岑婷玲， 許紅勝， 趙龍生

(1. 東南大學(xué) 能源與環(huán)境學(xué)院， 南京 210096； 2. 東南大學(xué) 電力設(shè)計(jì)院， 南京 210096)

氮氧化物(NOx)會(huì)對(duì)人體和環(huán)境造成危害，形成酸雨，破壞大氣中的臭氧層，加重溫室效應(yīng)；同時(shí)NOx還會(huì)與其他污染物在特殊反應(yīng)條件下形成光化學(xué)煙霧，嚴(yán)重危害人類健康[1-4]。燃煤電廠是污染氣體的最大排放源之一。《江蘇省煤電節(jié)能減排升級(jí)與改造行動(dòng)計(jì)劃(2014—2020年)》明確要求：到2018年年底，全省10萬kW以下燃煤機(jī)組NOx排放質(zhì)量濃度≤100 mg/m3[5]。大部分電廠在未進(jìn)行改造之前無法達(dá)到要求，為減少尾部脫硝改造負(fù)荷，降低投資，對(duì)鍋爐燃燒器進(jìn)行低氮燃燒改造非常必要。

燃煤電廠鍋爐的NOx控制技術(shù)主要分為低NOx燃燒技術(shù)和爐后煙氣脫硝技術(shù)，其中低NOx燃燒技術(shù)主要是通過改變?nèi)剂虾涂諝獗?，形成貧氧區(qū)，從而生成HCN和NH3等還原性氣氛，將生成的NOx進(jìn)行還原并且抑制新的NOx生成，從而降低NOx排放量[6-9]。高鵬等[10]在某600 MW鍋爐按比例縮小的試驗(yàn)臺(tái)上進(jìn)行低氮燃燒改造試驗(yàn)研究，結(jié)果表明進(jìn)行低氮燃燒改造后NOx排放質(zhì)量濃度下降了60%左右。胡志宏等[11]對(duì)一臺(tái)600 MW對(duì)沖燃燒鍋爐進(jìn)行低氮燃燒改造，NOx質(zhì)量濃度從改造前的750～900 mg/m3下降到350 mg/m3以下。

與試驗(yàn)研究相比，數(shù)值模擬方法投資小、精度高，因此筆者運(yùn)用Fluent軟件，對(duì)某220 t/h燃煤電站鍋爐燃燒器進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，對(duì)比改造前后爐內(nèi)的溫度場(chǎng)、速度場(chǎng)、組分場(chǎng)以及NOx分布情況，并與實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù)對(duì)比，驗(yàn)證模型可行性。

1 鍋爐概況

鍋爐為HG220/100-10型單鍋筒、自然循環(huán)、集中下降管、∏形結(jié)構(gòu)的高溫高壓煤粉鍋爐，固態(tài)排渣，露天布置，全鋼架、懸吊結(jié)構(gòu)，平衡通風(fēng)、四角切圓燃燒，爐膛截面尺寸為7 570 mm×7 570 mm。鍋爐采用中間儲(chǔ)倉熱風(fēng)送粉系統(tǒng)，配置2臺(tái)DTM 290/410型鋼球磨煤機(jī)；燃燒器為直流燃燒器，采用四角切圓布置，假想切圓直徑d=800 mm(逆時(shí)針方向)，每個(gè)角的燃燒器分別布置2層一次風(fēng)噴口、3層二次風(fēng)噴口和1層三次風(fēng)噴口，一次風(fēng)和二次風(fēng)采用間隔布置。改造前燃燒設(shè)備及每個(gè)燃燒器噴口布置方式見圖1。

圖1 改造前燃燒器噴口布置示意圖

改造主要包括：(1)風(fēng)口布置方式由上到下為二次風(fēng)→三次風(fēng)→二次風(fēng)→一次風(fēng)→一次風(fēng)→二次風(fēng)，一次風(fēng)、二次風(fēng)的噴口由間隔布置改為集中布置；(2)將下層一次風(fēng)噴口改為外燃式微油點(diǎn)火燃燒器，上層一次風(fēng)噴口改為濃稀相低NOx燃燒器，且2層一次風(fēng)切圓由原直徑800 mm改為400 mm；(3)在原三次風(fēng)風(fēng)口上方增加了2層墻式可調(diào)燃盡風(fēng)裝置；(4)對(duì)三次風(fēng)口的結(jié)構(gòu)進(jìn)行重新設(shè)計(jì)優(yōu)化，并在標(biāo)高上與原上二次風(fēng)對(duì)換；(5)上層二次風(fēng)噴口和中層二次風(fēng)噴口均可左右擺動(dòng)，調(diào)整切圓，其中下層二次風(fēng)噴口切圓不變。

