李德波， 徐齊勝， 沈躍良， 鄧劍華， 劉亞明， 溫智勇

(廣東電網(wǎng)公司電力科學(xué)研究院，廣州 510080)

四角切圓燃煤鍋爐變SOFA風(fēng)量下燃燒特性數(shù)值模擬

李德波， 徐齊勝， 沈躍良， 鄧劍華， 劉亞明， 溫智勇

(廣東電網(wǎng)公司電力科學(xué)研究院，廣州 510080)

對某電廠660 MW四角切圓燃煤鍋爐增加了分離燃盡風(fēng)(SOFA)的低氮改造，利用Ansys Fluent14.0軟件進(jìn)行了改造后燃燒特性的數(shù)值模擬，并將數(shù)值模擬結(jié)果與實際測量數(shù)據(jù)進(jìn)行對比，研究了爐膛速度場、溫度場、組分場和NOx質(zhì)量濃度的分布規(guī)律，分析了不同SOFA風(fēng)門開度下燃燒器區(qū)域以及沿爐膛高度方向NOx質(zhì)量濃度的變化.結(jié)果表明：低氮改造中增加SOFA后的溫度分布較均勻，切圓形成較好，沒有出現(xiàn)火焰貼墻現(xiàn)象；當(dāng)SOFA風(fēng)門開度由30%增大到100%時，燃燒器區(qū)域最高溫度由1 803 K降低到1 684 K，最高溫度降低119 K;燃燒器區(qū)域NOx最高質(zhì)量濃度由388 mg/m3降低到259 mg/m3，降低了129 mg/m3;爐膛出口NOx質(zhì)量濃度由487.9 mg/m3降低到307.4 mg/m3，降低了180.5 mg/m3；通過調(diào)節(jié)SOFA風(fēng)門開度可有效降低爐膛出口NOx質(zhì)量濃度.

四角切圓燃煤鍋爐； 低氮改造； NOx； 數(shù)值模擬

隨著環(huán)境治理的形勢越來越嚴(yán)峻，我國對NOx的排放限制日益嚴(yán)格.目前，國內(nèi)外電站鍋爐控制NOx排放的技術(shù)主要有2種[1-4]：一是控制NOx生成，主要是在燃燒過程中通過各種技術(shù)手段改變煤的燃燒條件，從而減少NOx的生成量；二是NOx生成后的轉(zhuǎn)化，主要是將已經(jīng)生成的NOx通過技術(shù)手段從煙氣中脫除，如選擇性催化還原法(SCR)和選擇性非催化還原法(SNCR).

李德波等[5-7]對四角切圓燃燒鍋爐再燃改造前后爐內(nèi)的氣流場、溫度場和污染物排放特性進(jìn)行了研究，結(jié)果表明，使用再燃改造后爐膛溫度分布更加均勻，再燃噴口附近形成了還原性氣氛，降低了NOx排放濃度.肖海平等[8]在1 025 t/h鍋爐上通過燃燒調(diào)整來降低NOx排放量，結(jié)果表明，不同氧量工況下爐內(nèi)火焰平均溫度基本不變，隨著氧量的增加， 燃料型NOx急劇增加.林鵬云等[9]采用數(shù)值模擬方法研究了影響燃煤電站鍋爐NOx排放濃度的因素，結(jié)果表明，過量空氣系數(shù)是影響NOx生成的重要因素之一.王頂輝等[10]針對某臺旋流式燃燒器煤粉鍋爐，研究了燃盡風(fēng)噴口位置對NOx排放的影響，結(jié)果表明，燃盡風(fēng)噴口位置對NOx的還原效果、出口煙氣溫度和煤粉焦炭轉(zhuǎn)化率的影響較大.孫保民等[11]研究了空氣分級燃燒下NOx的生成特性.李鈞等[12]采用數(shù)值計算方法研究了煤粉鍋爐NOx的釋放規(guī)律.高正陽等[13]研究了負(fù)荷與燃盡風(fēng)對NOx排放量的影響，結(jié)果表明，采用燃盡風(fēng)可以有效控制燃料型NOx的排放量，在100%負(fù)荷下的控制效果更顯著.

