童家麟，鄒玉鳳，鄭建平，茅建波，葉學(xué)民

(1.杭州意能電力技術(shù)有限公司，浙江 杭州 310014；2.華北電力大學(xué) 動(dòng)力工程系，河北 保定 071003)

近年來(lái)，可再生能源發(fā)電大規(guī)模并網(wǎng)，其對(duì)電網(wǎng)調(diào)峰能力的需求不斷提升，燃煤機(jī)組作為電網(wǎng)中的基礎(chǔ)調(diào)節(jié)能源，勢(shì)必將承擔(dān)更為頻繁、深入的調(diào)峰任務(wù)[1]。燃煤機(jī)組低負(fù)荷NOx控制性能是影響其深度調(diào)峰和靈活性改造的關(guān)鍵因素之一。

針對(duì)機(jī)組深度調(diào)峰過(guò)程中可能出現(xiàn)的爐膛溫度明顯下降和燃燒不穩(wěn)定等現(xiàn)象，目前已有許多研究報(bào)道。劉綜緒等[2]研究了不同負(fù)荷下600 MW四角切圓鍋爐低揮發(fā)分煤的摻燒比例上限，并通過(guò)精細(xì)化燃燒調(diào)整，摸索出低負(fù)荷下鍋爐穩(wěn)燃的措施，為同類型鍋爐的深度調(diào)峰提供了參考；Wang等[3]提出一種具有偏心二次空氣布置的新型旋流燃燒器，實(shí)現(xiàn)了鍋爐的超低負(fù)荷穩(wěn)定燃燒，最低穩(wěn)燃負(fù)荷達(dá)到30%額定負(fù)荷；魯學(xué)斌等[4]通過(guò)對(duì)某600 MW超臨界四墻切圓直流鍋爐進(jìn)行燃煤摻配比例優(yōu)化、制粉系統(tǒng)特性優(yōu)化、爐膛燃燒調(diào)整、磨煤機(jī)運(yùn)行方式調(diào)整等試驗(yàn)，解決了機(jī)組深度調(diào)峰期間低負(fù)荷工況下水冷壁超溫、脫硝系統(tǒng)入口溫度低等問題。

與常規(guī)負(fù)荷相比，低負(fù)荷運(yùn)行時(shí)爐膛出口NOx體積分?jǐn)?shù)上升，而煤種、風(fēng)量、磨煤機(jī)出力等微小變化都可能使鍋爐偏離正常燃燒狀況[5]。相關(guān)研究[6-8]通過(guò)調(diào)整優(yōu)化煤種和配風(fēng)等措施保證了鍋爐燃燒穩(wěn)定性，提出了鍋爐低負(fù)荷運(yùn)行的優(yōu)化方案。這些措施主要包括精細(xì)調(diào)整煤量配比、過(guò)量空氣系數(shù)、磨組組合、一次風(fēng)配比等。呂洪坤等[9]針對(duì)鍋爐低負(fù)荷運(yùn)行時(shí)存在的投運(yùn)燃燒器層截面溫度下降、選擇性催化還原(selective catalytic rednction，SCR)煙氣溫度偏低、NOx體積分?jǐn)?shù)大幅升高等問題，提出了提高鍋爐運(yùn)行O2體積分?jǐn)?shù)和煙氣再循環(huán)改造2種優(yōu)化方案；Chang等[10]針對(duì)某630 MW四角切圓鍋爐，建立了包括流動(dòng)、燃燒及NOx生成的綜合計(jì)算流體力學(xué)(computational fluid dynamics，CFD)模型，發(fā)現(xiàn)-15°的燃燒器傾角有利于煤粉燃燒和NOx排放。另外，還有學(xué)者[11-13]研究了低負(fù)荷下煤粉細(xì)度、O2體積分?jǐn)?shù)等對(duì)鍋爐燃燒穩(wěn)定和NOx生成的影響。王亨海等[14]在某亞臨界機(jī)組改造后，研究發(fā)現(xiàn)采用高速射流燃盡風(fēng)可使鍋爐燃燒效率與改造前保持一致，爐膛出口溫度分布和O2體積分?jǐn)?shù)分布較為均勻，NOx排放量明顯降低，該研究為低負(fù)荷下控制NOx生成提供了方向；佟傅恒等[15]研究了某660 MW四角切圓鍋爐在超低負(fù)荷下的穩(wěn)燃性能，發(fā)現(xiàn)20%額定負(fù)荷下主燃區(qū)存在火焰貼壁現(xiàn)象。此外，運(yùn)行實(shí)踐表明，部分機(jī)組在超低負(fù)荷下燃燒穩(wěn)定性差，易發(fā)生火焰貼壁現(xiàn)象[16]，造成水冷壁結(jié)渣等危害，這也在很大程度上限制了機(jī)組向更低負(fù)荷進(jìn)一步調(diào)峰的可能。

