王頂輝，王曉天，郭永紅，孫保民，白 濤

（華北電力大學(xué) 能源動(dòng)力與機(jī)械工程學(xué)院，北京102206）

化石燃料燃燒產(chǎn)生了大量的NOx，進(jìn)而形成酸雨和光化學(xué)煙霧，危害人類健康并影響生態(tài)環(huán)境，甚至?xí)茐目罩械某粞鯇?火電廠是大氣污染物NOx的主要排放源［1］，隨著我國(guó)對(duì)火電廠NOx排放控制的日趨嚴(yán)格，各種低NOx技術(shù)和運(yùn)行方式得到廣泛研究和應(yīng)用.

空氣分級(jí)燃燒［2-5］的方式不但能夠有效降低NOx排放，而且是一種經(jīng)濟(jì)性好的NOx控制技術(shù).燃盡風(fēng)的加入將燃燒區(qū)域分成三個(gè)區(qū)：主燃區(qū)、還原區(qū)和燃盡區(qū)（見圖1）.燃盡風(fēng)噴口的位置不僅直接影響煤粉在還原區(qū)的停留時(shí)間，從而影響NOx的還原效果，而且還影響煤粉焦炭轉(zhuǎn)化率和爐膛出口煙溫.因此，在低NOx改造中，燃盡風(fēng)噴口位置的確定十分重要.

圖1 燃燒區(qū)域的劃分Fig.1 Division of combustion zones

筆者針對(duì)國(guó)內(nèi)某發(fā)電公司一期俄制800 MW機(jī)組，基于CFD 軟件平臺(tái)，在額定負(fù)荷下分別對(duì)未改造方案和三種不同燃盡風(fēng)噴口位置的改造方案進(jìn)行了爐內(nèi)燃燒以及污染物生成的數(shù)值模擬，并分析了燃盡風(fēng)噴口位置對(duì)NOx還原效果、爐膛出口煙溫以及煤粉焦炭轉(zhuǎn)化率的影響，從而確定出最優(yōu)方案，為低NOx燃燒改造提供技術(shù)參考.

1 研究對(duì)象

某發(fā)電公司的П-2650-25-545KT 鍋爐為塔干羅格鍋爐廠生產(chǎn)的超臨界壓力、一次中間再熱直流鍋爐.鍋爐為單爐膛，受熱面為T 形對(duì)稱布置，全懸吊結(jié)構(gòu)，鍋爐爐膛截面為15 472 mm×30 986 mm的矩形，高為81 000mm.爐膛裝有48個(gè)旋流式煤粉燃燒器，分四層布置在兩側(cè)墻上，每側(cè)墻每層布置6個(gè)燃燒器.

2 計(jì)算模型與方法

2.1 計(jì)算區(qū)域的選定與網(wǎng)格劃分

選取從爐膛下部的冷灰斗到爐膛出口之間的區(qū)域?yàn)橛?jì)算域.根據(jù)爐膛的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)以及煙氣在爐內(nèi)的流動(dòng)特點(diǎn)，采用分區(qū)網(wǎng)格生成技術(shù)將整個(gè)計(jì)算區(qū)域分成4個(gè)區(qū)域：冷灰斗區(qū)域、燃燒器區(qū)域、燃盡風(fēng)區(qū)域和上爐膛區(qū)域.可以根據(jù)要求設(shè)置各計(jì)算區(qū)域網(wǎng)格的結(jié)構(gòu)和疏密，且不受相鄰區(qū)域網(wǎng)格的影響，從而既可以滿足計(jì)算精度，又可以大大減少網(wǎng)格數(shù)，而且還能夠加快計(jì)算速度.

圖2 鍋爐爐膛結(jié)構(gòu)及其網(wǎng)格劃分Fig.2 Furnace structure and its grid division

圖2為鍋爐爐膛結(jié)構(gòu)及其網(wǎng)格劃分.由于各物理量在主燃區(qū)與燃盡區(qū)內(nèi)變化較為復(fù)雜，因此采用加密網(wǎng)格的方法來(lái)提高精度，主燃區(qū)劃分的網(wǎng)格數(shù)量為339 220個(gè)，燃盡區(qū)劃分的網(wǎng)格數(shù)量為217 920個(gè)，此網(wǎng)格數(shù)量已能滿足計(jì)算精度要求.