某電廠由于NOx排放質(zhì)量濃度高，采用增加分離燃盡風(fēng)(SOFA)來降低NOx排放質(zhì)量濃度.筆者利用Ansys Fluent14.0軟件對該電廠低氮改造后的燃燒特性進(jìn)行數(shù)值模擬，并將數(shù)值模擬結(jié)果與實際測量數(shù)據(jù)進(jìn)行對比驗證，從而保證數(shù)值模擬的有效性，研究了爐膛速度場、溫度場、組分場和NOx質(zhì)量濃度的分布規(guī)律，分析了不同SOFA風(fēng)門開度下燃燒器區(qū)域以及沿爐膛高度方向NOx質(zhì)量濃度的分布規(guī)律，得到了最佳SOFA風(fēng)門開度，為該電廠低氮改造后的效果評價以及現(xiàn)場運行過程中SOFA風(fēng)門開度調(diào)整方式提供了重要的參考依據(jù).

1 鍋爐設(shè)備

該電廠的鍋爐為660 MW亞臨界壓力、一次再熱、單汽包、控制循環(huán)、四角噴燃雙切圓燃煤鍋爐.燃燒制粉系統(tǒng)為中速磨煤機直吹式，采用直流寬調(diào)節(jié)比擺動式燃燒器.燃燒器分6層，每一層燃燒的4個一次風(fēng)(煤粉氣流)噴口與同一臺磨煤機連接，若投運則同時投運，若停運則同時停運.6臺磨煤機各自構(gòu)成基本獨立的6個制粉子系統(tǒng)，5臺投運已經(jīng)能滿足鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量(BMCR)的需要.4個燃燒器分別布置在爐膛下部4個切角處，形成典型的切圓燃燒方式，燃燒器總高度為11.266 m，燃燒器軸線與爐膛前、后墻的夾角分別為47°和35°.每個燃燒器沿高度方向在上方布置2個燃盡風(fēng)噴嘴(OFA、OFB)、6個一次風(fēng)噴嘴(A、B、C、D、E和F)和7個供給燃料燃燒所需空氣的二次風(fēng)噴嘴(AA、AB、BC、CD、DE、EF和FF)，一次風(fēng)噴嘴和二次風(fēng)噴嘴呈均等配風(fēng)方式間隔布置.

鍋爐高約57 m，爐膛橫截面為長方形，其中寬16.440 m，深19.558 m，如圖1(a)所示.圖1(b)為燃燒器橫截面圖.燃燒器共有6層一次風(fēng)、6層二次風(fēng)和2層緊湊燃盡風(fēng)(CCOFA).制粉系統(tǒng)共6層磨煤機，5層投運1層備用.在本次數(shù)值模擬中，最上層磨煤機停運.改造后，4對SOFA以水平對沖方式安裝，以進(jìn)一步降低鍋爐NOx排放量，布置方式見圖2.改造后，由于總風(fēng)量沒有變化，且二次風(fēng)中一部分分配到SOFA中，使得二次風(fēng)噴口改造后的面積變小，但除了最上層CCOFA的高度有所變化外，其他一次風(fēng)和二次風(fēng)的噴口高度均沒有改變.改造后在100%SOFA風(fēng)門開度的情況下，SOFA與CCOFA占總二次風(fēng)的37.2%，僅SOFA就占26.8%，與改造前的20.4%(僅CCOFA)有了很大提升.

(a)鍋爐本體(b)燃燒器橫截面

(c) SOFA噴嘴結(jié)構(gòu)

圖2 SOFA改造示意圖

2 低氮改造數(shù)值模擬方法

2.1 數(shù)學(xué)模型

在數(shù)值模擬計算中，采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型模擬氣相湍流；采用混合分?jǐn)?shù)/概率密度函數(shù)(PDF)模型模擬組分運輸和燃燒；采用單PDF模型模擬純煤粉的燃燒，采用雙PDF模型模擬污泥摻燒煤粉的燃燒；采用顆粒隨機軌道模型模擬煤粉顆粒的運動；采用雙方程平行競爭反應(yīng)模型模擬煤的熱解；采用動力/擴散控制反應(yīng)速率模型模擬焦炭的燃燒.輻射傳熱計算采用P1法，離散方法均采用一階迎風(fēng)格式.中心風(fēng)、一次風(fēng)和二次風(fēng)均采用質(zhì)量入口邊界條件；入口處質(zhì)量流量和風(fēng)溫根據(jù)設(shè)計參數(shù)確定.對燃盡風(fēng)和周界風(fēng)本體也進(jìn)行適當(dāng)簡化，根據(jù)其實際尺寸建立其入口模型；燃盡風(fēng)和周界風(fēng)也采用質(zhì)量流量入口邊界條件，質(zhì)量流量數(shù)值根據(jù)設(shè)計參數(shù)及變工況條件計算得到.出口邊界條件采用壓力出口，壓力設(shè)置為-80 Pa；爐膛壁面采用標(biāo)準(zhǔn)壁面方程、無滑移邊界條件，熱交換采用第二類邊界條件，即溫度邊界條件，給定壁面溫度為690 K，給定壁面輻射率為0.8.

