趙洪斌

（國(guó)家能源集團(tuán)承德熱電有限公司，河北 承德 067002）

煤炭是我國(guó)的主要能源來源，目前受限于技術(shù)及需求，大多數(shù)工業(yè)鍋爐以燃煤為主。煤炭在為生活與工業(yè)提供能源的同時(shí)，也帶來了十分嚴(yán)重的大氣污染問題，其中氮氧化合物的危害尤其突出[1]。同時(shí)，根據(jù)相關(guān)專業(yè)機(jī)構(gòu)對(duì)工業(yè)鍋爐的效率測(cè)試報(bào)告來看，平均效率還不足80%，造成了巨大的能源浪費(fèi)。但由于燃煤鍋爐會(huì)對(duì)環(huán)境造成嚴(yán)重的污染，隨著能源供應(yīng)結(jié)構(gòu)的不斷變化以及節(jié)能環(huán)保要求的日益嚴(yán)格，采用清潔燃料及其相應(yīng)技術(shù)的高效、節(jié)能、低污染工業(yè)鍋爐將是產(chǎn)品發(fā)展的必然趨勢(shì)。本文對(duì)工業(yè)鍋爐燃燒優(yōu)化技術(shù)進(jìn)行分析，提出詳細(xì)優(yōu)化方案，從而提高燃燒效率，降低NOx的排放[2]。

1 建立工業(yè)鍋爐數(shù)值模擬模型

1.1 設(shè)計(jì)幾何模型尺寸及網(wǎng)格劃分

表1給出爐膛模型幾何尺寸，詳細(xì)分析爐膛內(nèi)各個(gè)結(jié)構(gòu)所產(chǎn)生的數(shù)據(jù)，通過這些述職可知爐膛內(nèi)所設(shè)計(jì)出的幾何精準(zhǔn)尺寸。

表1 爐膛幾何模型尺寸

本文所研究的網(wǎng)格劃分方式，為加密四面體與結(jié)構(gòu)化六面體網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格尺寸最大不超過0.3米，網(wǎng)格數(shù)量最多不超過100萬。

1.2 設(shè)置冷態(tài)氣固兩相流參數(shù)

工業(yè)燃煤鍋爐在燃燒過程中，若要保持其穩(wěn)定性與持續(xù)性，則需要對(duì)鍋爐運(yùn)行中的燃燒配比和送風(fēng)的參數(shù)進(jìn)行相應(yīng)的調(diào)整，同時(shí)，根據(jù)試驗(yàn)所得的數(shù)據(jù)對(duì)燃煤鍋爐的燃燒參數(shù)進(jìn)行合理設(shè)置。該種方法得到的結(jié)果準(zhǔn)確度更高，但是需要專業(yè)的技術(shù)人員進(jìn)行大量的重復(fù)調(diào)整試驗(yàn)，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行整合分析，從而得到優(yōu)化方案[3]。

本文研究選取歐拉雙流體模型與模型，其中固體粘度設(shè)置為Syamlal-obrien，曳力模型選取Gidaspow，摩擦粘度設(shè)置為Schaeffer，固體體積粘度、徑向分布與固體壓力設(shè)置為L(zhǎng)un-et-al，最大堆積密度設(shè)置為0.62，固體溫度設(shè)置為Gunn，摩擦壓力設(shè)置為Baseed-ktgf，碰撞恢復(fù)系數(shù)設(shè)置為0.94。參數(shù)設(shè)置如表2所示，選取0.001s模擬時(shí)間步長(zhǎng)，模擬鍋爐內(nèi)氣固兩相流的流動(dòng)情況。

表2 參數(shù)設(shè)置

上表2所示，在本研究中，為簡(jiǎn)化計(jì)算，由于床料顆粒的多物性的影響對(duì)本研究的目的基本可以忽略，故而選擇單一物性床料顆粒作為模擬參數(shù)設(shè)置。

2 工業(yè)鍋爐燃燒優(yōu)化技術(shù)詳解

2.1 重新布置二次風(fēng)結(jié)構(gòu)

