任少輝，閆心永，崔 一，陳 宏，張兆超，李躍峰，黃 海，謝 波

(武漢凱迪綠色能源開(kāi)發(fā)運(yùn)營(yíng)有限公司，湖北 武漢 430074）

0 引言

目前,空氣分級(jí)燃燒技術(shù)是一種較成熟且應(yīng)用廣泛的低氮燃燒技術(shù)，能夠有效大幅度降低NOx排放，同時(shí)能減少尾氣脫硝成本[1,2]。采用空氣分級(jí)燃燒技術(shù)時(shí)，下?tīng)t膛主燃燒區(qū)域氧氣濃度相對(duì)較低，會(huì)生成大量CO形成還原性氣氛，有利于抑制NOx形成；燃盡風(fēng)從主燃燒區(qū)上部送入爐膛，與下?tīng)t膛產(chǎn)生的未燃盡的可燃物混合，這促進(jìn)了燃料的燃盡，提高了燃燒經(jīng)濟(jì)性。燃盡風(fēng)作為空氣分級(jí)燃燒技術(shù)中的一個(gè)重要組成部分，其布置方式、風(fēng)率大小以及入射角度等都會(huì)對(duì)燃燒效率、NOx排放產(chǎn)生不可忽視的影響，同時(shí)也會(huì)影響上爐膛區(qū)域溫度分布和鍋爐的安全穩(wěn)定運(yùn)行。針對(duì)這些問(wèn)題，國(guó)內(nèi)許多學(xué)者展開(kāi)了相關(guān)研究工作?？准t兵等[3]人對(duì)應(yīng)用于一臺(tái)四角切圓煤粉鍋爐上的墻式燃盡風(fēng)技術(shù)進(jìn)行了研究，結(jié)果表明，通過(guò)合理配風(fēng)，鍋爐CO和NOx等未燃盡可燃物體積分?jǐn)?shù)均比常規(guī)角式燃盡風(fēng)工況下低，在降低NOx質(zhì)量濃度的同時(shí)鍋爐效率不變，并且在解決鍋爐兩側(cè)汽溫偏差方面具有良好的效果。呂太等[4]研究了燃盡風(fēng)位置高度對(duì)NOx生成的影響，認(rèn)為綜合爐內(nèi)各參數(shù)變化的比較得出，燃料從主燃區(qū)至燃盡區(qū)的最佳運(yùn)行時(shí)間約為0.66 s。付忠廣等[5]人在四角切圓煤粉鍋爐上通過(guò)數(shù)值模擬研究了分離式燃盡風(fēng)水平反切角度對(duì)爐膛出口速度偏差和溫度偏差的影響，表明燃盡風(fēng)反切對(duì)主燃區(qū)的燃燒影響很小，但能有效改善煙溫偏差。孫保民等[6]研究燃盡風(fēng)率對(duì)鍋爐燃燒及NOx排放的影響，發(fā)現(xiàn)當(dāng)燃盡風(fēng)率在15%～20%范圍內(nèi)變化時(shí),其負(fù)面影響相對(duì)較小，但在較高燃盡風(fēng)率下,其負(fù)面影響開(kāi)始凸顯。以上研究針對(duì)燃盡風(fēng)布置方式、燃盡風(fēng)風(fēng)率等開(kāi)展了研究，為進(jìn)一步研究燃盡風(fēng)豎直擺角，因此，本文結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)采用數(shù)值模擬方法探究了不同燃盡風(fēng)豎直擺角對(duì)爐內(nèi)流動(dòng)、燃燒及NOx排放的影響。

1 鍋爐簡(jiǎn)介

模擬對(duì)象300 MW四角切圓鍋爐為亞臨界壓力一次中間再熱控制循環(huán)汽包爐，單爐膛、平衡通風(fēng)、固態(tài)排渣、全鋼架、全懸吊結(jié)構(gòu)、Π型布置，采用不帶再循環(huán)泵的大氣擴(kuò)容式啟動(dòng)系統(tǒng)。鍋爐島為露天布置，采用滾筒式球磨機(jī)、中間儲(chǔ)倉(cāng)式熱風(fēng)送粉的制粉系統(tǒng)，每臺(tái)爐配4臺(tái)球磨機(jī)，鍋爐燃用煤相關(guān)煤質(zhì)分析如表1所示，鍋爐結(jié)構(gòu)建模和網(wǎng)格劃分如圖1所示。