圖2為改造后燃燒器噴口的布置方式，改造前后鍋爐配風(fēng)參數(shù)以及燃用煤質(zhì)分析分別見表1和表2。

圖2 改造后燃燒器噴口布置示意圖

項(xiàng)目風(fēng)率/%風(fēng)速/(m·s-1)風(fēng)溫/℃改造前一次風(fēng) 25.0 3045(上二次風(fēng))300 二次風(fēng) 55.0 45(中二次風(fēng))54(下二次風(fēng))300 三次風(fēng)20.04760改造后一次風(fēng)25.022180二次風(fēng)38.538320三次風(fēng)20.05160燃盡風(fēng)16.542320

表2 鍋爐燃用煤質(zhì)特性分析

2 計(jì)算方法

2.1 網(wǎng)格劃分

筆者以屏式再熱器后的爐膛出口至冷灰斗之間的區(qū)域?yàn)橛?jì)算區(qū)域，采用Gambit軟件，根據(jù)鍋爐的實(shí)際尺寸進(jìn)行1∶1的三維建模，并進(jìn)行網(wǎng)格劃分。由于周界風(fēng)以及爐膛漏風(fēng)對(duì)爐內(nèi)空氣動(dòng)力場(chǎng)影響較小，為了簡化計(jì)算，將周界風(fēng)與爐膛漏風(fēng)量平均分配至二次風(fēng)風(fēng)口中。由于燃燒器區(qū)域燃燒劇烈，折焰角區(qū)域動(dòng)力場(chǎng)較復(fù)雜，為了提高計(jì)算精度同時(shí)減少計(jì)算量，將爐膛劃分為：燃燒器區(qū)域、燃燒器下部至冷灰斗區(qū)域、燃燒器上部至折焰角區(qū)域、折焰角區(qū)域以及折焰角上部至爐膛出口區(qū)域，并對(duì)燃燒器區(qū)域和折焰角區(qū)域的網(wǎng)格進(jìn)行加密處理[12]。燃燒器區(qū)域截面網(wǎng)格采用Pave方法生成，沿爐膛邊界依次形成四邊形網(wǎng)格，并逐漸向爐膛中心擴(kuò)散，直至覆蓋整個(gè)截面。采用Pave方法生成的非結(jié)構(gòu)型四邊形網(wǎng)格不僅能較好地?cái)M合邊界形狀，而且形成的網(wǎng)格線與四角切圓鍋爐進(jìn)風(fēng)與煤粉的入射軌跡基本平行，能夠有效地減少偽擴(kuò)散的影響。沿燃燒器區(qū)域爐膛高度方向，采用Copper方法生成結(jié)構(gòu)型六面體網(wǎng)格，能夠盡量節(jié)約計(jì)算時(shí)間[13]。爐膛其他區(qū)域的結(jié)構(gòu)都比較規(guī)則，均采用Map方法在區(qū)域截面形成結(jié)構(gòu)型四邊形網(wǎng)格，再采用Copper方法沿爐膛高度生成結(jié)構(gòu)型六面體網(wǎng)格，在保證精度的前提下，盡量減少網(wǎng)格數(shù)量，提高運(yùn)算速度[14]。

圖3為爐膛與燃燒器區(qū)域截面的網(wǎng)格劃分示意圖，網(wǎng)格總數(shù)約為118萬，其中燃燒器區(qū)域網(wǎng)格數(shù)約為70萬。

圖3 爐膛與燃燒器區(qū)域截面網(wǎng)格劃分

2.2 計(jì)算方法

假設(shè)爐膛進(jìn)風(fēng)和煤粉的溫度保持不變，各個(gè)噴口均采用速度入口邊界條件，爐膛出口為壓力出口邊界條件，煤粉粒徑分布滿足Rosin-Rammlar分布。采用三維穩(wěn)態(tài)計(jì)算，其中速度壓力耦合采用Simple算法，選取的數(shù)學(xué)模型包括：使用基于k-ε的雙方程模型模擬氣相湍流流動(dòng)，揮發(fā)分的析出采用雙競(jìng)爭(zhēng)反應(yīng)熱解模型模擬，氣相湍流燃燒采用混合分?jǐn)?shù)/概率密度函數(shù)模型，采用動(dòng)力/擴(kuò)散控制反應(yīng)速率模型模擬焦炭燃燒，爐內(nèi)輻射傳熱采用P1模型，煤粉顆粒的運(yùn)動(dòng)軌跡采用拉格朗日隨機(jī)軌道模型跟蹤，NOx生成采用后處理的方法[14-16]。