對(duì)于冷灰斗區(qū)和上爐膛區(qū)，由于其結(jié)構(gòu)較為規(guī)則且氣流在這2個(gè)區(qū)域內(nèi)的流動(dòng)形式也比較簡(jiǎn)單，故采用結(jié)構(gòu)化六面體網(wǎng)格進(jìn)行劃分，劃分后的網(wǎng)格數(shù)量少且計(jì)算精度較高，2 個(gè)區(qū)域的網(wǎng)格數(shù)為185 746個(gè)，因此這2 個(gè)區(qū)域已能達(dá)到計(jì)算精度要求.爐膛的整體網(wǎng)格總數(shù)為742 886個(gè).

2.2 計(jì)算方法

筆者采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε方程模型計(jì)算爐內(nèi)的湍流流動(dòng)，并結(jié)合標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)（standard wall function）將壁面上的物理量與爐內(nèi)湍流核心區(qū)的物理量聯(lián)系起來(lái)對(duì)壁面區(qū)的流動(dòng)工況進(jìn)行計(jì)算［5］；采用混合分?jǐn)?shù)-概率密度函數(shù)對(duì)氣相湍流燃燒進(jìn)行模擬，并采用非預(yù)混燃燒模型［6］模擬了煤粉燃燒過(guò)程中的化學(xué)反應(yīng)和各組分的輸運(yùn)；采用P1 輻射模型對(duì)煤粉燃燒過(guò)程中的火焰輻射傳熱、氣體與顆粒之間的輻射傳熱和壁面由于輻射而引起的加熱和冷卻以及液相由于輻射引起的熱量源和匯進(jìn)行了計(jì)算［7］.利用雙平行反應(yīng)模型對(duì)煤粉熱解反應(yīng)進(jìn)行模擬.采用動(dòng)力和擴(kuò)散控制燃燒模型對(duì)焦炭燃燒進(jìn)行模擬，在燃燒過(guò)程中考慮顆粒的輻射傳熱模型并采用隨機(jī)軌道模型對(duì)煤粉顆粒進(jìn)行了跟蹤.煤粉粒徑服從rosinrammler分布，采用半隱格式壓力關(guān)聯(lián)方程算法對(duì)壓力和速度進(jìn)行耦合，并采用后處理方法對(duì)爐內(nèi)NOx生成進(jìn)行了模擬［8］.

燃燒過(guò)程生成的NOx中熱力型NOx占15%～20%，快速型NOx占5%，燃料型NOx占75%～80%.熱力型NOx主要在1 800K 以上溫度區(qū)域內(nèi)大量生成，并隨溫度的升高呈指數(shù)規(guī)律增長(zhǎng).在實(shí)際燃燒過(guò)程中，應(yīng)保證爐內(nèi)熱負(fù)荷均勻，避免高溫區(qū)域的出現(xiàn)，減少N2在高溫區(qū)的停留時(shí)間并適當(dāng)降低高溫區(qū)氧氣的體積分?jǐn)?shù)，這些措施可以降低熱力型NOx的生成［9］.在富碳?xì)淙剂蠀^(qū)域火焰中，燃料的CH 基團(tuán)與助燃空氣中的N2分子反應(yīng)生成含有N的中間產(chǎn)物，隨后氧化生成快速型NOx［10］.在 大多數(shù)煤粉燃燒系統(tǒng)中，快速型NOx生成量很少.燃料型NOx是在煤粉燃燒過(guò)程中生成的，燃料中部分N受熱分解并伴隨揮發(fā)分析出，大量轉(zhuǎn)化為含氮的中間產(chǎn)物，隨后被氧化生成NOx.在富燃料缺氧條件下燃燒時(shí)，未被氧化的HCN 和NH3又將與NOx發(fā)生反應(yīng)生成N2［11］，因此控制燃料型NOx生成的關(guān)鍵在于降低氧氣的體積分?jǐn)?shù)，使燃燒在過(guò)量空氣系數(shù)小于1的工況下進(jìn)行.