表1 煤質(zhì)分析Tab.1 Coal quality analysis

Fig.1 Schematic diagram of boiler and grid division

為了研究燃盡風(fēng)豎直擺角對(duì)四角切圓鍋爐燃燒及NOX排放特性的影響，文中設(shè)置了燃盡風(fēng)豎直擺角分別為 0°、-5°和-10°的 3 組工況，其中負(fù)號(hào)表示豎直向下擺動(dòng)，0°下運(yùn)行工況為電廠實(shí)際運(yùn)行工況，在本文中用于模擬驗(yàn)證。具體工況設(shè)置見(jiàn)表2。

表2 工況參數(shù)Tab.2 Case and parameters

2 數(shù)學(xué)模型、網(wǎng)格及計(jì)算方法

鍋爐爐膛內(nèi)的煤粉燃燒過(guò)程主要包含：氣固兩相流的，煤粉顆粒的熱解和燃燒，氣相反應(yīng)物參與的均相燃燒反應(yīng)，輻射和對(duì)流傳熱過(guò)程，氮氧化物等生成和還原過(guò)程等。

在本文對(duì)該鍋爐爐內(nèi)燃燒的模擬計(jì)算中，在模擬氣相湍流時(shí)采用標(biāo)準(zhǔn)的k-ε湍流模型；采用PDF模型來(lái)模擬氣相燃燒過(guò)程；在模擬煤粉顆粒的運(yùn)動(dòng)時(shí)采用顆粒的隨機(jī)軌道模型；采用雙方程平行競(jìng)爭(zhēng)反應(yīng)模型來(lái)模擬煤的熱解；在模擬焦炭燃燒時(shí)采用動(dòng)力/擴(kuò)散控制反應(yīng)速率模型；用DO法模擬輻射傳熱計(jì)算；離散方法均設(shè)置成一階迎風(fēng)格式。設(shè)定邊界條件時(shí)，將一次風(fēng)、二次風(fēng)以及燃盡風(fēng)的邊界條件均設(shè)定為速度入口，并根據(jù)鍋爐的設(shè)計(jì)參數(shù)來(lái)決定其入口的流速和風(fēng)溫；出口處采用的是壓力出口的邊界條件，根據(jù)實(shí)際電站鍋爐在引風(fēng)機(jī)作用下?tīng)t內(nèi)呈現(xiàn)負(fù)壓的特點(diǎn)，將其壓力參數(shù)設(shè)置為-50 Pa；將爐膛壁面設(shè)置成無(wú)滑移的邊界條件，并采用標(biāo)準(zhǔn)的壁面方程，壁面的熱交換則采用第二類邊界條件（溫度邊界條件），通過(guò)給定壁面的溫度和輻射率來(lái)實(shí)現(xiàn)，設(shè)置壁面溫度為690 K，設(shè)置壁面輻射率為0.6，離散相類型為reflect；其中冷灰斗底部壁面溫度為473 K，輻射率為1，離散相類型為trap。更多模型及設(shè)置見(jiàn)參考文獻(xiàn)[7-9]。

3 模擬結(jié)果分析與討論

3.1 模擬結(jié)果驗(yàn)證

實(shí)際運(yùn)行中豎直擺角設(shè)置為0°，因此為驗(yàn)證模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，將豎直擺角為0°的模擬結(jié)果與鍋爐實(shí)際運(yùn)行時(shí)熱態(tài)測(cè)量數(shù)據(jù)對(duì)比驗(yàn)證。模擬與試驗(yàn)的爐膛出口溫度、出口CO、NOx濃度以及飛灰含碳量對(duì)比如表3所示。可以看出，模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果符合性較好，表明所建立的模型、網(wǎng)格以及數(shù)學(xué)模型能夠合理地預(yù)測(cè)爐內(nèi)流動(dòng)、燃燒及NOx排放特性。

表3 模擬結(jié)果與實(shí)際測(cè)量結(jié)果的對(duì)比Tab.3 Comparison of simulated and measured results