上述分析表明，已有研究主要關(guān)注低負(fù)荷下對(duì)配煤、煤粉細(xì)度、過(guò)量空氣系數(shù)、一二次風(fēng)比例等的優(yōu)化，而在燃盡風(fēng)量及燃盡風(fēng)來(lái)源優(yōu)化、配煤協(xié)調(diào)配風(fēng)等方面關(guān)注較少，對(duì)爐內(nèi)燃燒特性有待進(jìn)一步深入研究。為此，本文針對(duì)某600 MW四角切圓煤粉爐開展數(shù)值模擬，分析燃盡風(fēng)量、配煤-配風(fēng)方式和熱一次風(fēng)代替燃盡風(fēng)對(duì)30%額定負(fù)荷下的爐內(nèi)溫度場(chǎng)、組分場(chǎng)的影響，在保證煤粉燃盡率的前提下，提出有效控制NOx排放的措施，旨在為進(jìn)一步向超低負(fù)荷深度調(diào)峰提供方向。

1 物理模型

研究對(duì)象為上海鍋爐廠生產(chǎn)的600 MW燃燒鍋爐，規(guī)格為單爐膛、亞臨界壓力、一次中間再熱、自然循環(huán)П型汽包爐。爐膛高62.7 m、寬19.5 m、深17.4 m。燃燒系統(tǒng)采用四角切圓布置，鍋爐三維模型和風(fēng)口布置如圖1所示。主燃區(qū)配備6層一次風(fēng)，由下至上為A—F，各一次風(fēng)燃燒器上下分別布置一層二次風(fēng)噴口(aa、ab、bc、cd、de、ef、ff)，最上層燃燒器上側(cè)布置一層緊湊式燃盡風(fēng)(over fire air，OFA)噴口。主燃區(qū)上方的燃盡區(qū)布置7層分離式燃盡風(fēng)(separated OFA，SOFA)噴口(以下簡(jiǎn)稱燃盡風(fēng))，可幫助煤粉充分燃燒。風(fēng)口結(jié)構(gòu)見表1。模擬選用鍋爐設(shè)計(jì)煤種(活雞兔礦煙煤)，表2為收到基元素分析和工業(yè)分析，表2中除低位發(fā)熱量外，其余參數(shù)均為質(zhì)量分?jǐn)?shù)。

表1 風(fēng)口結(jié)構(gòu)Tab.1 Air outlet structure

表2 收到基元素分析和工業(yè)分析Tab.2 As-receive basis element analysis and industrial analysis

圖1 鍋爐三維模型和風(fēng)口布置示意圖Fig.1 Diagram of 3D boiler model and air outlet

2 數(shù)學(xué)模型和計(jì)算方法

2.1 計(jì)算模型與邊界條件

煤粉燃燒過(guò)程包含煤粉的熱解、燃燒、湍流流動(dòng)及傳熱傳質(zhì)等一系列復(fù)雜的物理化學(xué)過(guò)程[7]。模擬中包括多個(gè)計(jì)算模型：采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型模擬氣相湍流運(yùn)動(dòng)；采用動(dòng)力/擴(kuò)散控制反應(yīng)速率模型模擬焦炭燃燒；采用P1輻射模型模擬輻射傳熱[17]；采用顆粒隨機(jī)軌道模型模擬煤粉顆粒的湍流運(yùn)動(dòng)；采用雙方程平行競(jìng)爭(zhēng)反應(yīng)模型模擬煤的熱解過(guò)程；采用渦耗散模型模擬組分輸運(yùn)和氣相燃燒，雙步反應(yīng)模擬揮發(fā)分析出燃燒[18-19]，并通過(guò)后處理方法獲得NOx的組分分布。