3 結(jié)果與分析

3.1 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證模型的正確性，將改造前的主要數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)運(yùn)行數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比(見表3)。

表3 模擬結(jié)果與實(shí)際結(jié)果對(duì)比

由表3可以看出：主要數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)運(yùn)行數(shù)據(jù)的誤差均小于5%，在可接受誤差范圍內(nèi)，驗(yàn)證了模型的可行性。

3.2 速度場(chǎng)分析

圖4為燃燒器改造前后各風(fēng)口的截面速度云圖。

圖4 改造前后各風(fēng)口截面速度云圖

由圖4可以看出：改造后由于主燃區(qū)一部分風(fēng)引入為燃盡風(fēng)，因此改造后風(fēng)速略低于改造前，但改造前后一、二次風(fēng)噴口截面處均存在強(qiáng)旋流速度場(chǎng)，一、二次風(fēng)從噴口噴出后仍能保持一定剛度，并在受到鄰角氣流與螺旋上升氣流的共同沖刷作用下發(fā)生偏斜，在爐內(nèi)形成明顯的切圓，且爐膛中心存在明顯的低速區(qū)，符合實(shí)際運(yùn)行規(guī)律；并且由于改造后燃燒器幾何切圓直徑比改造前小，因此可以在一定程度上防止煙氣直接沖刷水冷壁，緩解水冷壁區(qū)域的高溫腐蝕及結(jié)焦等問題[17]。

3.3 溫度場(chǎng)分析

圖5和圖6分別為改造前后爐膛中心截面溫度場(chǎng)分布和各風(fēng)口水平截面溫度場(chǎng)分布。

圖5 改造前后爐膛中心截面溫度場(chǎng)分布

圖6 改造前后各風(fēng)口水平截面溫度場(chǎng)分布

由圖5可以看出：改造前后爐內(nèi)的溫度場(chǎng)分布變化趨勢(shì)基本相似，在主燃燒區(qū)內(nèi)，由于煤粉噴入爐膛，受熱揮發(fā)分析出著火燃燒，使得主燃燒區(qū)內(nèi)溫度水平快速提高。改造前由于后續(xù)低溫三次風(fēng)的補(bǔ)入，使得爐膛平均溫度出現(xiàn)波動(dòng)下降，這對(duì)于焦炭和三次風(fēng)所攜帶煤粉的燃燒是不利的，因此改造后將三次風(fēng)標(biāo)高下移，從而來改善該區(qū)域內(nèi)溫度波動(dòng)帶來的影響。隨著煙氣螺旋上升，改造前后溫度分布均出現(xiàn)先“兩側(cè)高中間低”、后“兩側(cè)低中間高”的現(xiàn)象，符合實(shí)際運(yùn)行規(guī)律；而且改造后由于布置了燃盡風(fēng)，在燃盡風(fēng)區(qū)域補(bǔ)入大量二次風(fēng)，使得在主燃區(qū)燃燒未完全的焦炭進(jìn)一步燃燒，因此該區(qū)域溫度水平較改造前有所上升，分級(jí)燃燒效果明顯，并使改造后爐膛溫度分布比改造前更為均勻。

由圖6可以看出：改造前主燃燒區(qū)內(nèi)過量空氣系數(shù)較大、煤粉燃燒較完全、放熱量多，因此改造前主燃燒區(qū)內(nèi)的溫度比改造后高；由于改造后溫度切圓較改造前要小，可以有效改善火焰沖刷壁面等問題。