表1 煤粉顆粒質(zhì)量分?jǐn)?shù)與直徑的關(guān)系

表2 煤質(zhì)分析

先通過冷態(tài)計算獲得一定收斂程度的流場，然后再進(jìn)行熱態(tài)計算，直至收斂.離散方程組的壓力和速度耦合采用Simple算法進(jìn)行求解，求解方程采用逐線迭代法和低松馳因子，NO和HCN的計算殘差小于10-8，其他各項計算殘差小于10-6.

2.2 數(shù)值模擬工況

表3給出9個數(shù)值模擬工況下各風(fēng)口的風(fēng)量配比情況，其中SOFA風(fēng)門開度k分別為30%、40%、50%、60%、65%、70%、80%、90%和100%，SOFA風(fēng)量占總二次風(fēng)量的比例通過現(xiàn)場冷態(tài)動力場試驗測量得到，一次風(fēng)量為130 kg/s，周界風(fēng)量為100 kg/s，CCOFA風(fēng)量為56 kg/s，總風(fēng)量為634 kg/s.

2.3 網(wǎng)格劃分及無關(guān)性檢驗

根據(jù)模型的結(jié)構(gòu)特點，采用單獨劃分網(wǎng)格的方法，將爐膛劃分為4個區(qū)域：冷灰斗區(qū)域、燃燒器區(qū)域、燃燒器上方區(qū)域和屏式過熱器區(qū)域.在劃分的過程中，模型均采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，燃燒器區(qū)域的網(wǎng)格應(yīng)適當(dāng)加密，為了提高計算的精度，燃燒器出口與爐膛的連接面設(shè)置為interface，以防止2個面的網(wǎng)格質(zhì)量和網(wǎng)格形狀差異較大而引起誤差.燃燒器噴嘴布置和網(wǎng)格劃分見圖3.本文實際模擬的總網(wǎng)格數(shù)約為162萬.

為了驗證數(shù)值模擬網(wǎng)格精度是否滿足計算要求，采用3種不同分辨率網(wǎng)格，進(jìn)行了網(wǎng)格無關(guān)性檢驗.表4給出了網(wǎng)格無關(guān)性檢驗結(jié)果.由表4可知，162萬網(wǎng)格(本文網(wǎng)格)與200萬網(wǎng)格(網(wǎng)格精度較高)的數(shù)值模擬結(jié)果非常接近，爐膛出口煙氣溫度相差1.7 K，而162萬網(wǎng)格與120萬網(wǎng)格的數(shù)值模擬結(jié)果相比，爐膛出口煙氣溫度相差24 K.因此，采用120萬網(wǎng)格計算所得結(jié)果的精度較差，根據(jù)網(wǎng)格無關(guān)性檢驗結(jié)果，采用162萬網(wǎng)格規(guī)?？梢詽M足計算精度要求.

表3 不同工況下的參數(shù)

(a)爐膛結(jié)構(gòu)(b)燃燒器噴嘴布置

(c) 網(wǎng)格劃分

表4 網(wǎng)格無關(guān)性檢驗結(jié)果

3 數(shù)值模擬結(jié)果及分析

3.1 數(shù)值模擬結(jié)果與實際測量數(shù)據(jù)的對比

為了驗證數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，采用紅外溫度測量方法得到了現(xiàn)場實際滿負(fù)荷運行時爐膛出口煙氣溫度和NOx質(zhì)量濃度(換算到6%O2體積分?jǐn)?shù)、標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下).數(shù)值模擬結(jié)果與實際測量數(shù)據(jù)的對比見表5，其中爐膛出口煙氣溫度的誤差為9.7%，NOx質(zhì)量濃度的誤差為1.7%.