模擬采用穩(wěn)態(tài)計(jì)算方法，選擇雙精度求解器；燃燒器噴口和一/二次風(fēng)噴口均采用速度入口邊界條件，其速度和溫度按照鍋爐實(shí)際運(yùn)行參數(shù)設(shè)置，見表3，出口采用出流邊界條件。爐膛壁面采用無(wú)滑移邊界條件，壁面熱交換采用溫度邊界條件，煤粉顆粒分布服從Rosin-Rammler分布。壓力-速度耦合采用Simple算法進(jìn)行求解，壓力求解采用標(biāo)準(zhǔn)離散方式；組分、速度和動(dòng)量等求解采用一階迎風(fēng)格式。除能量殘差外，當(dāng)所有變量的殘差均降到低于10-4時(shí)，認(rèn)為計(jì)算收斂，而能量殘差值的收斂標(biāo)準(zhǔn)為低于10-5。

表3 鍋爐運(yùn)行參數(shù)Tab.3 Boiler operation parameters

2.2 網(wǎng)格劃分及無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

根據(jù)爐膛結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，采用ICEM-CFD軟件對(duì)模型進(jìn)行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，將其劃分為5個(gè)區(qū)域：冷灰斗區(qū)、主燃區(qū)、還原區(qū)、燃盡區(qū)和爐膛上部區(qū)域，如圖1所示。本文主要研究爐膛內(nèi)的燃燒和流動(dòng)特性，為簡(jiǎn)化模擬計(jì)算，在建模過(guò)程中對(duì)過(guò)熱器、再熱器等區(qū)域進(jìn)行了簡(jiǎn)化。模型中風(fēng)口也適當(dāng)簡(jiǎn)化，爐膛主燃區(qū)網(wǎng)格進(jìn)行加密處理，各連接面使用交界面進(jìn)行數(shù)據(jù)交換，以防止2個(gè)面的網(wǎng)格質(zhì)量和網(wǎng)格形狀差異較大而引起誤差。主燃區(qū)和燃盡區(qū)布置有噴口，且該區(qū)域網(wǎng)格線方向與流動(dòng)方向趨于一致，以避免偽擴(kuò)散的發(fā)生。

網(wǎng)格由多個(gè)結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格組成，各網(wǎng)格質(zhì)量均在0.6以上。為避免網(wǎng)格質(zhì)量與疏密程度對(duì)模擬結(jié)果的影響，需對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行無(wú)關(guān)性驗(yàn)證。為此，選用4種網(wǎng)格計(jì)算滿負(fù)荷下的爐內(nèi)燃燒特性，表4對(duì)比了4種網(wǎng)格數(shù)下的爐膛出口O2體積分?jǐn)?shù)、煙溫和NOx體積分?jǐn)?shù)等。結(jié)果表明，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)從130萬(wàn)增至240萬(wàn)時(shí)，各參數(shù)的變化均小于5%，但計(jì)算時(shí)長(zhǎng)卻增加55%以上?？紤]到計(jì)算精度和計(jì)算時(shí)長(zhǎng)，本文選擇165萬(wàn)網(wǎng)格數(shù)開展后續(xù)計(jì)算。

表4 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證Tab.4 Grid independence verification

2.3 模型驗(yàn)證

參考文獻(xiàn)[20]，表5對(duì)比了鍋爐在滿負(fù)荷下O2和NOx體積分?jǐn)?shù)的模擬值和運(yùn)行值，以及爐膛容積熱負(fù)荷模擬值和設(shè)計(jì)值。O2和NOx體積分?jǐn)?shù)運(yùn)行值的監(jiān)測(cè)點(diǎn)位置為SCR裝置入口處，模擬值是在爐膛出口處通過(guò)面積加權(quán)計(jì)算所得；容積熱負(fù)荷為：燃料消耗量×燃料低熱值/爐膛容積。由表5可知：O2與NOx體積分?jǐn)?shù)的模擬值與運(yùn)行值間的偏差分別為1.08%和2.98%；爐膛容積熱負(fù)荷的模擬值與設(shè)計(jì)值間偏差為4.41%。由此可知，各參數(shù)偏差均在合理范圍內(nèi)，保證了所選數(shù)學(xué)模型和數(shù)值模擬的可靠性和準(zhǔn)確性。

表5 鍋爐設(shè)計(jì)值或運(yùn)行值與模擬結(jié)果對(duì)比Tab.5 Comparisons of calculated，operational and simulated results

