袁 卓，曾卓雄，公 雪，程 恒

（上海電力大學(xué)能源與機(jī)械工程學(xué)院，上海 200090）

燃煤電站鍋爐排放的NOx是大氣污染物的主要來(lái)源，研究燃煤鍋爐污染物超低排放對(duì)節(jié)能環(huán)保具有重要意義，將低NOx燃燒器和空氣分級(jí)燃燒聯(lián)合使用是降低NOx排放最直接有效的方法[1-2]。周黎明[3]對(duì)爐內(nèi)CO含量急劇上升，機(jī)組運(yùn)行特性變化大等問(wèn)題，通過(guò)調(diào)試二次風(fēng)、分離燃盡風(fēng)（SOFA）及提高運(yùn)行氧量，使得燃燒滯后現(xiàn)象明顯改善。趙星海等[4]結(jié)合空氣分級(jí)及富氧燃燒技術(shù)，對(duì)鍋爐爐內(nèi)溫度場(chǎng)以及NOx排放特性進(jìn)行了數(shù)值模擬。Wang等人[5]提出了一種具有偏心二次風(fēng)布置的新型旋流燃燒器，并試驗(yàn)證明了該燃燒器在低負(fù)荷工況下可以實(shí)現(xiàn)穩(wěn)燃和低NOx排放。趙有生等[6]數(shù)值分析了水平濃淡煤粉燃燒器內(nèi)不同濃淡比工況下的NOx排放變化規(guī)律。過(guò)增元等[7-8]指出在一定的速度及溫度梯度下，減小兩者間的夾角是強(qiáng)化傳熱的有效措施。何雅玲等[9]應(yīng)用場(chǎng)協(xié)同理論分析了速度場(chǎng)與壓力梯度之間的協(xié)同性。在很多工業(yè)領(lǐng)域，場(chǎng)協(xié)同理論也得到了驗(yàn)證和推廣[10-11]，而從溫度場(chǎng)與速度場(chǎng)協(xié)同性角度研究鍋爐燃燒傳熱特性的較少。

本文對(duì)某330 MW機(jī)組四角切圓燃煤鍋爐進(jìn)行了數(shù)值模擬，結(jié)合場(chǎng)協(xié)同理論，從不同過(guò)量空氣系數(shù)、不同燃盡風(fēng)比率、不同配風(fēng)方式、不同擺角等方面分析了其對(duì)鍋爐燃燒和NOx排放規(guī)律的影響。

1 機(jī)組概況

某330 MW亞臨界機(jī)組鍋爐在水平方向上采用濃淡分離直流型燃燒器和同心反切燃燒技術(shù)組織燃燒，一次風(fēng)偏置角度為40.3°，順時(shí)針小切圓，二次風(fēng)偏置角度為45.3°，逆時(shí)針大切圓燃燒。在豎直方向上采用深度空氣分級(jí)燃燒技術(shù)，燃燒器四角布置，由下至上分級(jí)排列，其中一次風(fēng)共5層噴口，濃淡組合布置，A、B 2層是內(nèi)濃外淡，C、D、E 3層是下濃上淡。二次風(fēng)與一次風(fēng)相間布置，共7層噴口。同時(shí)在主燃燒區(qū)上部設(shè)計(jì)1層緊湊型燃盡風(fēng)（OFA）和4層SOFA。鍋爐爐膛縱截面及噴口布置如圖1所示，燃用煤質(zhì)分析見(jiàn)表1。

圖1 鍋爐爐膛縱截面及噴口布置Fig.1 The boiler furnace longitudinal section and the nozzle layout

表1 煤質(zhì)分析結(jié)果Tab.1 Coal quality analysis result

2 數(shù)學(xué)模型及計(jì)算條件

協(xié)同角β表達(dá)式為[12]

采用Euler方法模擬氣相，氣相湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)雙方程模型，標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)處理邊界層網(wǎng)格；采用隨機(jī)軌道模型模擬煤顆粒運(yùn)動(dòng)；采用雙平行競(jìng)爭(zhēng)反應(yīng)模型模擬煤粉揮發(fā)分析出；采用動(dòng)力/擴(kuò)散控制反應(yīng)速率模型模擬焦炭燃燒；采用渦耗散/有限速率化學(xué)反應(yīng)模型模擬氣相湍流燃燒，揮發(fā)分燃燒為8步分解燃燒[13]，焦炭燃燒為4步表面顆粒燃燒[14]；輻射傳熱采用P1模型，壓力-速度耦合采用SIMPLE方法，對(duì)流項(xiàng)為二階中心差分，擴(kuò)散項(xiàng)為二階迎風(fēng)差分。