表5 數(shù)值模擬結(jié)果與實際測量數(shù)據(jù)的對比

Tab.5 Comparison between simulation results and actual measurements

參數(shù)實際測量數(shù)據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果爐膛出口煙氣溫度/℃11351025爐膛出口NOx質(zhì)量濃度/(mg·m-3)298303

由表5可知，爐膛出口煙氣溫度數(shù)值模擬結(jié)果與實際測量數(shù)據(jù)的誤差在10%以內(nèi)，可見數(shù)值模擬結(jié)果較為準(zhǔn)確.在數(shù)值模擬中，不同SOFA風(fēng)門開度下，除配風(fēng)方式改變外，網(wǎng)格和數(shù)值模擬計算參數(shù)均保持不變，因此在根據(jù)表5實際測量數(shù)據(jù)驗證完之后，出于數(shù)值計算量的考慮，沒有進(jìn)行其他驗證工作.

3.2 溫度場分布規(guī)律

圖4和圖5分別為數(shù)值模擬得到的不同SOFA風(fēng)門開度下最下層二次風(fēng)和一次風(fēng)的溫度場.由圖4和圖5可以看出，采用低氮改造增加SOFA后的溫度分布較均勻，切圓形成較好，沒有出現(xiàn)火焰貼墻現(xiàn)象，水冷壁面溫度較低，數(shù)值模擬得到的燃燒器區(qū)域最高溫度為2 000 K.

圖6為數(shù)值模擬得到的爐膛中心截面溫度場分布.由圖6可知，燃燒器區(qū)域的溫度較高，最高溫度達(dá)到2 000 K，沿著煙氣流動方向，溫度逐漸降低.數(shù)值模擬中考慮了屏式過熱器對煙氣溫度的影響，從數(shù)值模擬結(jié)果可以看出，煙氣經(jīng)過屏式過熱器區(qū)域時，溫度有較大幅度的降低，爐膛出口煙氣溫度為1 448.24 K.

(a) 30%

(b) 40%

(c) 50%

(d) 60%

(e) 70%

(f) 80%

(g) 90%

(h) 100%

(a) 30%

(b) 40%

(c) 50%

(d) 60%

(e) 70%

(f) 80%

(g) 90%

(h) 100%

圖7為爐膛橫截面平均溫度沿爐膛高度方向的分布.由圖7可以看出，在不同SOFA風(fēng)門開度下，爐膛橫截面平均溫度分布曲線在變化趨勢上是一致的.SOFA風(fēng)門開度越大，爐膛主燃燒區(qū)域的溫度越低，爐膛上部區(qū)域的溫度越高.這是由于當(dāng)SOFA風(fēng)門開度增大后，主燃燒區(qū)域的風(fēng)量減少，從而導(dǎo)致煤粉不完全燃燒，燃燒溫度降低.而進(jìn)入主燃燒區(qū)域上部后(高度為20～25 m)，主燃燒區(qū)域未燃燒產(chǎn)物與OFA區(qū)域噴入的O2繼續(xù)燃燒，溫度逐漸升高.100%SOFA風(fēng)門開度下的溫度明顯高于其他工況，溫度變化的最高幅度達(dá)到50 K，出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因與過多的SOFA配比有關(guān)，煤粉燃燒延遲，爐膛上部區(qū)域溫度升高.

圖8為燃燒器區(qū)域溫度沿爐膛高度方向的分布.由圖8可以看出，隨著SOFA風(fēng)門開度的增大，燃燒器區(qū)域的溫度降低，不同SOFA風(fēng)門開度下燃燒器區(qū)域溫度的分布趨勢一致.燃燒器區(qū)域溫度分布呈現(xiàn)較多峰值點，這是由于不同層一次風(fēng)噴入煤粉，煤粉在不同高度上燃燒，造成溫度出現(xiàn)波動.當(dāng)SOFA風(fēng)門開度由30%增大到100%時，燃燒器區(qū)域最高溫度由1 803 K降低到1 684 K，SOFA風(fēng)門開度變化70%，最高溫度降低了119 K，降低幅度約為7%.因此，SOFA風(fēng)門開度對主燃燒區(qū)域溫度的影響較大，在實際現(xiàn)場運行中，要防止SOFA風(fēng)門開度變化太大，主燃燒區(qū)域的溫度降低過多，導(dǎo)致燃燒不穩(wěn)定甚至滅火的事故.