2.4 模擬工況

模擬包括16個(gè)工況，針對(duì)30%額定負(fù)荷下爐內(nèi)煤粉燃燒，主要分為3部分：第1部分按減少非必要的二次風(fēng)量、增加燃盡風(fēng)量進(jìn)行調(diào)整，即工況1—3；第2部分將煤粉量分配方式與二次風(fēng)量分配方式相結(jié)合，即配煤-配風(fēng)方式，其中工況4—6采用均等配煤方式，工況7—9采用正塔配煤方式，工況10—12采用倒塔配煤方式，工況4、7、10采用均等配風(fēng)方式，工況5、8、11采用正塔配風(fēng)方式，工況6、9、12采用倒塔配風(fēng)方式；第3部分為工況13—16，其中工況13為原工況，投入3層二次風(fēng)和2層燃盡風(fēng)，工況14是將熱一次風(fēng)作為高速燃盡風(fēng)送入燃盡風(fēng)口，工況15較工況14增加了1層燃盡風(fēng)，而工況16則是在工況14的基礎(chǔ)上采用正塔配煤、倒塔配風(fēng)方式。各模擬工況具體參數(shù)見表6—表8。

表6 增加燃盡風(fēng)量調(diào)整方式Tab.6 Adjustment mode of increasing burnout air flowrate

表7 配煤-配風(fēng)方式Tab.7 Redistributing coal-air mode

表8 熱一次風(fēng)代替燃盡風(fēng)方式Tab.8 Mode of hot primary air replacing burnout air

3 結(jié)果與分析

3.1 燃盡風(fēng)量對(duì)爐內(nèi)燃燒的影響

鍋爐在低負(fù)荷下運(yùn)行時(shí)，爐內(nèi)溫度較低，導(dǎo)致煤粉著火推遲、困難，火焰穩(wěn)定性差，爐膛出口溫度降低，生成的NOx體積分?jǐn)?shù)較高。而燃盡風(fēng)量變化對(duì)NOx生成有一定抑制作用[21]，加入燃盡風(fēng)可實(shí)現(xiàn)空氣分級(jí)，從而有效降低NOx的生成。如表6中的工況1—3所示，3個(gè)工況下將對(duì)穩(wěn)燃影響不大的二次風(fēng)量(ef、ff層)上移至燃盡風(fēng)層，工況之間燃盡風(fēng)增量為27.714 kg/s，爐膛中心截面溫度分布如圖2所示。工況1下的燃燒高溫區(qū)主要集中在燃燒器噴口附近；工況2和3下主燃區(qū)雖然二次風(fēng)量減少，但爐膛火焰充滿度良好，表明減少附近沒有燃煤投入的二次風(fēng)層(ef、ff)對(duì)煤粉穩(wěn)燃影響不大。

圖2 不同燃盡風(fēng)量下爐膛中心截面的溫度分布Fig.2 Temperature distribution of furnace center section under different burnout air flowrates

鍋爐設(shè)計(jì)時(shí)在節(jié)點(diǎn)功能區(qū)(bc、de、ff二次風(fēng)層)布置有貼壁風(fēng)，一方面可以阻擋煤粉氣流直接沖刷水冷壁，另一方面補(bǔ)充水冷壁附近的O2體積分?jǐn)?shù)，稀釋并反應(yīng)掉部分還原性氣體，因此一定程度上可以防止高溫腐蝕[22]。此外，工況2和3均保持了較高的一次風(fēng)速，避免了煤粉過(guò)短的著火距離。

圖3為不同燃盡風(fēng)量下沿爐膛高度方向上的平均煙溫及O2、CO和NOx體積分?jǐn)?shù)分布，各參數(shù)取值為沿高度方向上的爐膛橫截面平均值，陰影部分分別表示主燃區(qū)和燃盡區(qū)(下同)。其中，主燃區(qū)主要用于燃燒和穩(wěn)定火焰的區(qū)域，本文主燃區(qū)范圍從最底層燃燒器下方1 m到最高層燃燒器上方1 m，即文中標(biāo)高14～24 m處。該區(qū)域煤粉與空氣接觸燃燒，各變量變化趨勢(shì)最為明顯。

圖3 不同燃盡風(fēng)量下沿爐膛高度方向上的平均溫度及O2、CO、NOx體積分?jǐn)?shù)分布Fig.3 Averaged temperature，O2 volume percentage，CO volume percentage and NOx volume percentage distribution along the furnace height under different burnout air flowrates

