江志銘，張 妍，李越勝，邱燕飛，宋長(zhǎng)志，劉 虎，鄧 磊，車得福

(1.廣東省特種設(shè)備檢測(cè)研究院 順德檢測(cè)院，廣東 佛山 528300；2.國(guó)家工業(yè)鍋爐質(zhì)量監(jiān)督檢驗(yàn)中心，廣東 佛山 528300；3.西安交通大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院，陜西 西安 710049)

0 引 言

隨著環(huán)保標(biāo)準(zhǔn)提高，電站鍋爐NOx排放量控制日益嚴(yán)格。目前，國(guó)內(nèi)外主要通過低氮燃燒和煙氣后處理2類技術(shù)進(jìn)行NOx排放控制。低氮燃燒是通過改變不同燃燒階段燃料和空氣比率來控制NOx排放，由于性價(jià)比高，普遍作為低氮控制技術(shù)的首選方案。煙氣后處理技術(shù)是將燃燒過程中已經(jīng)生成的NOx通過技術(shù)手段還原為無害N2，最常用的方法有選擇性催化還原法(SCR)和非選擇性催化還原法(SNCR)[1-6]。

國(guó)內(nèi)外眾多學(xué)者采用數(shù)值計(jì)算方法對(duì)不同爐型[7-14]和燃燒氣氛[15-16]下鍋爐燃燒和組分濃度分布進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)數(shù)值計(jì)算可以獲得較可靠的結(jié)果。李德波等[12]研究了風(fēng)速對(duì)四角切圓鍋爐的影響，結(jié)果表明隨著風(fēng)速增大，爐膛內(nèi)和爐膛出口處的平均溫度均下降。同時(shí)爐內(nèi)切圓半徑和切圓中心位置均未發(fā)生改變，但切圓最大風(fēng)速增大。王秋紅等[13]研究不同負(fù)荷下爐內(nèi)燃燒特性的變化情況，結(jié)果表明NOx濃度隨負(fù)荷的降低而降低。CHOI等[17]通過數(shù)值模擬研究了一臺(tái)塔式鍋爐的燃燒特性，結(jié)果表明，與不采用燃盡風(fēng)噴口相比，采用燃盡風(fēng)噴口能很好地降低NOx的生成。低氮改造可以有效降低NOx生成，而對(duì)于改造后低負(fù)荷下爐內(nèi)燃燒特性研究有限。

本文以某電廠一臺(tái)低氮改造后的300 MW四角切圓煤粉鍋爐為研究對(duì)象，進(jìn)行了60%負(fù)荷下氧量擾動(dòng)、燃盡風(fēng)量擾動(dòng)和煤層擾動(dòng)數(shù)值模擬試驗(yàn)，對(duì)低氮改造后不同負(fù)荷下鍋爐的燃燒情況進(jìn)行分析，為該電廠低氮改造效果及不同負(fù)荷下運(yùn)行方式提供參考依據(jù)。

1 鍋爐概況

某電廠鍋爐為300 MW亞臨界壓力、一次中間再熱、自然循環(huán)、單爐膛、平衡通風(fēng)、四角切圓燃燒、固態(tài)排渣、露天“π”型布置、全鋼架全懸吊結(jié)構(gòu)的燃煤鍋爐。鍋爐爐膛寬14 706.6 mm、深13 743.4 mm、高56 400 mm。鍋爐設(shè)計(jì)用煤為甘肅華亭煤，煤質(zhì)分析見表1。

表1 煤種參數(shù)

改造前該鍋爐未采用空氣分級(jí)燃燒，存在燃燒穩(wěn)定性差和NOx排放濃度高等問題。為滿足NOx排放標(biāo)準(zhǔn)，燃燒器進(jìn)行了低氮改造。增加分離式燃盡風(fēng)(Separated over-fire air,SOFA)噴口，改造后的燃燒器噴嘴能在水平和垂直方向上擺動(dòng)，具有汽溫調(diào)節(jié)功能。