爐膛整體上是規(guī)則形狀，可采用結(jié)構(gòu)化的六面體網(wǎng)格劃分，且不同區(qū)域的網(wǎng)格密度不同。為減小計(jì)算中的偽擴(kuò)散，將爐膛燃燒器區(qū)域的橫截面劃分為輻射狀網(wǎng)格，同時(shí)對(duì)燃燒器噴口附近的網(wǎng)格進(jìn)行局部加密處理。網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證確定鍋爐網(wǎng)格數(shù)目為170萬(wàn)。

邊界條件見(jiàn)表2。一次風(fēng)投入A、B、C、D層燃燒器，E層燃燒器備用；二次風(fēng)、OFA、SOFA全開(kāi)；總風(fēng)量為313.1 m3/s，總煤量為41.94 kg/s，其中燃燒器噴口的煤粉濃淡質(zhì)量比為6:4。其他工況及二次風(fēng)配風(fēng)模式分別見(jiàn)表3和表4。

表2 邊界條件Tab.2 Boundary conditions

表3 其他工況Tab.3 Other working conditions

表4 二次風(fēng)配風(fēng)模式Tab.4 The distribution modes of secondary air

3 結(jié)果與討論

選取文獻(xiàn)[15]中鍋爐爐膛出口（Z=50 m）的O2體積分?jǐn)?shù)和NOx質(zhì)量濃度值與本文的模擬值做對(duì)比分析，其結(jié)果見(jiàn)表5。

表5 計(jì)算結(jié)果驗(yàn)證Tab.5 Validation of simulated results

由表5可見(jiàn)，鍋爐試驗(yàn)值和模擬值的O2體積分?jǐn)?shù)和NOx質(zhì)量濃度值的誤差率均不超過(guò)5%，說(shuō)明本文的數(shù)值計(jì)算值可以很好地反映鍋爐爐膛內(nèi)的燃燒特征和NOx排放特性。

3.1 不同因素對(duì)場(chǎng)協(xié)同的影響

圖2 為一次風(fēng)截面處各參數(shù)值分布。從圖2a)、圖2b)可見(jiàn)：在鍋爐13.97 m標(biāo)高處的一次風(fēng)截面上，一次風(fēng)攜帶煤粉從爐墻四角噴入，進(jìn)行切圓燃燒，溫度和速度形成了相似的環(huán)狀分布；沿著氣流流動(dòng)的方向，溫度逐漸變大，速度逐漸變小，且溫度梯度變化與速度梯度變化正好相反。

圖2 一次風(fēng)截面處各參數(shù)值分布Fig.2 Distribution of various parameters at the primary air cross section

由圖2c)、圖2d)可見(jiàn)，在空氣流動(dòng)方向和爐膛中心處，協(xié)同角較小的區(qū)域也形成了與溫度分布相似的環(huán)狀分布，而在爐墻附近及氣流尾部，協(xié)同角較大，約為80°。這是因?yàn)檠刂鴼饬髁鲃?dòng)方向，溫度梯度方向與氣流速度矢量方向一致，所以協(xié)同角較?。欢跔t墻附近及氣流尾部，由于氣流剛度減弱，湍動(dòng)能增強(qiáng)，氣流速度矢量變化極快，溫度梯度方向和氣流速度矢量方向協(xié)同一致性降低，所以協(xié)同角較大。

在風(fēng)、粉混合氣流形成的速度矢量場(chǎng)內(nèi)，沿著氣流速度梯度方向，傳熱率最高，熱量傳遞最強(qiáng)，溫度上升最快；在氣流速度梯度的垂直方向上，傳熱率最低，熱量傳遞最弱，溫度上升最慢。所以協(xié)同角越小的區(qū)域，其溫度梯度與速度矢量方向越具有一致性，因此沿著環(huán)形的速度矢量方向形成了環(huán)形的高溫區(qū)。

圖3 為沿爐膛高度方向，不同過(guò)量空氣系數(shù)α、不同SOFA比率、不同配風(fēng)方式、不同燃燒器擺角對(duì)協(xié)同角β的影響。從圖3可以看出：在爐膛高度10~15 m范圍內(nèi)，協(xié)同角從82°迅速降低至70°；在15~30 m范圍內(nèi)，協(xié)同角上下劇烈波動(dòng)。結(jié)合爐膛結(jié)構(gòu)和燃燒器位置分析可知：在爐膛高度10~15 m范圍內(nèi)，有A、B、C 3層一次風(fēng)噴口及其相間的4層二次風(fēng)噴口，由于風(fēng)、煤的持續(xù)噴入，爐膛下部形成了穩(wěn)定、一致的溫度分布和速度分布，所以協(xié)同角迅速減?。辉?5~30 m范圍內(nèi)，有大量的OFA和SOFA送入，再加上煤粉的二次燃盡以及NOx的生成與還原等一系列復(fù)雜反應(yīng)，湍流作用比較強(qiáng)，使得爐膛內(nèi)的傳熱、傳質(zhì)極不均勻，所以協(xié)同角波動(dòng)；在30 m及以上區(qū)域，協(xié)同角呈現(xiàn)規(guī)律性的先增大再減小趨勢(shì)，原因是下部來(lái)流攜帶的湍動(dòng)能在該區(qū)域逐漸釋放，同時(shí)該區(qū)域沒(méi)有湍動(dòng)源，所以協(xié)同角呈現(xiàn)一直增加而不波動(dòng)的趨勢(shì)；直到在40 m折焰角處，協(xié)同角開(kāi)始逐漸變小，因?yàn)榇颂幍臋M截面突然縮小，湍動(dòng)能被進(jìn)一步削弱，溫度分布和速度分布也逐漸穩(wěn)定。