由圖3(a)可知：工況1未補(bǔ)入燃盡風(fēng)，二次風(fēng)量較足，因此在爐內(nèi)主燃區(qū)溫度較高，但主燃區(qū)上部較多的二次風(fēng)使?fàn)t內(nèi)平均溫度下降較快；工況2因關(guān)停標(biāo)高為24 m的二次風(fēng)口ff，因此爐內(nèi)溫度下降變緩，且在22 m處爐內(nèi)溫度高于工況1；工況3是在工況2基礎(chǔ)上關(guān)停標(biāo)高為22 m的二次風(fēng)口ef，該工況下在20 m處爐內(nèi)溫度高于工況1。各工況在還原區(qū)溫度變化趨于平穩(wěn)，其中工況2和3下還原區(qū)平均溫度分別比工況1高84 K和144 K。因此低負(fù)荷下，關(guān)停ef和ff風(fēng)口，能夠減緩爐膛溫度下降，使高溫區(qū)擴(kuò)大。

圖3(b)表明：相較于工況1，工況2和3主燃區(qū)的二次風(fēng)量逐漸減少，而煤粉燃燒需消耗大量O2，因此主燃區(qū)上部O2體積分?jǐn)?shù)明顯降低，其中工況3的O2體積分?jǐn)?shù)最低。因工況2和3減少的二次風(fēng)量全部補(bǔ)入燃盡風(fēng)中，使?fàn)t內(nèi)O2體積分?jǐn)?shù)在標(biāo)高31 m處快速上升。

又因工況2和3下主燃區(qū)二次風(fēng)量減少，使得燃燒生成CO增多，如圖3(c)所示，因此冷灰斗區(qū)和主燃區(qū)內(nèi)CO體積分?jǐn)?shù)較高。另外，工況3下主燃區(qū)二次風(fēng)量相對(duì)較少，因此還原區(qū)O2體積分?jǐn)?shù)有所下降，使得燃燒生成的CO不能完全反應(yīng)，當(dāng)燃盡風(fēng)補(bǔ)入后，CO體積分?jǐn)?shù)趨于0。

圖3(d)表明：工況1中無(wú)燃盡風(fēng)，且二次風(fēng)量充足，因此煤粉燃燒反應(yīng)完全，爐內(nèi)還原性氣氛較弱，故主燃區(qū)內(nèi)燃燒生成大量NOx；隨著燃盡風(fēng)的補(bǔ)入，工況2和3下主燃區(qū)內(nèi)燃燒不完全程度增大，因此爐內(nèi)還原性氣氛逐漸增強(qiáng)，使得爐內(nèi)NOx體積分?jǐn)?shù)明顯降低，這與文獻(xiàn)[7]得出結(jié)論一致。

圖4為爐膛出口NOx體積分?jǐn)?shù)、燃盡率和NOx減排率變化。由圖4可知，隨燃盡風(fēng)量增加，出口NOx體積分?jǐn)?shù)逐漸降低，且煤粉燃盡率提高，與原工況(工況1)相比，工況2和3下爐膛出口NOx體積分?jǐn)?shù)分別降低0.001 1%和0.001 5%，NOx減排率分別降低8.56%和11.9%，表明增加燃盡風(fēng)量有利于降低NOx的生成。

圖4 工況1—3下爐膛出口NOx體積分?jǐn)?shù)、燃盡率和NOx減排率Fig.4 Furnace outlet NOx volume percentage，burnout rate and NOx emission reduction rate in cases of 1-3

3.2 配煤-配風(fēng)方式對(duì)爐內(nèi)燃燒的影響

傳統(tǒng)燃燒方式下，低負(fù)荷下煤粉燃燒生成NOx體積分?jǐn)?shù)難以進(jìn)一步降低。本節(jié)提出采用煤量和二次風(fēng)量分配相結(jié)合的方式，研究非傳統(tǒng)配煤-配風(fēng)方式對(duì)NOx生成的影響，配煤-配風(fēng)方案見表7中的工況4—12。