3.2 變?nèi)急M風(fēng)豎直擺角對(duì)燃燒及NOx排放特性的影響

圖2給出了基本工況(豎直擺角為0°)下速度和溫度分布，可以看出在該低氮燃燒方式下，爐膛內(nèi)流場(chǎng)和溫度場(chǎng)切圓形成較好。煤粉氣流在一次風(fēng)噴嘴不遠(yuǎn)處著火燃燒并形成穩(wěn)定火焰，無(wú)燃燒刷墻現(xiàn)象。主燃燒區(qū)燃燒劇烈，溫度較高；隨著燃盡風(fēng)噴入，溫度在燃盡風(fēng)區(qū)域有所降低，但隨后由于未燃盡可燃物繼續(xù)燃燒放熱，在燃盡區(qū)溫度又有所升高。如圖3所示為不同燃盡豎直擺角下縱截面速度分布對(duì)比，可以看出當(dāng)燃盡風(fēng)下擺角度增大，燃盡風(fēng)氣流下沖越深，與主燃燒區(qū)域氣流接觸越提前；下?tīng)t膛主燃區(qū)流場(chǎng)基本相似，說(shuō)明燃盡風(fēng)豎直擺角對(duì)下?tīng)t膛流動(dòng)影響較小。

圖2 基本工況下速度和溫度分布Fig.2 Velocity and temperature distribution of the based case

圖3 不同燃盡豎直擺角下縱截面速度分布Fig.3 Velocity under different over-fired air vertical angles

圖4(a)給出了爐膛寬度中心截面的溫度場(chǎng)分布。從圖中可以看出，隨著一次風(fēng)燃燒器噴口下擺角度增大，主燃燒器區(qū)域溫度變化較小，但下?tīng)t膛主燃區(qū)上部與燃盡風(fēng)之間的高溫區(qū)面積在逐漸縮小。通過(guò)爐膛內(nèi)溫度隨爐膛高度的變化(圖4(b))中情況可以看出，燃盡風(fēng)豎直擺角變化時(shí)，主燃區(qū)溫度曲線變化不大。但對(duì)主燃區(qū)與燃盡風(fēng)區(qū)域而言(高度為25 m附近)，燃盡風(fēng)豎直擺角越大，22-25 m區(qū)域溫度越低，同時(shí)低溫峰值位置越靠下，這主要是燃盡風(fēng)下傾后對(duì)該區(qū)域的冷卻效應(yīng)造成的。當(dāng)經(jīng)過(guò)一段高度，由于擺角越大在下面高度上補(bǔ)充的氧氣越多，燃燒越劇烈，此時(shí)空氣的助燃作用開(kāi)始比冷卻作用強(qiáng)，所以擺角越大溫度反而越高。最后經(jīng)過(guò)一段高度的燃燒，不同擺角對(duì)應(yīng)的溫度又變得基本相同。

圖4 不同燃盡風(fēng)豎直擺角下溫度分布Fig.4 Temperature distribution under different over-fired air vertical angles

圖5為不同燃盡風(fēng)豎直擺角下?tīng)t內(nèi)氧量變化情況。從圖5(a)中看出，不同燃盡風(fēng)豎直擺角下，爐內(nèi)氧量的分別情況基本是相似的：在主燃燒區(qū)域，過(guò)量空氣系數(shù)相對(duì)較小，氧量保持較低的狀態(tài)；在燃盡區(qū)，隨著燃盡風(fēng)噴入，燃盡區(qū)域氧量濃度較高。隨著燃盡風(fēng)豎直擺角的增加，最上層燃燒器與燃盡風(fēng)之間低氧區(qū)域逐漸減小。通過(guò)圖5(b)曲線分析也發(fā)現(xiàn)，在主燃區(qū)，隨著燃盡風(fēng)下擺角度的增加，不同下擺角度下的平均氧量相差不大。但在主燃區(qū)與燃盡風(fēng)噴嘴之間區(qū)域，燃盡風(fēng)下擺角度越大，氧氣濃度越低；在燃盡風(fēng)上部區(qū)域，隨著未燃盡成分繼續(xù)燃燒消耗氧氣，氧量變化情況基本相同。

圖5 不同燃盡風(fēng)豎直擺角下O2濃度分布Fig.5 O2distribution under different over-fired air vertical angles