由圖3還可以看出：在爐膛高度30 m及以上區(qū)域，協(xié)同角隨過(guò)量空氣系數(shù)、燃盡風(fēng)比率的增大而減小，均等配風(fēng)方式下協(xié)同角最?。蝗紵鲾[角的絕對(duì)值越大，協(xié)同角越小。這是因?yàn)樵谇袌A燃燒系統(tǒng)中，從燃燒器噴嘴射入爐膛的空氣在爐膛內(nèi)轉(zhuǎn)化成旋轉(zhuǎn)動(dòng)量，和燃燒器擺角水平相比，擺角向上或者擺角向下均會(huì)削弱爐膛上部煙氣的切向旋轉(zhuǎn)動(dòng)量[16]，旋轉(zhuǎn)動(dòng)量越小，溫度和速度的協(xié)同性越好，協(xié)同角也越小。

圖3 不同因素對(duì)協(xié)同角的影響Fig.3 Effect of different factors on synergy angle

3.2 不同過(guò)量空氣系數(shù)對(duì)NOx的影響

圖4 為在不同過(guò)量空氣系數(shù)下，沿爐膛高度方向上爐內(nèi)溫度、揮發(fā)分、O2體積分?jǐn)?shù)和NOx質(zhì)量濃度的變化曲線(xiàn)。由圖4可以看出：在冷灰斗區(qū)（0~10 m），溫度迅速升高至1 350 K，NOx質(zhì)量濃度迅速降低，而揮發(fā)分和O2體積分?jǐn)?shù)幾乎不變，這是因?yàn)樵搮^(qū)域氣流不易流通；在主燃區(qū)（爐膛高度10~20 m），溫度進(jìn)一步升高至最高溫度1 450 K，O2體積分?jǐn)?shù)波動(dòng)幅度很大（3.0%~6.5%），揮發(fā)分降低至6%，而NOx質(zhì)量濃度增加緩慢，這是因?yàn)樵谠搮^(qū)域空氣和煤粉被迅速送入爐膛，然后被迅速消耗，同時(shí)由于空氣分級(jí)燃燒技術(shù)和濃淡直流燃燒器的聯(lián)用，NOx的生成被抑制；在還原區(qū)（爐膛高度20~25 m）和燃盡區(qū)（爐膛高度25~30 m），O2體積分?jǐn)?shù)先快速下降再升高，而溫度和NOx質(zhì)量濃度基本保持不變，這是因?yàn)樵谠摲秶鷥?nèi)SOFA的送入使得NOx既被生成又被還原，而NOx的生成量與還原量大致相等，所以NOx質(zhì)量濃度變化不明顯。同時(shí)，最佳過(guò)量空氣系數(shù)為1.15。

圖4 不同過(guò)量空氣系數(shù)下各參數(shù)沿爐膛高度方向變化Fig.4 Changes of the parameters along the furnace height direction at different excess air coefficients

3.3 不同SOFA比率對(duì)NOx的影響

圖5 是在不同SOFA比率下，各參數(shù)沿著爐膛高度方向的變化曲線(xiàn)。從圖5a)—圖5c)可以看出，隨著SOFA比率不斷增大，爐膛內(nèi)的整體溫度不斷降低，但主燃區(qū)內(nèi)揮發(fā)分和燃盡區(qū)內(nèi)的O2體積分?jǐn)?shù)卻不斷增加。這是因?yàn)镾OFA比率不斷增大，使得主燃區(qū)內(nèi)空氣量不斷降低，進(jìn)一步加劇該區(qū)域的欠氧燃燒，煤粉釋放的熱量變小，同時(shí)在燃盡區(qū)內(nèi)不斷增加的風(fēng)量反而冷卻了該區(qū)域的爐膛溫度，所以爐膛整體溫度不斷降低。

圖5 不同SOFA比率下各參數(shù)沿爐膛高度方向變化Fig.5 Changes of the parameters along the furnace height direction at different ratios of SOFA