3 燃用煤質(zhì)與改造方案

表1為燃用煤種的工業(yè)和元素分析.

表1 燃用煤種的工業(yè)和元素分析Tab.1 Proximate and ultimate analysis of coal

通過(guò)對(duì)表1電廠實(shí)際煤種的分析得出：鍋爐燃用的是高揮發(fā)分、低灰分煤種.依據(jù)2011年新出臺(tái)的GB 13223—2011 《火電廠大氣污染物排放標(biāo)準(zhǔn)》，從2014年7月1日開始，現(xiàn)有火電機(jī)組NOx污染物排放標(biāo)準(zhǔn)為100mg／m3（有特殊規(guī)定的執(zhí)行200mg／m3的標(biāo)準(zhǔn)）［12］.由于對(duì)NOx排放要求日趨嚴(yán)格，因此有必要對(duì)鍋爐燃燒技術(shù)進(jìn)行改進(jìn).

爐膛整體空氣分級(jí)［13］是一種低氮燃燒技術(shù)，其燃燒過(guò)程先在爐膛內(nèi)主燃燒器區(qū)處于過(guò)量空氣系數(shù)較低的富燃料下進(jìn)行，而后由遠(yuǎn)離主燃燒器上部的燃盡風(fēng)噴口送入燃燒所需的其余空氣，在抑制NOx生成的同時(shí)也會(huì)造成燃盡率變差等負(fù)面影響.所以，采用一種既能降低NOx排放，又能減輕負(fù)面影響的燃盡風(fēng)布置方式十分必要.

為了更好地研究燃盡風(fēng)噴口位置對(duì)NOx排放的影響，筆者對(duì)圖3中所示的4種不同燃盡風(fēng)噴口位置布置方案進(jìn)行了對(duì)比分析，從而找出最優(yōu)方案.在圖3中，未改造方案沒(méi)有設(shè)置燃盡風(fēng)，3種改造方案相互之間也只是燃盡風(fēng)位置不同，燃盡風(fēng)噴口位置間距為1 000mm，其余參數(shù)均相同.

4 數(shù)值計(jì)算結(jié)果與分析

4.1 溫度分布

爐膛的溫度分布是表征鍋爐燃燒效果的重要參數(shù)之一，圖4給出了不同方案爐膛截面平均溫度沿爐膛高度的變化.

圖3 四種方案的比較Fig.3 Comparison of four schemes

圖4 爐膛截面平均溫度沿爐膛高度的變化Fig.4 Average temperature variation along furnace height

由圖4可知：改造前后，隨著爐膛高度的增加，主燃區(qū)溫度逐漸升高，最高溫度約在爐膛高度的35.8 m 處.未加燃盡風(fēng)的方案為：主燃區(qū)溫度是1 785K，而加入燃盡風(fēng)的方案A 為1 762K，方案B為1 754K，加入燃盡風(fēng)的方案C 僅為1 746K.顯然，加燃盡風(fēng)方案的主燃區(qū)最高溫度均比無(wú)燃盡風(fēng)方案的最高溫度低23～39K，這有利于抑制熱力型NOx的生成.隨后，隨著爐膛高度的增加，各方案主燃區(qū)溫度均逐漸降低，但是方案A 在41.5m 處、方案B在43.5m 處、方案C在45.5m 處出現(xiàn)主燃區(qū)溫度驟然下降，然后再升高，最后又逐漸降低.主燃區(qū)溫度驟然下降的主要原因是溫度為607.9K 的低溫高速燃盡風(fēng)與高溫?zé)煔饣旌希篃煔鉁囟冉档?，以后又因未燃盡煤粉的繼續(xù)燃燒，使煙氣溫度升高.由于燃盡風(fēng)噴口位置的增高，各改造方案的燃盡區(qū)上移，使得在爐膛高度50 m 以上時(shí)溫度水平均高于未加燃盡風(fēng)方案.在爐膛出口處，未改造方案的出口煙溫為1 290K，方案A、方案B和方案C的出口煙溫分別為1 304K、1 314K 和1 328K，各改造方案的出口煙溫均高于未加燃盡風(fēng)方案.通過(guò)比較三種改造方案可知，燃盡風(fēng)噴口位置越高，爐膛出口煙溫就越高.