圖6給出了不同豎直擺角下CO濃度分布?？梢钥闯觯诓煌急M風(fēng)豎直下擺角度下，爐內(nèi)CO濃度的變化情況趨于一致。由于空氣分級(jí)燃燒，在爐膛主燃區(qū)，CO濃度保持在一個(gè)較高的范圍，該區(qū)域呈還較強(qiáng)的原性氣氛，這有利于抑制NOx的生成。主燃區(qū)一、二次風(fēng)的相間分布導(dǎo)致CO濃度出現(xiàn)波動(dòng)。隨著后面燃盡風(fēng)的送入，大量空氣被送入爐膛，主燃區(qū)生成的CO開(kāi)始燃燒，CO濃度持續(xù)下降。對(duì)比不同燃盡風(fēng)豎直擺角，可以看出爐膛內(nèi)主燃燒器區(qū)域CO濃度變化相對(duì)較小；但隨著燃盡風(fēng)下擺角度的增加，燃盡風(fēng)提前與高溫?zé)煔饨佑|，更多氧量提前補(bǔ)充進(jìn)來(lái)，更多的CO被燃燒消耗，使得高CO濃度區(qū)域面積有所減小，即還原性區(qū)域減小。當(dāng)高度繼續(xù)上升后，CO濃度逐漸降低，最終不同擺角對(duì)應(yīng)的CO濃度相差很小，并保持較低一個(gè)相對(duì)較低值。

圖6 不同燃盡風(fēng)豎直擺角下CO濃度分布Fig.6 CO distribution under different over-fired air vertical angles

圖7(a)給出了不同燃盡風(fēng)豎直擺角下，爐膛寬度中心截面NOx濃度的分布云圖。從圖中可以看出，主燃燒器區(qū)域，燃燒器噴口處的NOx濃度最大，因?yàn)閲娍诟浇紵齽×?、溫度較高、氧含量相對(duì)較高，有利于NOx的還原反應(yīng)比NOx的生成反應(yīng)要弱。隨著高度的增加NOx濃度隨之降低，這是因?yàn)檩^小的過(guò)量空氣系數(shù)導(dǎo)致燃燒不充分，延遲煤粉燃燒，產(chǎn)生了大量的CO，抑制了NOx的生成。對(duì)比不同工況下的曲線圖7(b)，隨著燃盡風(fēng)豎直擺角的提高，主燃燒區(qū)NOx濃度變化不大，但在燃盡區(qū)產(chǎn)生的平均NOx濃度在逐漸增加，說(shuō)明增大燃盡風(fēng)擺角向下擺角增加不利于減少NOx的生成的。這主要是由于豎直擺角增大，主燃燒區(qū)最上層與燃盡風(fēng)之間還原性區(qū)域減小，還原下?tīng)t膛已生成的NOx的能力降低。

圖7 不同燃盡風(fēng)豎直擺角下NO濃度分布Fig.7 NO distribution under different over-fired air vertical angles

圖8是不同燃盡風(fēng)豎直擺角下的爐膛出口處參數(shù)變化規(guī)律。從圖中可以看出，隨著燃盡風(fēng)豎直擺角增加，爐膛出口處的CO濃度和飛灰含碳量有所降低，而NOx排放濃度在有所升高。特別地，隨著燃盡風(fēng)豎直擺角從0°增加到-5°，CO濃度和飛灰含碳量降低明顯，而NOx有所增。進(jìn)一步增加燃盡風(fēng)豎直擺角從-5°到-10°，CO濃度和飛灰含碳量降低幅度較小，而NOx有明顯增大。因此，綜合考慮燃燒經(jīng)濟(jì)性和脫硝成本，建議將燃盡風(fēng)豎直擺角設(shè)置為-5°。

圖8 不同風(fēng)率下出口參數(shù)統(tǒng)計(jì)Fig.8 The results of the outlet

4 結(jié)語(yǔ)

對(duì)某300 MW電廠四角切圓鍋爐不同下擺角度(0°、-5°、-10°)對(duì)燃燒及排放特性展開(kāi)了數(shù)值模擬研究。數(shù)值模擬的結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際情況吻合比較好。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明：增加燃盡風(fēng)下擺角度，可以在一定程度上使下?tīng)t膛產(chǎn)生的CO和未燃盡煤粉顆粒提前與燃盡風(fēng)接觸并混合，延長(zhǎng)了其反應(yīng)時(shí)間，這使得CO濃度、飛灰含碳量有所下降；但同時(shí)燃盡風(fēng)下傾也減小了還原性氣氛區(qū)域，不利于NOx減排，導(dǎo)致NOx有所增加。綜合考慮燃燒經(jīng)濟(jì)性和脫硝成本，建議將燃盡風(fēng)豎直擺角設(shè)置為-5°能達(dá)到高效低NOx目的。