圖5為配煤-配風(fēng)方式下沿爐膛高度方向上的NOx體積分?jǐn)?shù)分布。圖5表明：NOx體積分?jǐn)?shù)沿爐膛高度方向呈先下降后上升的趨勢(shì)，且主燃區(qū)的NOx體積分?jǐn)?shù)較低。在配煤方面，倒塔配煤NOx體積分?jǐn)?shù)較高，均等配煤次之，正塔最低；而在配風(fēng)方面，倒塔配風(fēng)NOx體積分?jǐn)?shù)較低，均等配風(fēng)其次，正塔配風(fēng)較高。因此正塔配煤、倒塔配風(fēng)方式下的NOx體積分?jǐn)?shù)最低，這與文獻(xiàn)[23]提出的峰谷形燃燒模式下減少NOx生成的方案一致。各方案下的每層燃燒器配煤量不同，每層二次風(fēng)口的配量不同，因此爐內(nèi)溫度場(chǎng)和組分場(chǎng)在沿高度方向的變化存在一定差異。采用正塔配煤、倒塔配風(fēng)方式時(shí)，使下層燃燒器噴入煤粉量較多，而二次風(fēng)量較少，因此煤粉燃燒不充分，生成大量CO，主燃區(qū)還原性氣氛較足，致使煤粉燃燒生成的NOx被大量還原，主燃區(qū)平均NOx體積分?jǐn)?shù)最低。圖6為配煤-配風(fēng)方式下爐膛出口NOx體積分?jǐn)?shù)，可知：正塔配煤、倒塔配風(fēng)方式的爐膛出口NOx體積分?jǐn)?shù)最低，相較于均等配煤、均等配風(fēng)方式，提高了空氣分級(jí)燃燒效果，其出口NOx體積分?jǐn)?shù)降低0.000 3%，相較于工況1，NOx減排率可達(dá)14.2%，表明該配煤-配風(fēng)方式下的煤粉燃燒更有利于控制NOx的生成。

圖5 配煤-配風(fēng)方式下沿爐膛高度方向上的NOx體積分?jǐn)?shù)分布Fig.5 NOx volume percentage distribution along the furnace height in redistributing coal-air mode

圖6 配煤-配風(fēng)方式下爐膛出口NOx體積分?jǐn)?shù)Fig.6 Furnace outlet NOx volume percentage in redistributing coal-air mode

圖7為配煤-配風(fēng)方式下爐膛截面溫度分布，圖8為配煤-配風(fēng)方式下沿爐膛高度方向上的平均溫度、O2體積分?jǐn)?shù)和CO體積分?jǐn)?shù)分布。由圖7和8(a)可知，各工況下爐內(nèi)主燃區(qū)火焰充滿度良好。

圖7 配煤-配風(fēng)方式下爐膛中心截面的溫度分布Fig.7 Temperature distribution of furnace center section in redistributing coal-air mode

圖8 配煤-配風(fēng)方式下沿爐膛高度方向上的平均溫度、O2體積分?jǐn)?shù)、CO體積分?jǐn)?shù)分布Fig.8 Averaged temperature，O2 volume percentage and CO volume percentage distribution along the furnace height in redistributing coal-air mode

表9 主燃區(qū)平均溫度Tab.9 Average temperature of the main combustion area

不同配煤-配風(fēng)方式下，冷灰斗區(qū)CO體積分?jǐn)?shù)存在明顯差異。由圖8(c)可知：相同配煤方式下，采用倒塔配風(fēng)時(shí)，因主燃區(qū)下部風(fēng)量不足，煤粉燃燒生成大量的CO，大量未燃盡的煤粉落入冷灰斗區(qū)；而采用正塔配風(fēng)時(shí)，下部風(fēng)量較足，煤粉燃燒較為充分，因此冷灰斗區(qū)CO體積分?jǐn)?shù)較低。相同配風(fēng)方式下：采用正塔配煤時(shí)，下層燃燒器噴入煤量較多，易發(fā)生不完全燃燒反應(yīng)，生成CO較多；采用倒塔配煤時(shí)，與之相反。在主燃區(qū)上部，大部分煤粉已經(jīng)全部反應(yīng)，CO體積分?jǐn)?shù)驟降。在還原區(qū)中，倒塔配煤、正塔配風(fēng)工況下的CO體積分?jǐn)?shù)最高，而正塔配煤、倒塔配風(fēng)工況下的CO體積分?jǐn)?shù)最低。燃盡區(qū)內(nèi)，小部分未完全反應(yīng)的CO被氧化，CO體積分?jǐn)?shù)最終趨于0。

圖9為配煤-配風(fēng)方式下爐膛出口溫度和燃盡率，采用正塔配煤、倒塔配風(fēng)方式下的爐膛出口溫度較低，其主要原因包括：一是在配煤方面，相較于均等配煤，正塔配煤方式下的燃燒主要集中在下部，沿高度方向爐膛溫度逐漸下降，因此爐膛出口溫度相對(duì)較低；二是在配風(fēng)方面，倒塔配風(fēng)方式下的主燃區(qū)上部風(fēng)量充足，能夠促進(jìn)煤粉燃燒的同時(shí)，降低爐膛溫度，使出口溫度較低。此外，由圖9(b)可知，正塔配煤、倒塔配風(fēng)下的煤粉燃盡率最低，但與均等配煤、均等配風(fēng)相差不大，若采用合適的煤量、風(fēng)量分布，其燃盡率仍然可以保證。