3.4 組分場(chǎng)分析

圖7和圖8分別為改造前后爐膛中心截面O2和CO的體積分?jǐn)?shù)分布云圖。

圖7 爐膛中心截面O2體積分?jǐn)?shù)分布

圖8 爐膛中心截面CO體積分?jǐn)?shù)分布

對(duì)比圖5和圖7可以發(fā)現(xiàn)：在主燃燒區(qū)內(nèi)，溫度分布與O2體積分?jǐn)?shù)分布是成反比的。在主燃區(qū)內(nèi)，煤粉受熱揮發(fā)分析出燃燒，消耗大量O2，并釋放大量熱量，使得O2體積分?jǐn)?shù)迅速降低，而溫度快速升高，隨著后續(xù)三次風(fēng)和燃盡風(fēng)的補(bǔ)入，未燃盡的焦炭進(jìn)一步燃燒，消耗部分O2，最終O2體積分?jǐn)?shù)降低至穩(wěn)定值，符合實(shí)際運(yùn)行規(guī)律。改造后由于一部分二次風(fēng)被引入為燃盡風(fēng)，主燃燒區(qū)內(nèi)處于缺氧燃燒，送入的O2瞬間被消耗，因此對(duì)比圖7(a)和圖7(b)發(fā)現(xiàn)：改造后主燃區(qū)內(nèi)的O2體積分?jǐn)?shù)低于改造前，而在燃盡風(fēng)區(qū)域，由于補(bǔ)入大量燃盡風(fēng)，因此在該區(qū)域改造后的O2體積分?jǐn)?shù)高于改造前，有助于未完全燃燒的焦炭進(jìn)一步燃燒，實(shí)現(xiàn)較好的分級(jí)燃燒效果。

由圖7和圖8可以看出：爐內(nèi)CO體積分?jǐn)?shù)分布與O2體積分?jǐn)?shù)分布也是成相反趨勢(shì)。在主燃區(qū)內(nèi)由于煤粉快速燃燒，消耗大量O2，其中部分不完全燃燒形成CO，而隨著氣流上升，生成的CO逐漸氧化為CO2，因此CO體積分?jǐn)?shù)隨爐膛高度升高而逐漸減小。改造后由于進(jìn)行分級(jí)燃燒，主燃區(qū)過量空氣系數(shù)小于1，生成CO體積分?jǐn)?shù)遠(yuǎn)大于改造前。

圖9為改造前后爐膛中心截面NOx體積分?jǐn)?shù)分布，可以看出改造后爐內(nèi)NOx體積分?jǐn)?shù)比改造前低很多。改造后一次風(fēng)口采用集中布置，并進(jìn)行分級(jí)燃燒，一部分二次風(fēng)被引入為燃盡風(fēng)，因此主燃區(qū)過量空氣系數(shù)小于1，處于缺氧燃燒，產(chǎn)生大量還原性氣體，將生成的NOx還原。改造前主燃區(qū)雖然也產(chǎn)生部分CO，但總體上生成的NOx還是遠(yuǎn)多于還原的NOx，并且改造后爐內(nèi)整體溫度水平低于改造前，一定程度上減少了熱力型NOx的生成。爐膛出口NOx體積分?jǐn)?shù)改造前為4.99×10-4，改造后為1.93×10-4，減排率達(dá)到60%左右。

圖9 改造前后爐膛中心截面NOx體積分?jǐn)?shù)分布

4 結(jié)語

筆者對(duì)某220 t/h四角切圓鍋爐燃燒器改造前后進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，對(duì)比研究改造前后爐內(nèi)的速度場(chǎng)、溫度場(chǎng)、組分場(chǎng)以及NOx體積分?jǐn)?shù)分布情況，并與實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù)比較，驗(yàn)證模型可靠性。結(jié)果表明：

(1) 低氮燃燒改造后，爐內(nèi)總體溫度水平較改造前降低，減少局部高溫區(qū)域可有效緩解爐內(nèi)結(jié)焦，并一定程度上抑制熱力型NOx的生成。

(2) 改造后溫度切圓較改造前要小，因此可以有效改善火焰沖刷壁面等問題，燃燒情況得到改善。

(3) 低氮燃燒改造后采用分級(jí)燃燒，主燃燒區(qū)缺氧燃燒，產(chǎn)生大量還原性氣體，有效抑制NOx生成，改造后NOx排放體積分?jǐn)?shù)降低了60%左右，效果較好。

(4) 計(jì)算所得各種場(chǎng)的分布均符合四角切圓煤粉鍋爐的實(shí)際運(yùn)行規(guī)律，且模擬結(jié)果與運(yùn)行數(shù)據(jù)能較好擬合，誤差均在5%以下，因此采用的模型和計(jì)算方法均合理，預(yù)測(cè)結(jié)果較準(zhǔn)確，對(duì)同類型鍋爐低氮燃燒改造具有一定指導(dǎo)意義。