改造后鍋爐的三維結(jié)構(gòu)布置如圖1(a)所示。鍋爐原有燃燒器采用一、二次粉噴口相間布置(圖1(b))，保持原有燃燒器的標(biāo)高不變，在燃燒器的上方設(shè)4組可水平和垂直擺動(dòng)的分離燃盡風(fēng)，每組2層，改造后的燃燒器噴口布置如圖1(c)所示。改造后的燃燒器從下至上分為3個(gè)區(qū)，依次為主燃燒器區(qū)、主還原區(qū)及燃盡區(qū)。主燃燒器區(qū)為集中氧化還原區(qū)，風(fēng)量占總風(fēng)量的70%～80%，保證煤粉初期燃燒；在主燃燒器上方合適位置引入適量的燃盡風(fēng)，占總風(fēng)量的20%～30%，燃盡風(fēng)采用多噴口多角度射入；在主燃燒器區(qū)與燃盡區(qū)之間形成了主還原區(qū)。通過縱向三區(qū)布置，形成縱向空氣分級(jí)，NOx和飛灰都得到一定程度的控制。

圖1 鍋爐結(jié)構(gòu)示意及改造前后燃燒器噴口布置Fig.1 Schematic diagram of boiler structure andlayout of burner nozzle before and after retrofit

數(shù)值模擬過程中，燃燒器噴口采用速度入口邊界定義。在60%負(fù)荷下，給煤量為88.2 t/h，一次風(fēng)和二次風(fēng)的溫度分別為343和623 K，鍋爐出口采用自由流出口邊界定義。爐膛壁面采用標(biāo)準(zhǔn)壁面方程，水冷壁溫度為700 K，發(fā)射率為0.8。采用壓力和速度耦合的SIMPLE算法進(jìn)行求解。60%負(fù)荷下該爐內(nèi)給煤量及風(fēng)量分配情況見表2。

表2 邊界條件

2 物理模型

由于四角切圓燃燒鍋爐燃燒器區(qū)域橫截面為切角四邊形，相鄰結(jié)構(gòu)為四邊形，因此采用分塊劃分完成鍋爐網(wǎng)格劃分。按照爐膛內(nèi)物理化學(xué)反應(yīng)的特點(diǎn)，將整個(gè)爐膛分為冷灰斗區(qū)域、燃燒器區(qū)域、還原區(qū)域、燃盡風(fēng)區(qū)域、尾部煙道區(qū)域。因?yàn)槿紵鲄^(qū)域布置在切角上的一次風(fēng)和二次風(fēng)入口方向與直角坐標(biāo)的網(wǎng)格邊界的夾角約為45°，直接采用直角坐標(biāo)系進(jìn)行數(shù)值計(jì)算會(huì)產(chǎn)生數(shù)值偽擴(kuò)散，影響計(jì)算準(zhǔn)確性。減少因網(wǎng)格結(jié)構(gòu)造成的偽擴(kuò)散的根本方法是使流動(dòng)方向與網(wǎng)格邊界夾角遠(yuǎn)離45°，以近似垂直于網(wǎng)格邊界的方向進(jìn)入計(jì)算微元體。

本文采用改進(jìn)的網(wǎng)格系統(tǒng)，盡可能使速度以垂直于網(wǎng)格邊界的方向進(jìn)入計(jì)算微元體。同時(shí)為了適應(yīng)燃燒器區(qū)域和燃盡風(fēng)區(qū)域劇烈的化學(xué)反應(yīng)，對(duì)對(duì)應(yīng)網(wǎng)格進(jìn)行加密，冷灰斗區(qū)域和尾部豎井區(qū)域采用較稀疏的網(wǎng)格。網(wǎng)格結(jié)構(gòu)如圖2所示。

圖2 爐膛網(wǎng)格結(jié)構(gòu)Fig.2 Grid structure of the furnace

考慮到計(jì)算時(shí)間和計(jì)算精度，對(duì)3種不同數(shù)量網(wǎng)格的數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。不同網(wǎng)格數(shù)量下沿爐膛高度方向截面平均溫度變化趨勢(shì)如圖3所示?？芍?種網(wǎng)格下，其溫度分布大體一致，最終選擇2 045 208 個(gè)網(wǎng)格進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算。

圖3 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證Fig.3 Grid independence verification