(a) 30%

(b) 40%

(c) 50%

(d) 60%

(e) 70%

(f) 80%

(g) 90%

(h) 100%

圖7 爐膛橫截面平均溫度沿爐膛高度方向的分布

圖8 燃燒器區(qū)域溫度沿爐膛高度方向的分布

圖9給出了不同SOFA風(fēng)門開度下爐膛出口煙氣溫度的變化.由圖9可以看出，當(dāng)SOFA風(fēng)門開度由30%增大到60%時，爐膛出口煙氣溫度先升后降低，當(dāng)SOFA風(fēng)門開度為40%時，爐膛出口煙氣溫度達(dá)到最高值1 511.0 K；當(dāng)SOFA風(fēng)門開度由60%增大到100%時，爐膛出口煙氣溫度逐漸升高，當(dāng)SOFA風(fēng)門開度為100%時，爐膛出口煙氣溫度達(dá)到最高值1 552.7 K.

圖9 不同SOFA風(fēng)門開度下爐膛出口煙氣溫度的變化

3.3 速度場分布規(guī)律

圖10和圖11分別給出了不同SOFA風(fēng)門開度下最下層二次風(fēng)和一次風(fēng)的速度場.由圖10和圖11可以看出，采用低氮改造后，不同SOFA風(fēng)門開度下，最下層二次風(fēng)速度切圓形成較好，沒有出現(xiàn)速度沖墻現(xiàn)象.

(a) 30%

(b) 40%

(c) 50%

(d) 60%

(e) 70%

(f) 80%

(g) 90%

(h) 100%

(a) 30%

(b) 40%

(c) 50%

(d) 60%

(e) 70%

(f) 80%

(g) 90%

(h) 100%

3.4 組分場分布規(guī)律

圖12為爐內(nèi)O2體積分?jǐn)?shù)沿爐膛高度方向的分布.當(dāng)SOFA風(fēng)門開度增大時，燃燒器區(qū)域的過量空氣系數(shù)減小，O2體積分?jǐn)?shù)降低；在SOFA噴口所在的區(qū)域，隨著SOFA風(fēng)門開度的增大，O2體積分?jǐn)?shù)逐漸升高.當(dāng)SOFA風(fēng)門開度由30%增大到100%時，主燃燒區(qū)域的過量空氣系數(shù)由1.098減小到0.911，主燃燒區(qū)域由氧化性氣氛逐漸變?yōu)檫€原性氣氛.由于主燃燒區(qū)域的過量空氣系數(shù)減小，加劇了燃燒器區(qū)域的不完全燃燒程度，延遲了煤粉的燃盡過程.在OFA上部區(qū)域，大量的燃盡風(fēng)進(jìn)入爐膛后，與未燃盡焦炭繼續(xù)反應(yīng)，沿著煙氣流動方向，O2體積分?jǐn)?shù)逐漸降低.圖13為燃燒器區(qū)域O2體積分?jǐn)?shù)的分布.由圖13可以看出，由于從不同層一次風(fēng)、二次風(fēng)噴口噴入空氣，O2體積分?jǐn)?shù)在燃燒器區(qū)域出現(xiàn)劇烈波動，產(chǎn)生幾個峰值點，隨著SOFA風(fēng)門開度的增大，峰值點處的O2體積分?jǐn)?shù)逐漸降低.

圖14為不同SOFA風(fēng)門開度下爐膛出口O2體積分?jǐn)?shù)的分布.由圖14可以看出，當(dāng)SOFA風(fēng)門開度在60%以下時，隨著SOFA風(fēng)門開度的增大，爐膛出口O2體積分?jǐn)?shù)逐漸升高；當(dāng)SOFA風(fēng)門開度為60%時，爐膛出口O2體積分?jǐn)?shù)為2.29%；隨著SOFA風(fēng)門開度的繼續(xù)增大，爐膛出口O2體積分?jǐn)?shù)逐漸降低，在70%SOFA風(fēng)門開度下，O2體積分?jǐn)?shù)出現(xiàn)一定程度的升高；當(dāng)SOFA風(fēng)門開度為100%時，O2體積分?jǐn)?shù)有較大幅度升高，達(dá)到了2.17%.需要指出的是不同SOFA風(fēng)門開度下，爐膛出口O2體積分?jǐn)?shù)的波動較大，這是由于向OFA區(qū)域噴入的O2與未燃盡焦炭在此區(qū)域內(nèi)劇烈燃燒.隨著SOFA風(fēng)門開度的增大，爐膛出口O2體積分?jǐn)?shù)降低.