針對(duì)鍋爐內(nèi)氧氣濃度不均勻會(huì)使氮氧化合物生成量增加這一現(xiàn)象，提出對(duì)二次風(fēng)結(jié)構(gòu)的改動(dòng)，結(jié)合爐膛幾何模型尺寸來調(diào)整鍋爐內(nèi)氧氣濃度分布。在燃煤鍋爐正常運(yùn)行的前提下，使一次風(fēng)率降低，二次風(fēng)率提高，讓空氣分級(jí)燃燒的效果更強(qiáng)。一次風(fēng)與尾部煙氣混合后進(jìn)入爐膛，煤炭粒在其中快速燃燒，二次風(fēng)從經(jīng)旋流器后噴口出進(jìn)入，形成與主氣流方向相反的旋轉(zhuǎn)射流，射流不斷從風(fēng)口噴入，氣流中心區(qū)部分因氣流旋轉(zhuǎn)而呈現(xiàn)負(fù)壓狀態(tài)，進(jìn)而產(chǎn)生較穩(wěn)定的回流區(qū)，將鍋爐內(nèi)燃燒生成的高溫?zé)煔饩砦蕉物L(fēng)噴口附近，調(diào)整氧氣濃度[4]。在對(duì)燃煤鍋爐進(jìn)行多方面考慮的情況下，一次風(fēng)機(jī)的機(jī)型偏大功率較高，二次風(fēng)機(jī)的機(jī)型偏小功率較低，若二次風(fēng)機(jī)符合提高二次風(fēng)率的要求，直接調(diào)整風(fēng)機(jī)參數(shù)，若不符合，結(jié)合實(shí)際情況對(duì)風(fēng)機(jī)進(jìn)行調(diào)整，可以用連通管將一次風(fēng)機(jī)與二次風(fēng)機(jī)相連，以加強(qiáng)二次風(fēng)量；進(jìn)一步調(diào)整二次風(fēng)噴口，使噴口下傾角度變小，適當(dāng)加大二次風(fēng)噴口的橫截面積；分層排列二次風(fēng)噴口，改變其幾何形狀，實(shí)際情況中，二次風(fēng)噴口多為方形，將其優(yōu)化成圓形，來調(diào)整二次風(fēng)剛性進(jìn)而影響鍋爐內(nèi)氧氣濃度。

2.2 調(diào)整受熱面布置

考慮到爐膛內(nèi)溫度分布不均，尤其是局部高溫對(duì)鍋爐燃燒效率與氮氧化合物生成的影響，針對(duì)受熱面進(jìn)行調(diào)整，同時(shí)設(shè)置隔熱板。調(diào)整受熱面，需對(duì)每段受熱面（如空氣預(yù)熱器段、水冷壁、水冷屏等）的鍋爐內(nèi)吸熱量進(jìn)行計(jì)算。

式中，Q表示：吸熱量；c表示：過程相關(guān)比熱容；m表示：反應(yīng)物質(zhì)量；( t?t0)表示：末溫與初溫之差。

根據(jù)公式(1)計(jì)算的得出各段受熱面的吸熱量，與各段預(yù)設(shè)理論溫度進(jìn)行對(duì)比，根據(jù)偏差值以及模型參數(shù)中的床料比熱容與床料導(dǎo)熱率參數(shù)，結(jié)合實(shí)際情況調(diào)整受熱面。由于爐內(nèi)溫度受蒸發(fā)段的吸熱量影響最大，增加水冷屏面積，以調(diào)整爐內(nèi)溫度。同時(shí)增加爐膛內(nèi)的絕熱面積，設(shè)置可調(diào)節(jié)隔熱板，隔熱板面積調(diào)節(jié)范圍在爐內(nèi)受熱面積的20%～40%之間，根據(jù)鍋爐負(fù)荷調(diào)整絕熱面積。當(dāng)爐內(nèi)負(fù)荷高時(shí)，通過調(diào)節(jié)裝置使隔熱板重疊以降低絕熱面積，使水冷壁的吸熱量加大；當(dāng)爐內(nèi)負(fù)荷低時(shí)，通過調(diào)節(jié)裝置使使隔熱板分散鋪開，使水冷壁的吸熱量減小，以達(dá)到根據(jù)爐內(nèi)負(fù)荷調(diào)整爐內(nèi)溫度的目的。

2.3 優(yōu)化給煤口結(jié)構(gòu)

考慮到給煤口的不合理設(shè)計(jì)會(huì)造成飛灰和灰渣含碳量的增加，導(dǎo)致鍋爐運(yùn)行效率減低，結(jié)合模型參數(shù)中的床料顆粒粒徑與顆粒密度參數(shù)，針對(duì)給煤口結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化。對(duì)鍋爐燃燒設(shè)備設(shè)計(jì)和改造是對(duì)鍋爐燃燒進(jìn)行優(yōu)化的最有效方式，尤其對(duì)鍋爐燃燒器的改造和設(shè)計(jì)可優(yōu)化爐內(nèi)燃燒過程并提高鍋爐的工作效率。改變播煤風(fēng)口與給煤風(fēng)口的設(shè)置，使二者分層布置，將原來播煤風(fēng)與煤粉先混合再共同進(jìn)入爐膛的方式，改成播煤風(fēng)將煤粉托送至爐膛內(nèi)；調(diào)整播煤風(fēng)的風(fēng)機(jī)機(jī)設(shè)置，使其剛度加強(qiáng)。

