劉漢周, 盧嘯風

(重慶大學動力工程學院,重慶400044)

燃料分級燃燒(再燃)技術將爐膛分為主燃區(qū)、再燃區(qū)和燃盡區(qū).該技術的基本原理是向煤粉爐爐膛火焰中心上部再燃區(qū)噴入占入爐總熱量10%～30%的再燃燃料,使其與來自主燃燒區(qū)煤粉燃燒生成的NO x反應,在缺氧氣氛下轉變成N2;隨后在再燃區(qū)下游的爐膛區(qū)域(燃盡區(qū)),補入部分燃盡風,使未燃盡產物完全燃燒.

再燃技術具有脫氮效率高、改造費用低等優(yōu)點,是降低煤粉爐NO x排放最有效的爐內措施[1-3].由于天然氣燃燒清潔、氣源可靠,采用天然氣作為再燃燃料可比其他燃料產生更多利于降低NO x的烴根[4].因此,天然氣被認為是最理想、最廣泛使用的再燃燃料.相關試驗研究及工程示范表明,天然氣再燃技術可以獲得50%～70%以上的脫硝效率[5-14].目前,采用尾部煙氣脫硝是我國200～1000MW煤粉鍋爐降低NOx排放的主要方法,而對于其他小容量的煤粉鍋爐,在技術上采用天然氣再燃脫硝不失為一種較理想的方法,這是因為天然氣本身不含氮、灰和硫,除了可獲得較好的脫硝效果外,也可改善小容量煤粉鍋爐煙氣含塵量和SO2含量偏高的缺點,但目前天然氣價格偏高,該技術的應用還需考慮成本因素.

天然氣再燃還原NO x的主要影響因素有[2]：再燃區(qū)停留時間、再燃區(qū)溫度水平、再燃區(qū)過?？諝庀禂?shù)、再燃燃料投入位置與投入量、再燃區(qū)混合狀況以及燃盡風投入情況等.國內外學者對天然氣再燃降低NOx排放進行了大量的研究,但有關再燃氣體及燃盡風噴射方式對爐內燃燒及氣流流動影響的研究卻鮮見報道.

因此,本文以1臺蒸發(fā)量 220t/h、單汽包、自然循環(huán)、∏型布置、固態(tài)排渣、四角切圓煤粉鍋爐為研究對象,在前期工業(yè)示范的基礎上[13-14],采用流體力學計算軟件Fluent重點對再燃氣體及燃盡風的噴射方式進行了數(shù)值模擬.

1 數(shù)學模型及計算方法

1.1 物理模型

圖1為爐膛幾何結構及網格劃分.爐膛截面尺寸為6.656m×9.536 m,網格數(shù)為248 735.文中切向再燃布置方式是指再燃噴口和燃盡風噴口均為切向布置,對沖再燃布置方式是指在前后墻各布置3個再燃噴口和燃盡風噴口.在幾何尺寸上,采用切向再燃的再燃噴口和燃盡風噴口總截面積與對沖布置相對應噴口的總截面積相等.

圖1 爐膛幾何結構及網格劃分Fig.1 Geometric structu re of boiler furnace and the grid division

1.2 計算模型

在數(shù)值模擬過程中,氣相湍流輸運選用“k-ε模型”,揮發(fā)分析出采用“兩相競爭析出模型”,氣相湍流燃燒采用“非預混燃燒模型”,在對天然氣再燃工況進行模擬時,煤作為燃料流進入爐膛,天然氣則以二次流的方式進入爐膛,在Fluent的前處理軟件prePDF中選用“雙混合分數(shù)(two mixture fraction)/PDF模型”分別對入爐煤和天然氣進行化學組分定義.顆粒相輸運選用“STP(stochastic transport of particles)方法”,焦炭燃燒采用“動力學/擴散控制反應速率模型”.

在煤粉爐中生成的 NO x主要是 NO,約占95%,而NO2僅占5%左右,且其是由NO氧化而來,N2O等的量極少,因此只考慮NO的生成.在NO x的生成模擬中,假定炭中的氮全部轉變?yōu)镠CN,然后HCN部分轉變成NO.在天然氣再燃還原NO x的模擬中,假定CH 4熱解出的CH、CH2、CH 3等還原性因子將NO還原為N2,則主要有如下3個再燃脫氮的反應方程：

式中：k1、k2、k3為反應速率常數(shù),m3/(g?mol?s),分別選取為 1×108、1.4×106e-550/T、2×105[15],其中T為反應溫度,K.