圖12 爐內(nèi)O2體積分?jǐn)?shù)沿爐膛高度方向的分布

圖13 燃燒器區(qū)域O2體積分?jǐn)?shù)沿爐膛高度方向的分布

圖14 不同SOFA風(fēng)門開度下爐膛出口O2體積分?jǐn)?shù)的分布

圖15為爐內(nèi)CO平均質(zhì)量分?jǐn)?shù)沿爐膛高度方向的分布.在燃燒器區(qū)域，燃盡風(fēng)量增大，過量空氣系數(shù)減小，煤粉不完全燃燒程度加劇，CO平均質(zhì)量分?jǐn)?shù)大大升高.在OFA上部區(qū)域，大量的燃盡風(fēng)進(jìn)入爐膛后，CO迅速發(fā)生反應(yīng)， CO平均質(zhì)量分?jǐn)?shù)大大降低.爐膛出口CO平均質(zhì)量分?jǐn)?shù)仍然大于0，這表明爐膛出口存在一定量的化學(xué)不完全燃燒損失；燃盡風(fēng)量增大，化學(xué)不完全燃燒損失有所增加.

圖15 爐內(nèi)CO平均質(zhì)量分?jǐn)?shù)沿爐膛高度方向的分布

圖16為燃燒器區(qū)域CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)的分布.隨著SOFA風(fēng)門開度的增大，燃燒器區(qū)域的過量空氣系數(shù)逐漸減小，導(dǎo)致煤粉燃燒不完全，產(chǎn)生大量的CO，CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)升高.

圖16 燃燒器區(qū)域CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)沿爐膛高度方向的分布

圖17為不同SOFA風(fēng)門開度下爐膛出口CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)的變化.由圖17可以看出，在不同SOFA風(fēng)門開度下，爐膛出口CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)非常低，這說明在OFA區(qū)域，O2補充比較充分，保證了未燃燒的CO可以完全轉(zhuǎn)化為CO2.由圖9和圖14可知，在數(shù)值模擬中，不同SOFA風(fēng)門開度下，總風(fēng)量、一次風(fēng)量、周界風(fēng)量和CCOFA風(fēng)量均保持不變，變化的是SOFA風(fēng)量，當(dāng)SOFA風(fēng)門開度從30%增大到100%時，SOFA風(fēng)量是逐漸增大的，從而導(dǎo)致燃燒器區(qū)域的過量空氣系數(shù)逐漸減小.長期的實踐經(jīng)驗證明，四角切圓燃煤鍋爐采用OFA可以有效降低NOx的排放量，隨著分級燃燒技術(shù)的發(fā)展，在爐膛不同高度位置布置OFA，將爐膛分成3個相對獨立的區(qū)域：初始燃燒區(qū)、NOx還原區(qū)和燃料燃盡區(qū)，每個區(qū)域的過量空氣系數(shù)由3個因素控制：總的OFA風(fēng)量(包括CCOFA和SOFA)、CCOFA和SOFA的風(fēng)量分配以及總的過量空氣系數(shù).隨著SOFA風(fēng)門開度的增大，OFA風(fēng)量增大，因此分級燃燒越明顯，爐膛出口煙氣溫度逐漸升高.圖9中當(dāng)SOFA風(fēng)門開度為100%時，爐膛出口煙氣溫度最高，說明此時分級程度最強，大量主燃燒區(qū)域未燃盡的焦炭等在OFA區(qū)域繼續(xù)燃燒，釋放出最多熱量(相對其他SOFA風(fēng)門開度)，從而導(dǎo)致爐膛出口煙氣溫度升高.一般來講，O2消耗量越多，燃燒越充分，溫度也就越高，但是本文中爐膛出口的O2體積分?jǐn)?shù)、煙氣溫度和CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)與爐膛整體的配風(fēng)以及OFA區(qū)域的配風(fēng)等復(fù)雜因素有關(guān)，而不是單純某個位置的溫度與O2的關(guān)系.