3 數(shù)學(xué)模型

燃燒過程涉及流動(dòng)、傳熱、化學(xué)反應(yīng)等多個(gè)物理化學(xué)過程。其中，傳熱過程包括輻射和對(duì)流傳熱；燃燒過程包括氣相燃燒和焦炭燃燒。本文中氣相湍流采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型[5]描述，組分之間的燃燒采用概率密度函數(shù)模型模擬[4,11]，煤熱解采用雙方程模型進(jìn)行模擬，焦炭燃燒采用動(dòng)力/擴(kuò)散模型描述，煤粉軌跡采用顆粒隨機(jī)軌道模型進(jìn)行追蹤，爐膛內(nèi)輻射傳熱計(jì)算采用P1法[17]。以上模型被大量學(xué)者在不同研究中采用，證明這些模型能夠適用煤粉鍋爐燃燒模擬。

為進(jìn)行鍋爐低負(fù)荷燃燒工況下氧量擾動(dòng)、燃盡風(fēng)擾動(dòng)和煤層擾動(dòng)試驗(yàn)，本文結(jié)合鍋爐設(shè)計(jì)運(yùn)行情況設(shè)定數(shù)值模擬工況，具體見表3。

表3 數(shù)值模擬工況

4 計(jì)算結(jié)果及分析

4.1 數(shù)值模擬與試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果比較

為了獲得可信的數(shù)值模擬結(jié)果，本文將數(shù)值模擬結(jié)果和低氮燃燒器改造后性能測(cè)量值進(jìn)行比較。在滿負(fù)荷工況下，過量空氣系數(shù)為1.15時(shí)，燃盡區(qū)4個(gè)觀火孔測(cè)得平均溫度為1 299 ℃，大屏區(qū)溫度1 070 ℃，數(shù)值計(jì)算得到燃盡區(qū)溫度為1 216 ℃，大屏區(qū)為950 ℃；其燃盡區(qū)溫度的相對(duì)偏差為6.3%，大屏區(qū)溫度的相對(duì)偏差為11.2%?，F(xiàn)場(chǎng)測(cè)量鍋爐出口NOx排放濃度為173 mg/m3，數(shù)值計(jì)算NOx排放量為165 mg/m3。數(shù)值計(jì)算結(jié)果和現(xiàn)場(chǎng)測(cè)值偏差較小，說明數(shù)值計(jì)算結(jié)果可信。煤粉在鍋爐內(nèi)燃燒過程中發(fā)生復(fù)雜的物理化學(xué)反應(yīng)，本文依次對(duì)爐內(nèi)的溫度場(chǎng)和組分濃度場(chǎng)進(jìn)行介紹，分析不同因素?cái)_動(dòng)工況。

4.2 不同過量空氣系數(shù)工況下爐內(nèi)燃燒情況

不同過量空氣系數(shù)下爐膛內(nèi)溫度分布如圖4所示，可知3種工況下爐膛內(nèi)溫度分布情況類似：主燃區(qū)燃燒器噴口附近燃燒反應(yīng)發(fā)生最為劇烈，溫度水平最高；沿著爐膛高度方向，爐膛平均溫度隨著高度的增加逐漸升高，燃盡風(fēng)噴口附近爐膛整體溫度水平達(dá)到最高；燃盡風(fēng)噴入后，爐膛溫度先下降而后隨焦炭顆粒的燃燒放熱又逐漸升高；大屏區(qū)，由于水冷壁等的吸熱，爐膛溫度水平隨著高度的增加又逐漸下降。同時(shí)，結(jié)合爐膛截面平均溫度沿高度方向分布(圖5)可知，隨著過量空氣系數(shù)的增加，燃燒器區(qū)域溫度水平逐漸增加。這是由于主燃區(qū)氧量隨著過量空氣系數(shù)的增加而增加，主燃區(qū)燃燒更加充分，燃燒反應(yīng)放熱量更大。燃盡風(fēng)噴入后，3種工況下爐膛平均溫度水平幾乎一樣。這可能由以下原因造成：① 雖然爐膛出口過量空氣系數(shù)越大，主燃區(qū)爐膛平均溫度水平越高，但燃盡風(fēng)噴口噴入爐膛內(nèi)溫度相對(duì)較低的二次風(fēng)量也越大，加熱二次風(fēng)所需熱量較大；② 鍋爐燃燒煤種揮發(fā)分很高，達(dá)到37.66%，屬于極易燃燒和燃盡煤種，燃燒器區(qū)域已進(jìn)行了較充分的燃燒放熱，燃盡區(qū)域燃燒反應(yīng)占很少份額。