1.3 邊界條件

表1給出了進入爐膛的風、煤、天然氣對應的入射參數(shù).其中,入爐天然氣的低位發(fā)熱量為33.42 M J/m3,在標準工況下,其密度為0.76 kg/m3,成分為：CH 4 97.3%,C2 H6 2.7%.入爐煤與前期工業(yè)示范所用煤種一致,煤種分析見表2.

出口邊界為自由流邊界(outflow),除滿足流量連續(xù)的條件外,無任何附加限制條件.爐膛壁面采用標準壁面函數(shù),為無滑移、不滲透的固體壁面,在壁面處,徑向和法向速度為零,湍流參數(shù)也為零;濃度和濃度脈動均方值的法向梯度也為零.對于爐膛壁面熱邊界條件,則分段設定壁面溫度為不同的定值.

2 結果與分析

2.1 NO濃度分布

圖2為爐膛中心截面NO的濃度分布.圖3為NO濃度沿爐膛中心軸向距離的分布.從圖2和圖3可以看出,在無再燃工況下,爐內NO濃度在主燃燒區(qū)域形成峰值,隨后沿爐膛高度方向,NO濃度降低并趨于穩(wěn)定,爐膛出口NO濃度為1 230.8 mg/m3.當噴入再燃氣體后,再燃氣體對主燃燒區(qū)NO生成濃度基本無影響,而由于天然氣的還原作用,再燃區(qū)域內NO濃度大幅度降低,隨著燃盡風的增加,氧氣得到補充,NO的濃度又有少量回升.

表1 入爐參數(shù)Tab.1 In let parameters adopted in simulation experiment

表2 煤質分析Tab.2 Ana lysis of the coal quality %

圖2 爐膛中心截面NO的濃度分布Fig.2 NO concen tration distributin at fu rnace center section

圖3 NO濃度沿爐膛中心軸向距離的分布Fig.3 NO concentration distribution along furnace center axis

在對沖再燃和四角切向再燃工況下,爐膛出口處NO濃度分別為665m g/m3和591mg/m3,在對沖再燃工況下爐膛出口處NO的濃度低于四角切向再燃,這表明對沖噴入的天然氣與爐內主氣流的混合比四角切向噴入好,因而在對沖再燃工況下煤粉鍋爐降低NO排放的效果優(yōu)于切向布置.與前期工業(yè)示范測得的結果(表3)比較,模擬計算結果得到的NOx濃度降低趨勢與工業(yè)試驗是一致的,這表明對天然氣降低NO x排放濃度的數(shù)值模擬是比較準確的.

表3 天然氣再燃工業(yè)試驗測試值Tab.3 Industrial testingmeasurementswith natural gas reburning

2.2 CO濃度分布

圖4為爐膛中心截面CO的濃度分布.由圖4可知,在無再燃工況下,爐膛出口處CO含量為0.42%.當采用天然氣再燃后,在切向再燃和對沖再燃工況下爐膛出口CO含量基本相等,均上升至1.5%左右.這是因為天然氣再燃區(qū)處于缺氧氣氛,縮短了煤粉的燃燒時間,而燃盡區(qū)又靠近爐膛出口,使得少量CO未來得及與氧氣充分混合而造成未完全燃燒.與表3對比,發(fā)現(xiàn)試驗與模擬爐膛出口CO濃度的變化趨勢相同,但模擬結果與試驗結果在數(shù)值上還有一定差異.這是因為試驗時實測點在尾部豎井煙道入口處,而數(shù)值模擬所取的爐膛出口計算點在水平煙道入口處,試驗時,在這段距離內煙氣中CO將進一步氧化為CO2,使得實測值低于模擬值.

