HJ563-2010《火電廠煙氣脫硝工程技術規(guī)范-選擇性非催化還原法》規(guī)定的8 mg/m3，符合標準。

圖12 標準工況脫硝后爐膛NOx分布

通過折合計算可得全工況脫硝后NOx排放量，結果如圖13。經SNCR脫硝以后，部分工況NOx排放量可接近100 mg/Nm3。本文中對煤粉燃燒器結構進行了大量簡化，因此其低氮效果會有所降低，實際工程中應該可以達到100 mg/Nm3。經SNCR處理后可有效降低鍋爐尾部煙氣中NOx含量，相比于SCR降低了大量成本，故工業(yè)煤粉鍋爐可以考慮采用低氮燃燒+SNCR方式控制NOx排放。

圖13 各工況脫硝后爐膛出口NOx濃度

4.10 試驗驗證

本文對照試驗數據來源于中國計量學院4 t/h煤粉工業(yè)鍋爐熱態(tài)實驗。鍋爐容量為4 t/h，爐膛尺寸為5 m×1.4 m×2 m，尺寸與設計鍋爐尺寸基本一致，爐膛內部布置水冷受熱面，并在爐膛縱深距離2.4 m處布置測溫點。試驗與模擬的溫度場對比如圖14。

圖14 深度方向2.4 m處模擬、實測溫度對比

從圖中可以看出，模擬值略小于實際值，總體分布規(guī)律比較相似，這主要是由于燃燒器結構、煤粉特性以及配風差異導致的。首先，試驗所用燃燒器為鈍體燃燒器，相比于本設計中的燃燒器，點火更容易，前部溫度偏高；試驗所用煤粉為高揮發(fā)分35.2%煙煤，本仿真用煤揮發(fā)分含量稍低，點火延遲；另外試驗測試爐膛出口氧含量為3%～5%，大大低于仿真結果的7%，故大量的空氣使得爐膛冷卻，導致截面溫度偏低，產生了一定的溫差。

鍋爐尾部煙氣采樣分析工作由浙江省環(huán)境監(jiān)測中心完成，爐膛出口煙氣NOx含量為331 mg/Nm3，與EBU模型標準工況計算結果324 mg/Nm3十分接近。根據GB 13271-2014《鍋爐大氣污染物排放標準》，計算結果滿足在用和新建鍋爐NOx排放濃度限值分別為400 mg/Nm3和300 mg/Nm3。如需達到100 mg/Nm3的排放標準，則可通過有效調節(jié)低氮燃燒并耦合SNCR脫硝設備來達到。

5 結論

本文通過對1臺4 t/h工業(yè)煤粉鍋爐的模擬和實驗，為鍋爐運行狀態(tài)調節(jié)提供依據。文章結論如下：

(1)高二次風旋流強度會使得二次風剛性不足，燃燒火焰中心前移?？商岣呷紵实珪黾覰Ox生成。

(2)低二、三次風配比可促進煤粉著火，但易形成局部高溫區(qū)。推薦風率比0.64或0.8。

(3)煤粉粒度越大，燃燒效率越低，因此鍋爐運行時不宜選用顆粒較大的煤粉。

(4)循環(huán)風可有效降低爐膛溫度，兩者呈現負相關，但總循環(huán)風不宜超過20%。

(5)SNCR脫硝設備可達到50%以上的脫硝效率，通過調節(jié)運行參數并耦合脫硝設備，可達到100 mg/Nm3的排放標準，相比于常用的SCR系統(tǒng)可節(jié)省更多成本。