圖4 不同過量空氣系數(shù)下爐膛中心縱截面溫度分布Fig.4 Temperature distribution along furnaceheight at different excess air ratios

圖5 爐膛截面平均溫度沿高度方向分布Fig.5 Average temperature distributionalong the furnace height

爐膛內(nèi)主要組分CO、CO2、O2體積分?jǐn)?shù)分布如圖6所示?？芍谌紵鲄^(qū)域及分離燃盡風(fēng)噴口下部，O2量較少而CO量較大。這是由于鍋爐采用了分級(jí)燃燒，在燃燒器區(qū)域及分離燃盡風(fēng)噴口下部區(qū)域，過量空氣系數(shù)小于1，因此該區(qū)域形成了一個(gè)強(qiáng)還原性氣氛，燃燒反應(yīng)不能充分進(jìn)行，產(chǎn)生大量CO。但隨著過量空氣系數(shù)的增加，主燃區(qū)氧量逐漸增加，CO生成量減少，隨著過量空氣系數(shù)的增加，CO生成量減小，爐膛內(nèi)燃燒更加充分，爐內(nèi)高溫區(qū)域逐漸擴(kuò)大，爐膛整體溫度水平升高。O2濃度曲線比較符合整組燃燒器的配風(fēng)和燃料燃燒情況，表明煤粉主要在燃燒器區(qū)域和上爐膛旺盛燃燒，而在燃燒器下部區(qū)域，燃燒相對(duì)較弱，耗氧量較小。還原區(qū)氧濃度降到0.8%左右，達(dá)到最低。分離燃盡風(fēng)投入后，氧濃度明顯增加，隨著焦炭燃盡，氧濃度逐漸下降。不同過量空氣系數(shù)下鍋爐出口NOx濃度見表4。NOx的生成與爐膛內(nèi)的燃燒方式、氧濃度和溫度相關(guān)。隨著過量空氣系數(shù)的增加，爐膛內(nèi)的氧濃度增加，同時(shí)，主燃區(qū)燃燒更加充分，導(dǎo)致主燃區(qū)溫度增加，最終使得鍋爐出口NOx排放量隨著過量空氣系數(shù)的增加而增加。

圖6 爐膛組分濃度沿高度方向分布Fig.6 Component concentration distributionalong the furnace height

表4 不同過量空氣系數(shù)工況下鍋爐出口NOx濃度

4.3 不同燃盡風(fēng)工況下爐內(nèi)燃燒情況

不同燃盡風(fēng)量工況下爐膛縱截面溫度分布如圖7所示，可知燃盡風(fēng)量越大，主燃區(qū)高溫區(qū)域面積越小，燃盡區(qū)高溫區(qū)域面積越大。這是由于分級(jí)燃燒后，燃盡風(fēng)量越大主燃區(qū)氧量越少，主燃區(qū)燃燒更加不充分，更多的未完全燃燒產(chǎn)物在燃盡區(qū)燃燒。沿爐膛軸線高度方向截面上的平均煙氣溫度分布如圖8所示，可在燃燒器區(qū)域煙溫很高，在主燃燒器的上部區(qū)域達(dá)到峰值，表明燃料在此區(qū)域燃燒旺盛。同時(shí)發(fā)現(xiàn)燃盡風(fēng)量越大，主燃區(qū)溫度水平越低，這是由于燃盡風(fēng)量越大，主燃區(qū)助燃空氣量越少，該區(qū)域燃燒越不充分，燃燒放熱量越少。

圖7 不同燃盡風(fēng)量下爐膛縱截面溫度分布Fig.7 Temperature distribution of longitudinalsection at different burnout airs

圖8 爐膛截面平均溫度沿爐膛高度分布Fig.8 Average temperature distributionalong the height direction