2.4 增加SNCR脫硝工藝

在燃煤鍋爐中，旋風(fēng)分離器入口處的溫度大多在800oC～1000oC之間，煙氣在其中大多可滯留1.5s～4s，SNCR是脫硝反應(yīng)的最優(yōu)反應(yīng)器，具備反應(yīng)所需的理想條件。在限制氨逃逸不超過標(biāo)準(zhǔn)的前提下，根據(jù)鍋爐的實(shí)際情況，結(jié)合爐膛幾何模型尺寸，在役機(jī)組中未安裝SNCR脫硝反應(yīng)裝置的，加設(shè)該裝置，原本設(shè)有SNCR脫硝反應(yīng)裝置的，將旋風(fēng)分離器中原有的SNCR還原劑噴入點(diǎn)位置改設(shè)在入口段的上側(cè)與內(nèi)側(cè)，同時(shí)加裝還原劑噴入點(diǎn)，使其總數(shù)在3～4個(gè)之間，并使其霧化角度加大，挑選適合的SNCR噴槍。主要反映機(jī)理如下：

工業(yè)中一般采用NH3作為還原劑，SNCR的實(shí)際應(yīng)用中也有使用尿素作為還原劑的情況，在本次研究中暫不做討論。

3 熱態(tài)燃燒模擬

利用已建立的模型，采用fluent模擬工業(yè)鍋爐內(nèi)燃燒過程，以驗(yàn)證本研究中提出的燃燒優(yōu)化技術(shù)的有效性。將本研究提出的燃燒優(yōu)化方案標(biāo)記為方案1，將優(yōu)化前的傳統(tǒng)方案標(biāo)記為方案2，進(jìn)行熱態(tài)燃燒模擬測(cè)試對(duì)比。

表2 兩種方案煙溫對(duì)比

由表1可知，方案1的爐膛平均煙溫為1272K，方案2的爐膛平均煙溫為1342K，前者比后者低了71K，方案1的爐膛出口處的煙溫為1259K，方案2的爐膛出口處煙溫為1309K，前者比后者低了50K。

圖1 兩種方案爐膛截面平均氧氣體積分?jǐn)?shù)沿爐膛標(biāo)高分布

由圖1可知，從整體上看，方案1的爐膛截面平均氧氣濃度比方案2低，尤其在爐膛的密相區(qū)十分明顯。

表3 兩種方案氧氣濃度對(duì)比

由表2可知，方案1的爐膛出口處氧氣濃度為1.78%，方案2的爐膛出口處氧氣濃度為4.07%，前者比后者低2.29%。

表4 兩種方案燃盡率對(duì)比

表3為不同鍋爐負(fù)荷下兩種方案的煤粉燃盡率，當(dāng)鍋爐負(fù)荷為50%時(shí)，方案1的燃盡率為99.16%，比方案2燃盡率97.21%高了1.95%；當(dāng)鍋爐負(fù)荷為80%時(shí)，方案1的燃盡率為99.61%，比方案2的燃盡率98.20%高了1.41%。

圖2 兩種方案截面平均NOx濃度沿軸向變化

圖1表示不同方案下截面平均NOx濃度沿軸向的變化，可知兩種方案變化趨勢(shì)基本相同，從整體上看，燃燒器部分截面平均NOx平均濃度大幅度升高，其升高趨勢(shì)在進(jìn)入爐膛后有所減緩，到爐膛后半段時(shí)，其升高趨勢(shì)有稍許下降，最終逐漸穩(wěn)定。由方案1與方案2對(duì)比可知，除燃燒器部分，其余沿軸向變化的平均NOx濃度，前者均低于后者。

表5 兩種方案NOx濃度與脫硝效率對(duì)比

由表4可知，方案1的爐膛出口NOx濃度為268.82 mg/Nm3，方案2的爐膛出口NOx濃度為315.72 mg/Nm3，前者比后者低46.9 mg/Nm3；方案1脫硝效率為23.84%，方案2脫硝效率為8.64%，前者比后者高15.2%。

4 結(jié)束語

由上述可知，每個(gè)燃燒優(yōu)化的方法均有各自的優(yōu)點(diǎn)與缺點(diǎn)，應(yīng)根據(jù)實(shí)際情況有機(jī)結(jié)合多種方法以改善工業(yè)鍋爐的燃燒，進(jìn)一步促進(jìn)工業(yè)燃煤鍋爐的發(fā)展。本文所研究的熱態(tài)燃燒模擬結(jié)果可知，優(yōu)化后的方案可以減小爐膛的平均煙溫與出口煙溫，使?fàn)t膛出口氧氣濃度降低，提高煤粉燃盡率，從而提高鍋爐的燃燒效率；還可以減少NOx的排放，提高脫硝效率。今后筆者將會(huì)持續(xù)關(guān)注工業(yè)鍋爐燃燒技術(shù)的發(fā)展，多看多學(xué)，以期能獻(xiàn)出一份力量。