圖17 不同SOFA風(fēng)門開度下爐膛出口CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)的變化

由于OFA區(qū)域內(nèi)O2一方面通過SOFA和CCOFA的噴口噴入，另一方面未燃盡的焦炭在OFA區(qū)域內(nèi)繼續(xù)燃燒會消耗大量的O2，因此OFA區(qū)域存在著O2不斷噴入與焦炭燃燒消耗O2的平衡.數(shù)值模擬中發(fā)現(xiàn)，當(dāng)SOFA風(fēng)門開度為60%～70%時，爐膛出口O2體積分?jǐn)?shù)達(dá)到最高值，這說明O2的噴入與消耗之間的盈余最明顯，可以認(rèn)為60%～70%SOFA風(fēng)門開度為一個臨界風(fēng)門開度.當(dāng)SOFA風(fēng)門開度大于臨界風(fēng)門開度后，一方面隨著SOFA風(fēng)門開度的增大，O2的噴入量增加，另外數(shù)值模擬得到的爐膛出口O2體積分?jǐn)?shù)是降低的，這說明在SOFA風(fēng)門開度大于臨界風(fēng)門開度之后，O2的消耗量明顯增加，即未燃盡焦炭的燃燒更加劇烈，這與圖9得到的結(jié)果是一致的.

3.5 NOx質(zhì)量濃度分布規(guī)律

圖18為爐內(nèi)NOx平均質(zhì)量濃度沿爐膛高度方向的分布.在燃燒器區(qū)域， NOx平均質(zhì)量濃度隨SOFA風(fēng)門開度的增大明顯降低.在OFA上部區(qū)域， NOx平均質(zhì)量濃度隨SOFA風(fēng)門開度的增大而升高.這表明SOFA風(fēng)門開度對NOx平均質(zhì)量濃度有相當(dāng)大的影響.在燃燒器區(qū)域，SOFA風(fēng)門開度增大，過量空氣系數(shù)減小，會加劇燃燒器區(qū)域的不完全燃燒程度，延遲煤粉的燃盡過程，煤粉在燃燒器區(qū)域燃燒生成的燃料型NOx減少，在較小的過量空氣系數(shù)下，生成的NOx被還原的效果也更加明顯.SOFA風(fēng)門開度增大，燃燒器區(qū)域溫度降低，使生成的熱力型NOx質(zhì)量濃度降低.因此，SOFA風(fēng)門開度增大，燃燒器區(qū)域的NOx質(zhì)量濃度會降低.在OFA上部區(qū)域，大量的燃盡風(fēng)進(jìn)入爐膛后，會與未燃盡焦炭繼續(xù)反應(yīng)，焦炭中的N也會繼續(xù)反應(yīng)生成NOx，導(dǎo)致NOx質(zhì)量濃度升高；隨著爐膛高度的進(jìn)一步增加，由于未燃盡焦炭的還原作用，NOx質(zhì)量濃度又有所降低.SOFA風(fēng)門開度增大，NOx的生成量及出口質(zhì)量濃度逐漸降低.圖19為燃燒器區(qū)域NOx質(zhì)量濃度的分布.由圖19可以看出，隨著SOFA風(fēng)門開度的增大，整體上燃燒器區(qū)域NOx質(zhì)量濃度逐漸降低；當(dāng)SOFA風(fēng)門開度由30%增大到100%時，燃燒器區(qū)域NOx最高質(zhì)量濃度由388 mg/m3降低到259 mg/m3，降低了129 mg/m3，降低幅度達(dá)到33.2%.

圖18 爐內(nèi)NOx平均質(zhì)量濃度沿爐膛高度方向的分布

圖19 燃燒器區(qū)域NOx質(zhì)量濃度沿爐膛高度方向的分布

圖20為不同SOFA風(fēng)門開度下爐膛出口NOx質(zhì)量濃度的變化.由圖20可以看出，隨著SOFA風(fēng)門開度的增大，爐膛出口NOx質(zhì)量濃度逐漸降低.由于SOFA風(fēng)門開度增大，爐膛整體上分級燃燒程度增強，從而導(dǎo)致爐膛出口NOx質(zhì)量濃度降低.當(dāng)SOFA風(fēng)門開度為100%時，爐膛出口NOx質(zhì)量濃度降低到最低值307.4 mg/m3.當(dāng)SOFA風(fēng)門開度由30%增大到100%時，爐膛出口NOx質(zhì)量濃度由487.9 mg/m3降低到307.4 mg/m3，降低了180.5 mg/m3，降低幅度達(dá)到37%.由于隨著SOFA風(fēng)門開度的增大，主燃燒區(qū)域O2體積分?jǐn)?shù)降低，從而降低了主燃燒區(qū)域的燃燒速度和溫度，不但延遲了煤粉的燃燒過程，而且在還原性氣氛中降低了NOx的反應(yīng)速率，抑制了NOx在主燃燒區(qū)域的生成量.因此，SOFA風(fēng)門開度變化對爐膛出口NOx質(zhì)量濃度的影響較大.在實際現(xiàn)場運行中，調(diào)整SOFA風(fēng)門開度是一種有效調(diào)節(jié)爐膛出口NOx質(zhì)量濃度的方法，尤其對于降低尾部SCR脫硝系統(tǒng)成本、滿足當(dāng)前我國日益嚴(yán)峻的環(huán)保標(biāo)準(zhǔn)(NOx質(zhì)量濃度≤100 mg/m3)具有非常重要的現(xiàn)實意義.