圖4 爐膛中心截面CO濃度的分布Fig.4 CO con cen tration distribution at fu rnace center section

2.3 溫度分布

圖5為爐膛中心截面溫度的分布.從圖5(a)可以看出,整個爐內主燃燒區(qū)的溫度最高,約為1 850 K,沿爐膛高度方向,溫度呈下降趨勢.與圖5(a)相比,圖5(b)和圖5(c)中爐內的主燃燒區(qū)溫度明顯下降,而燃盡區(qū)溫度則有一定的上升,從燃盡風噴口到折煙角附近這一區(qū)域最為明顯.這是由于采用再燃技術以后,爐膛主燃燒區(qū)的燃料給入量減少,燃燒強度降低,因此溫度有所下降,而燃盡區(qū)燃燒了大量來自主燃燒區(qū)和再燃區(qū)的未燃盡產物,釋放出大量熱量,使得燃盡區(qū)溫度高于無再燃時的溫度.但在爐膛出口處,無再燃、切向再燃及對沖再燃3個工況下的爐膛出口煙溫又趨于一致,這是由于在每種工況下爐膛出口區(qū)域燃燒反應均已基本完成,而3個工況的總入爐熱量是相等的,因此在燃燒反應完成后的區(qū)域內,所反映出的溫度水平相當.

圖5 爐膛中心截面溫度的分布Fig.5 Temperatu re distribution at fu rnace center section

2.4 氣流旋轉強度

圖6為再燃噴口截面處沿爐膛深度方向的切向速度.從圖6可以看出,在再燃噴口截面處,由于噴射的天然氣流量較小,3種工況對應的切向速度最大值基本保持不變,對沖再燃和切向再燃工況下爐內主氣流切圓直徑均略有增大.通過圖7則可以看出,由于燃盡風流量較大,在燃盡風噴口截面處的切向速度分布隨燃盡風的噴入有較大變化,與無再燃工況相比,切向噴入燃盡風使切向速度最大值明顯增加,而對沖噴入燃盡風則抑制了切向速度的增大,使得爐內氣流水平面切圓旋轉運動的強度大大降低,但對沖噴入燃盡風使主氣流旋轉的不對稱性也有一定增大.

圖6 再燃噴口截面處沿爐膛深度方向的切向速度Fig.6 Tangential velocity distribution along furnace depth at section of rebu rning gas injection

圖7 燃盡噴口截面處沿爐膛深度方向的切向速度Fig.7 Tangential velocity distribution along furnace depth at section of overfire air injection

圖8為旋流數(shù)沿爐膛高度的分布.根據參考文獻[16-17],對旋流數(shù)進行計算：

式中：Sw為旋流數(shù);Gφ為角動量的軸向通量;Gx為軸動量的軸向通量;ρ為煙氣密度;u為爐膛內橫截面上軸向速度的分量;w為爐膛內橫截面上切向速度的分量;R為截面水力半徑;A為旋轉氣流的截面積,A=πr2,r為實際氣流的旋轉半徑.

圖8 旋流數(shù)沿爐膛高度方向的分布Fig.8 Sw irl num ber distribu tion along fu rnace heigh t

與無再燃工況相比,由于投入再燃系統(tǒng)后,主燃區(qū)的煙氣量降低,導致爐內主氣流切向速度的降低程度大于軸向速度的降低程度,因此爐膛主燃燒區(qū)的旋流數(shù)略有降低.在再燃區(qū)域內,當切向投入再燃氣體后,加強了爐內主氣流的旋轉,旋流數(shù)與無再燃工況相當;當對沖投入再燃氣體后,對爐內主氣流旋轉有一定抑制作用,旋流數(shù)有所降低,但不明顯.總之,再燃區(qū)域內3種工況的旋流數(shù)基本相等.隨著燃盡風的加入,旋流數(shù)則發(fā)生了明顯變化,對沖噴入燃盡風使旋流數(shù)降低,切向噴射則相反,這是因為燃盡風風量大,對爐內主氣流的旋轉運動造成了較大的擾動.

因此,在進行天然氣再燃系統(tǒng)布置時,燃盡風噴口宜采用對沖布置.如果采用切向布置,將導致爐膛出口旋流數(shù)過大,進而造成水平煙道內的速度偏差和溫度偏差過大,帶來水平煙道內過熱器等受熱面局部超溫爆管等危害.

3 結 論

(1)沿爐膛高度方向,爐內的NO x濃度迅速升高,而后逐漸降低,但在常規(guī)燃燒工況下,NOx濃度的降低幅度并不明顯,而加入天然氣后,NO x濃度顯著降低,隨著燃盡風的加入,NO x濃度又小幅度上升.