圖9 配煤-配風(fēng)方式下爐膛出口溫度和燃盡率Fig.9 Furnace outlet temperature and burnout rate in redistributing coal-air mode

3.3 燃盡風(fēng)來(lái)源對(duì)爐內(nèi)燃燒的影響

如3.1 、3.2節(jié)所述，僅靠燃燒優(yōu)化對(duì)NOx抑制程度有限，參考文獻(xiàn)[14]，本文提出一種新的改造方案：在低負(fù)荷時(shí)采用熱一次風(fēng)代替二次風(fēng)作為燃盡風(fēng)來(lái)源，主要研究在30%額定負(fù)荷下，對(duì)爐內(nèi)燃燒特性和NOx生成的影響，配風(fēng)方案見表8中的工況13—16。

圖10為工況13—16下沿爐膛高度方向上的NOx體積分?jǐn)?shù)分布。由圖10可知：熱一次風(fēng)作為燃盡風(fēng)來(lái)源，在沿爐膛高度方向的NOx體積分?jǐn)?shù)呈先上升后下降趨勢(shì)；但因各工況措施不同，其主燃區(qū)NOx體積分?jǐn)?shù)變化相應(yīng)不同；其中，工況15因主燃區(qū)二次風(fēng)量較少，大量CO的存在抑制并還原NOx的生成，使其主燃區(qū)平均NOx體積分?jǐn)?shù)下降明顯，降低了0.000 9%；工況16是通過(guò)配煤、配風(fēng)方式的優(yōu)化，使主燃區(qū)平均NOx體積分?jǐn)?shù)下降0.000 6%；在燃盡區(qū)，燃盡風(fēng)高速射流參與燃燒，爐內(nèi)NOx體積分?jǐn)?shù)略有下降，且均低于工況13。

圖10 工況13—16下沿爐膛高度方向上的NOx體積分?jǐn)?shù)分布Fig.10 NOx volume percentage distribution of along the furnace height in cases of 13-16

圖11為工況13—16下爐膛出口NOx體積分?jǐn)?shù)和NOx減排率。圖11表明：與工況13相比，工況14—16的爐膛出口NOx體積分?jǐn)?shù)均有所下降，特別是工況15，減排率達(dá)17.8%。說(shuō)明采用熱一次風(fēng)作為燃盡風(fēng)來(lái)源，并結(jié)合正塔配煤、倒塔配風(fēng)運(yùn)行方式，可在30%額定負(fù)荷下進(jìn)一步控制NOx的生成。

圖11 工況13—16下爐膛出口NOx體積分?jǐn)?shù)和NOx減排率Fig.11 Furnace outlet NOx volume percentage and NOx emission reduction rate in cases of 13-16

熱一次風(fēng)作為燃盡風(fēng)來(lái)源的各工況下爐內(nèi)燃燒特性如圖12、13所示?？芍鞴r下爐內(nèi)燃燒良好，且沿爐膛高度方向上爐膛溫度的變化趨勢(shì)總體一致。與工況13相比，工況14和15主燃區(qū)平均溫度分別下降約3 K和8.2 K；工況16因采用正塔配煤、倒塔配風(fēng)方式使得主燃區(qū)各平均溫度上升19.8 K。在燃盡區(qū)，相較于原燃盡風(fēng)，熱一次風(fēng)的風(fēng)壓是原二次風(fēng)壓的3倍，燃盡風(fēng)因高速射流能夠穿透主煙氣氣流參與燃燒，因此工況14—16燃盡區(qū)溫度較工況13分別升高12.59 K、19.15 K、22.46 K。

圖12 工況13—16下爐膛中心截面的溫度分布Fig.12 Temperature distribution of furnace center section in cases of 13-16