4.2 氧氣體積分?jǐn)?shù)與NOx 質(zhì)量濃度分布

圖5和圖6分別比較了各方案中爐膛截面氧氣體積分?jǐn)?shù)和NOx質(zhì)量濃度的變化過(guò)程. 由于各方案的配風(fēng)不同以及3種改造方案的燃盡風(fēng)噴口位置不同，使得煙氣組分有差別.在未改造方案中，沒(méi)有采用降低NOx的燃燒方法，主燃區(qū)氧氣供應(yīng)充足，燃燒劇烈，溫度水平高，O2的體積分?jǐn)?shù)與NOx的質(zhì)量濃度在主燃區(qū)均升高，以后隨著爐膛高度的增加，O2的體積分?jǐn)?shù)與NOx的質(zhì)量濃度均降低.在3種改造方案中，隨著爐膛高度的增加，主燃區(qū)處于缺氧燃燒，氧氣的體積分?jǐn)?shù)降低，可以抑制部分燃料型NOx的生成，但主燃區(qū)仍然是高溫高氧的化學(xué)反應(yīng)集中區(qū)，NOx在此區(qū)域大量生成，因此NOx的質(zhì)量濃度增加.在還原區(qū)內(nèi)，煙氣持續(xù)對(duì)O2進(jìn)行消耗，部分NOx在此區(qū)域被還原成N2，隨著爐膛高度的增加，此區(qū)域O2的體積分?jǐn)?shù)與NOx的質(zhì)量濃度均降低.隨著燃盡風(fēng)的加入，O2的體積分?jǐn)?shù)在燃盡風(fēng)噴口處迅速上升，而后又急速下降，這主要是未燃成分繼續(xù)燃燒消耗了大量氧氣所致.NOx的質(zhì)量濃度先略微下降而后上升是由于在燃盡風(fēng)進(jìn)入的最初階段，空氣大量進(jìn)入，開始時(shí)略微稀釋了NOx的質(zhì)量濃度，隨后因?yàn)檫€原產(chǎn)物HCN和焦炭N的氧化而使得NOx的質(zhì)量濃度逐漸上升到一個(gè)穩(wěn)定值.

圖5 爐膛截面氧氣體積分?jǐn)?shù)的變化Fig.5 Volumetric fraction variation of O2along furnace height

圖6 爐膛截面NOx 質(zhì)量濃度的變化Fig.6 Mass concentration variation of NOxalong furnace height

在加燃盡風(fēng)方案中，煙氣從頂層燃燒器到達(dá)燃盡風(fēng)噴口的距離分別是：方案A 為5.7 m，方案B為7.7m，方案C為9.7m.方案A 的燃盡風(fēng)位置較低，煙氣在還原區(qū)停留時(shí)間較短，還原性氣氛對(duì)NOx的還原分解不充分，使得進(jìn)入燃盡區(qū)之前NOx的質(zhì)量濃度達(dá)到最低值395 mg／m3；在方案C 中，煙氣在還原區(qū)停留時(shí)間較長(zhǎng)，還原性氣氛與NOx反應(yīng)比較充分，使得在進(jìn)入燃盡區(qū)前NOx的質(zhì)量濃度達(dá)到最低值367 mg／m3；在方案B 中，進(jìn)入燃盡區(qū)前NOx的質(zhì)量濃度達(dá)到最低值381mg／m3.從上面分析可以看出：煙氣在還原區(qū)停留時(shí)間越長(zhǎng)，NOx被還原越充分，NOx的質(zhì)量濃度就越低.當(dāng)煙氣到達(dá)爐膛出口時(shí)，NOx的質(zhì)量濃度分別為：方案A 是411mg／m3，方案B 是394mg／m3，方案C 最低，為381mg／m3.未改造方案的爐膛出口NOx的質(zhì)量濃度為557mg／m3，方案A、B、C 的NOx的質(zhì)量濃度分別比未改造方案低146 mg／m3、163 mg／m3和176mg／m3，分別降低了26.2%、29.3%和31.6%.通過(guò)對(duì)三種改造方案的比較可以得出，隨著燃盡風(fēng)噴口位置的升高，爐膛出口NOx的質(zhì)量濃度降低.