從圖5d)可以看出：在主燃區(qū)內(nèi)，SOFA比率的不斷增加，對(duì)NOx生成的抑制作用十分明顯；但在燃盡區(qū)內(nèi)，由于過(guò)量的分離燃盡風(fēng)被送入，未燃盡煤粉二次燃燒生成NOx，反而使?fàn)t膛出口NOx質(zhì)量濃度偏高?？傊?，隨著SOFA比率不斷增大，爐膛出口NOx質(zhì)量濃度呈現(xiàn)先減小再增大的規(guī)律，最佳SOFA比率是15%~25%。

3.4 不同配風(fēng)方式對(duì)NOx的影響

圖6 是二次風(fēng)不同配風(fēng)方式下，各參數(shù)沿爐膛高度方向的變化曲線(xiàn)。

圖6 不同配風(fēng)方式下沿爐膛高度方向各參數(shù)變化Fig.6 Changes of the parameters along the furnace height direction under different air distribution modes

由圖6可以看出，和正寶塔配風(fēng)方式相比，倒寶塔配風(fēng)方式下，揮發(fā)分迅速降低（10%~6%），O2體積分?jǐn)?shù)快速升高（1%~7%），NOx生成量也明顯更低。這是因?yàn)榈箤毸滹L(fēng)方式使得爐膛下部風(fēng)量小，形成強(qiáng)還原性氣氛，有利于NOx的還原。和束腰配風(fēng)相比，均等配風(fēng)方式下?lián)]發(fā)分變化趨勢(shì)相同，但O2體積分?jǐn)?shù)更高，大約為4%，NOx的生成量也更低，大約為300 mg/m3。這是因?yàn)榫扰滹L(fēng)方式可以促進(jìn)O2與揮發(fā)分充分混合燃燒，更有利于發(fā)揮空氣分級(jí)燃燒對(duì)NOx生成的抑制作用?？傊?，均等配風(fēng)方式下，爐膛內(nèi)的O2體積分?jǐn)?shù)最高，爐膛出口的NOx質(zhì)量濃度最低，而束腰配風(fēng)方式呈現(xiàn)相反的規(guī)律；倒寶塔配風(fēng)方式可有效抑制主燃區(qū)NOx生成，但其爐膛出口的NOx質(zhì)量濃度與正寶塔配風(fēng)方式下相同，這可能是SOFA比率過(guò)大所致。

3.5 不同擺角對(duì)NOx排放的影響

圖7 是燃燒器不同擺角下，NOx質(zhì)量濃度隨爐膛高度的變化曲線(xiàn)。由圖7可以看出：和擺角為0°相比，燃燒器擺角向下，爐膛內(nèi)NOx生成量更低；燃燒器擺角向上，會(huì)產(chǎn)生更多的NOx，并且擺角向上比擺角向下對(duì)爐膛內(nèi)NOx生成影響更大。因?yàn)檎{(diào)整燃燒器擺角可以改變爐膛內(nèi)火焰中心高度，影響煤粉在爐膛內(nèi)的燃燒時(shí)間；當(dāng)燃燒器的擺角增加，NOx還原區(qū)的長(zhǎng)度變短，分級(jí)燃燒效果變差。而燃燒器擺角向下過(guò)大（-10°），火焰會(huì)沖刷冷灰斗，引起高溫腐蝕。當(dāng)設(shè)定燃燒器擺角為-5°時(shí)，調(diào)整SOFA擺角可以進(jìn)一步降低爐膛出口的NOx質(zhì)量濃度，而且其擺角向上比擺角向下效果好（圖8），這是因?yàn)镾OFA擺角向上，可以增大還原區(qū)長(zhǎng)度，有利于NOx的充分還原，最佳擺角為+10°，此時(shí)爐膛出口NOx質(zhì)量濃度為350 mg/m3。

圖7 燃燒器不同擺角對(duì)NOx排放的影響Fig.7 Effect of different swing angles of burner on NOx emissions

圖8 不同SOFA擺角對(duì)NOx排放的影響Fig.8 Effect of different swing angles of SOFA on NOx emissions

4 結(jié) 論

1）某四角切圓鍋爐過(guò)量空氣系數(shù)越大，協(xié)同角越小，爐膛出口NOx質(zhì)量濃度越高，最佳過(guò)量空氣系數(shù)是1.15。

2）隨著SOFA比率不斷增加，協(xié)同角逐漸減小，爐膛出口NOx質(zhì)量濃度先減小再增加，最佳SOFA比率為15%~25%。

3）均等配風(fēng)方式下?tīng)t膛出口NOx質(zhì)量濃度最低，束腰配風(fēng)方式下O2體積分?jǐn)?shù)最低，倒寶塔配風(fēng)方式可以有效抑制主燃區(qū)NOx生成。

4）SOFA擺角向上和向下均可降低爐膛出口NOx質(zhì)量濃度。