圖13(b)和13(c)顯示：爐內(nèi)O2和CO體積分?jǐn)?shù)總體趨勢(shì)一致，但由于各工況措施不同，O2和CO體積分?jǐn)?shù)在主燃區(qū)有不同差異；工況14主燃區(qū)O2體積分?jǐn)?shù)較高，CO體積分?jǐn)?shù)較低，燃燒較為充分；工況15主燃區(qū)風(fēng)量少，煤粉燃燒不充分，因此主燃區(qū)O2體積分?jǐn)?shù)較低，CO體積分?jǐn)?shù)較高；工況16因其正塔配煤、倒塔配風(fēng)方式，使主燃區(qū)下部缺氧燃燒，上部充分燃燒反應(yīng)，因此爐內(nèi)O2體積分?jǐn)?shù)略低，冷灰斗區(qū)CO體積分?jǐn)?shù)較高，主燃區(qū)CO體積分?jǐn)?shù)驟降。在燃盡區(qū)，燃盡風(fēng)高速射流使O2體積分?jǐn)?shù)驟升，其中工況15因有3層燃盡風(fēng)口，爐內(nèi)O2體積分?jǐn)?shù)上升最快。來(lái)自主燃區(qū)的未燃盡顆粒繼續(xù)反應(yīng)，燃盡區(qū)O2體積分?jǐn)?shù)明顯下降。由此可知，熱一次風(fēng)代替燃盡風(fēng)可提高燃盡區(qū)溫度，促進(jìn)未燃盡顆粒充分燃燒。

圖13 工況13—16下沿爐膛高度方向平均溫度、O2體積分?jǐn)?shù)和CO體積分?jǐn)?shù)分布Fig.13 Averaged temperature，O2 volume percentage and CO volume percentage distribution along the furnace height in cases of 13-16

爐膛出口溫度和燃盡率變化如圖14所示，可知：熱一次風(fēng)代替燃盡風(fēng)后，爐膛出口溫度有不同程度上提高；工況15的爐膛出口溫度和燃盡率略有提高；工況14和16的爐膛出口溫度分別上升了14.9 K和18.1 K，而煤粉燃盡率稍有下降，在一定程度上影響了燃燒效率，但煤粉燃盡率均在95%以上，在可接受范圍內(nèi)[24]。因此，采用熱一次風(fēng)作為燃盡風(fēng)來(lái)源方式是減少NOx排放的有效措施。

圖14 工況13—16下爐膛出口溫度和燃盡率Fig.14 Furnace outlet temperature and burnout rate in cases of 13-16

某亞臨界鍋爐采用高速射流燃盡風(fēng)技術(shù)后，低負(fù)荷下的脫硝入口NOx比改造前降低0.002 7 %，NOx減排率達(dá)22.8%[14]。本文采用將熱一次風(fēng)作為燃盡風(fēng)來(lái)源，并結(jié)合優(yōu)化的配煤-配風(fēng)燃燒方式，可使NOx減排率達(dá)到17.8%。雖然2臺(tái)鍋爐的結(jié)構(gòu)參數(shù)和運(yùn)行條件不相同，但采取同樣措施后所得NOx減排率總體一致，可進(jìn)一步證明熱一次風(fēng)作為燃盡風(fēng)來(lái)源方式是減少NOx排放的有效措施。

4 結(jié)論

a)在30%額定負(fù)荷下，將對(duì)穩(wěn)燃影響不大的上兩層二次風(fēng)口的風(fēng)量上移至燃盡風(fēng)層，不僅能有效減少NOx排放，與原工況相比，使其減排率達(dá)11.9%，并可擴(kuò)大爐膛高溫區(qū)，但需注意主燃區(qū)煤粉燃燒情況。

b)主燃區(qū)采用正塔配煤、倒塔配風(fēng)時(shí)，能有效控制NOx的生成，NOx減排率達(dá)14.2%，雖然爐膛出口溫度和煤粉燃盡率略有下降，若采用合適的煤量、風(fēng)量分布，對(duì)煤粉燃盡率影響不大。

c)將高速射流的熱一次風(fēng)作為燃盡風(fēng)來(lái)源時(shí)，因風(fēng)壓較高，在燃盡區(qū)有足夠的穿透能力參與燃燒，具有較好的深度減排NOx作用；低負(fù)荷下，因二次風(fēng)穿透力不足，采用一次風(fēng)作為燃盡風(fēng)的效果更為明顯。

d)為進(jìn)一步控制NOx生成，在30%額定負(fù)荷下，可將熱一次風(fēng)作為燃盡風(fēng)來(lái)源，并結(jié)合優(yōu)化的配煤-配風(fēng)燃燒方式，能夠在保證燃盡率的前提下，有效降低NOx的排放，減排率高達(dá)17.8%。