4.3 焦炭轉(zhuǎn)化率比較與改造方案的選擇

煤粉的焦炭轉(zhuǎn)化率可以表征煤粉的燃盡程度，通過(guò)對(duì)焦炭轉(zhuǎn)化率進(jìn)行比較即可知道其燃盡程度. 圖7給出了四種方案爐膛出口的煤粉焦炭轉(zhuǎn)化率.

圖7 四種方案的煤粉焦炭轉(zhuǎn)化率比較Fig.7 Comparison of coal／coke conversion rate among the 4different schemes

通過(guò)對(duì)圖7的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較可知：無(wú)燃盡風(fēng)方案的主燃區(qū)高溫高氧，燃燒充分，爐膛出口焦炭轉(zhuǎn)化率為98.85%.由于各改造方案隨著燃盡風(fēng)噴口位置的上移，煙氣經(jīng)過(guò)燃盡區(qū)后到達(dá)爐膛出口的行程變短，因此煤粉焦炭轉(zhuǎn)化率有所不同，方案A、方案B和方案C的煤粉焦炭轉(zhuǎn)化率分別為98.38%、95.61%和92.85%.這說(shuō)明隨著燃盡風(fēng)噴口位置的上移，爐膛出口煤粉焦炭轉(zhuǎn)化率降低.

圖8為各方案爐膛出口參數(shù)的比較.從圖8可知：在加燃盡風(fēng)方案中，方案C 的爐膛出口煙氣溫度最高，煤粉焦炭轉(zhuǎn)化率最低，NOx排放質(zhì)量濃度最低；方案A 的爐膛出口煙氣溫度最低，煤粉焦炭轉(zhuǎn)化率最高，但NOx排放質(zhì)量濃度卻最高.方案B比方案A 的焦炭轉(zhuǎn)化率低2.77%，比方案A 的NOx排放質(zhì)量濃度低17 mg／m3；方案B 比方案C的焦炭轉(zhuǎn)化率高2.775%，比方案C 的NOx排放質(zhì)量濃度高13mg／m3.由前面表2可知：該煤質(zhì)的灰分較高，所以方案C比方案B的機(jī)械未完全燃燒熱損失q4大，考慮到低NOx改造的需要，方案A 的NOx排放質(zhì)量濃度較大.因此，綜合比較爐膛出口煙溫、NOx排放質(zhì)量濃度和煤粉焦炭轉(zhuǎn)化率，可以確定方案B為燃盡風(fēng)噴口位置最優(yōu)布置方案.

圖8 不同方案爐膛出口參數(shù)的比較Fig.8 Comparison of furnace outlet parameters among the different schemes

5 結(jié) 論

（1）燃盡風(fēng)噴口位置的上移降低了主燃區(qū)氧氣的體積分?jǐn)?shù)，與此同時(shí)也使?fàn)t膛內(nèi)最高溫度降低了23～39K.

（2）燃盡風(fēng)噴口位置對(duì)NOx的還原效果、爐膛出口煙溫和煤粉焦炭轉(zhuǎn)化率影響較大.燃盡風(fēng)噴口位置升高，NOx排放質(zhì)量濃度降低，爐膛出口煙溫升高，煤粉焦炭轉(zhuǎn)化率下降.

（3）通過(guò)綜合比較爐膛出口煙溫、NOx排放質(zhì)量濃度和煤粉焦炭轉(zhuǎn)化率，確定距最上層燃燒器7.7m處為最優(yōu)燃盡風(fēng)噴口位置.

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