(2)再燃前后墻對沖布置對降低煤粉鍋爐NO x的排放效果好于切向布置,在模擬工況下,前者爐膛出口NO x降低率比后者高6%,模擬結果與試驗結果一致.

(3)與無再燃工況相比,切向再燃和對沖再燃2種工況下的CO含量均有所升高,增幅基本一致,在模擬工況下,CO增量為1.08%.

(4)加入再燃氣體后,爐內溫度分布發(fā)生了變化,高溫區(qū)域向爐膛上部轉移,但溫度值變化基本在200 K以內,對爐內整體溫度分布的影響不大.

(5)與再燃系統(tǒng)切向布置比較,再燃系統(tǒng)對沖布置有利于減少爐膛出口氣流的殘余旋轉.

[1] The U.S.Department of Energy,National Energy Technology Laboratory.Evaluation of gas reburning and low-NOxburners on a w all-fired boiler[EB/OL].(2001-02)[2009-09].http：//www.netl.doe.gov/technologies/coalpow er/cctc/cctdp/bibliography/demonstration/pd fs/eerco/GRLNBPPA.pd f.

[2] 吳雙應,李友榮,盧嘯風,等.再燃燒技術原理及其影響因素分析[J].冶金能源,2002,21(2)：24-30.

[3] 鄒和根,劉漢周,盧嘯風,等.天然氣再燃低NOx技術及其工業(yè)試驗的系統(tǒng)設計[J].重慶大學學報：自然科學版,2004,27(2)：83-86.

[4] 張忠孝,姚向東,烏曉江,等.氣體再燃低 NOx排放試驗研究[J].中國電機工程學報,2005,25(9)：99-102

[5] 林鵬云,羅永浩,陸方.天然氣再燃降低燃煤鍋爐NOx排放的研究[J].動力工程,2006,26(1)：150-152.

[6] 仇中柱,潘衛(wèi)國,任建興,等.天然氣再燃降低NOx排放的實驗研究[J].動力工程,2007,27(1)：126-129.

[7] SHEN B X,YAO Q,XU X C.Kineticmodel for naturalgas reburning[J].Fuel Processing Technology,2004,85(11)：1301-1315.

[8] SU S,X IANG J,SUN L S,eta l.A pp lication of gaseous fuel reburning for controlling nitric oxide em issions in boilers[J].Fuel Processing Technology,2009,90(3)：396-402.

[9] DIM ITRIOU D J,KANDAMBY N,LOCKWOOD F C.A mathematical modelling technique for gaseous and solid fuel reburning in pulverised coal combustors[J].Fuel,2003,82(15/16/17)：2107-2114.

[10] SU S,XIANG J,SUN L S,eta l.Numerical simulation of nitric oxide destruction by gaseous fuel reburning in a single-burner furnace[J].Proceedings of the Combustion Institute,2007,31(2)：2795-2803.

[11] FRANCO A lessandro,D IAZ Ana R.The future challenges for“clean coa l techno logies”：Joining efficiency increase and pollutant emission control[J].Energy,2009,34(3)：348-354.

[12] 劉燕燕,周偉國,羅時杰,等.天然氣再燃技術在電廠鍋爐的應用[J].上海電力學院學報,2004,20(3)：35-38.

[13] 劉漢周,鄒和根,郭濤,等.四角切圓煤粉爐天然氣再燃燒技術的試驗研究[J].熱力發(fā)電,2006,35(1)：37-40.

[14] LU X F,LIU H Z,AMANO R S.Industrial demonstration on NOxremoval by gas reburning in a 50 MW e tangential pu lverizing coal-fired boiler[C]//Proceeding of the 2006 ASME Power Con ference.A tlanta,Georgia,USA：ASME,2006.

[15] BOWM AN C T.Chem istry of gaseous pollutant formation and destruction[M]//BARTOK W,SAROFIM A F.Fossil fuel combustion：a source book.New York：John Wiley&Sons,Inc.,1991.

[16] 李彥鵬,徐益謙,刁永發(fā),等.切向燃燒鍋爐爐膛內旋流數(shù)分布的研究[J].熱能動力工程,2001,16(5)：477-480.

[17] 王振雷.關于切向燃燒爐膛煙氣殘余旋轉計算結果的幾點初步看法[J].鍋爐制造,2006(4)：32-34.