圖20 不同SOFA風(fēng)門開度下爐膛出口NOx質(zhì)量濃度的變化

4 結(jié) 論

(1) 爐膛出口煙氣溫度數(shù)值模擬結(jié)果與實際測量數(shù)據(jù)的誤差在10%以內(nèi)，NOx質(zhì)量濃度的誤差為1.7%，表明數(shù)值模擬結(jié)果較為準(zhǔn)確.

(2) 采用低氮改造增加SOFA后的溫度分布均勻，切圓形成較好，沒有出現(xiàn)火焰貼墻現(xiàn)象，水冷壁面溫度較低.不同SOFA風(fēng)門開度下，最下層二次風(fēng)速度切圓形成較好，沒有出現(xiàn)速度沖墻現(xiàn)象.

(3) SOFA風(fēng)門開度增大，燃燒器區(qū)域的溫度降低.不同SOFA風(fēng)門開度下溫度的分布趨勢是一致的，當(dāng)SOFA風(fēng)門開度由30%增大到100%時，燃燒器區(qū)域最高溫度由1 803 K降低到1 684 K，SOFA風(fēng)門開度變化了70%，最高溫度降低了119 K，降低幅度約為7%，SOFA風(fēng)門開度對主燃燒區(qū)域溫度的影響較大.

(4) SOFA風(fēng)門開度增大，燃燒器區(qū)域NOx質(zhì)量濃度逐漸降低.當(dāng)SOFA風(fēng)門開度由30%增大到100%時，NOx最高質(zhì)量濃度由388 mg/m3降低到259 mg/m3，降低了129 mg/m3，降低幅度達(dá)到33.2%.

(5) 當(dāng)SOFA風(fēng)門開度由30%增大到100%時，爐膛出口NOx質(zhì)量濃度由487.9 mg/m3降低到307.4 mg/m3，降低了180.5 mg/m3，降低幅度達(dá)到37%.

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Numerical Simulation on Combustion Characteristics in a Tangentially-fired Boiler with Variable Volumes of SOFA

LIDebo,XUQisheng,SHENYueliang,DENGJianhua,LIUYaming,WENZhiyong

(Electric Power Research Institute, Guangdong Power Grid Corporation, Guangzhou 510080, China)

To reduce the NOxemission from a 660 MW tangentially-fired boiler, a low NOxretrofit was carried out by adding separated overfire air (SOFA) to the boiler, after which numerical simulation was conducted to the combustion characteristics using Ansys Fluent 14.0 software, and subsequently a comparison was made between the simulation results and actual measurements. Meanwhile, the in-furnace velocity distribution, temperature field, species field and NOxconcentration distribution were studied, and the NOxconcentration distribution in combustion zone and along furnace height were analyzed at different volumes of SOFA. Results show that after the low NOxretrofit by adding SOFA to the boiler, uniform temperature distribution and ideal tangential firing are achieved without flame adhering to the wall. When the damper opening of SOFA varies from 30% to 100%, the maximum temperature in combustion zone reduces from 1 803 K to 1 684 K, with a reduction of 119 K; the maximum NOxconcentration in combustion zone reduces from 388 mg/m3to 259 mg/m3, with a reduction of 129 mg/m3; the NOxconcentration at furnace exit reduces from 487.9 mg/m3to 307.4 mg/m3, with a reduction of 180.5 mg/m3, indicating that the NOxconcentration at furnace exit can be effectively reduced by changing the damper opening of SOFA.

tangentially-fired boiler; low NOxretrofit; NOx; numerical simulation

1674-7607(2014)12-0921-11

TK229.6

A

470.30

2014-02-10

2014-04-08

李德波(1984-)，男，土家族，湖北宜昌人，高級工程師，博士，主要從事煤粉燃燒污染物控制、煤粉燃燒高級數(shù)值模擬、大規(guī)模并行計算方法和程序開發(fā)等方面的研究.電話(Tel.)：020-85124768；E-mail：ldbyx@126.com.