不同燃盡風(fēng)量時(shí)爐膛縱截面和沿爐膛高度方向煙氣中組分濃度分布如圖9所示。可知CO濃度隨著燃盡風(fēng)量的增加而增加；CO2濃度則隨燃盡風(fēng)量的增加而遞減。這是因?yàn)樵撳仩t所燃煤種揮發(fā)分高，易于燃燒，主燃區(qū)燃燒發(fā)生的非常劇烈，氧氣消耗量非常大，雖然3種工況下供入主燃區(qū)氧量不同，但3種工況下主燃區(qū)都處于欠氧燃燒工況，供入的氧氣被快速消耗，造成3種工況剩余氧氣量幾乎相同。隨著燃盡風(fēng)量的增加，主燃區(qū)欠氧程度加劇，燃燒不充分程度加劇，生成CO量增加，CO2量減少。

圖9 爐膛截面平均組分濃度沿爐膛高度分布Fig.9 Average component concentrationdistribution along the furnace height

不同燃盡風(fēng)量下鍋爐出口NOx濃度見表5?？芍狽Ox排放量隨燃盡風(fēng)量的增加而降低。這是由于保持總過量空氣系數(shù)不變的情況下，隨著燃盡風(fēng)量增加，主燃區(qū)風(fēng)量減少，煤粉在主燃區(qū)燃燒更加不充分，主燃區(qū)爐膛內(nèi)溫度水平降低，從而抑制了熱力型NOx的生成。同時(shí)，主燃區(qū)形成了富燃欠氧還原性氣氛，還原性物質(zhì)生成量增加，可以有效降低NOx的生成。

表5 不同燃盡風(fēng)量工況下鍋爐出口NOx濃度

4.4 不同給煤方式下爐內(nèi)燃燒情況

燃燒器給煤量變化時(shí)爐膛縱截面溫度分布如圖10所示，爐膛橫截面平均溫度沿爐膛高度分布如圖11所示?？芍?種工況下爐膛橫截面平均溫度幾乎相同，僅略有差別，這可能是由于該煤種揮發(fā)分高，易于燃燒。工況60-d主燃區(qū)溫度水平略高于工況60-s和工況60-z，這是由于工況60-d最下層燃燒器給煤量最少，該區(qū)域整體溫度水平較低，少量煤粉更易被加熱升溫進(jìn)而燃燒放熱，且該區(qū)域氧量充分，燃燒更易發(fā)生；雖然該工況上層燃燒器給煤量最大，但由于該區(qū)域爐膛整體溫度水平較高，煤粉進(jìn)入爐膛后能夠快速升溫燃燒，加熱煙氣提高爐膛溫度水平。工況60-z則相反，下層煤粉噴口給煤量最大，該區(qū)域爐膛整體溫度水平較低，大量煤粉升溫較慢，不及工況60-d燃燒劇烈，溫度水平比工況60-d低。工況60-s則由于最上層和最下層燃燒器給煤量較大，下層噴口附近溫度水平接近60-z工況，上層噴口附近溫度水平接近60-d工況。

圖10 燃燒器給煤量變化時(shí)爐膛縱截面溫度分布Fig.10 Temperature distribution along furnaceheight with the variation of providing coal

圖11 爐膛橫截面平均溫度沿爐膛高度分布Fig.11 Average temperature distributionalong the height direction

爐膛橫截面組分濃度沿爐膛高度分布如圖12所示，可知3種工況截面平均組分濃度分布情況幾乎一致，僅在下層燃燒器噴口附近略有差別。表現(xiàn)為：下層燃燒器噴口附近，工況60-d剩余氧氣濃度最高，工況60-z剩余氧氣濃度最低；工況60-d生成的CO濃度最低，而工況60-z生成的CO濃度最高，工況60-s介于兩者之間。

圖12 爐膛橫截面組分濃度沿爐膛高度分布Fig.12 Concentrations of species on furnacecross-section along the height direction

燃燒器給煤量變化時(shí)鍋爐出口NOx濃度見表6，可知煤粉分布對(duì)NOx生成量的影響微弱。在3種不同給煤方式下，其溫度場(chǎng)和組風(fēng)場(chǎng)比較接近，導(dǎo)致NOx生成量變化不大。這意味著鍋爐實(shí)際運(yùn)行中，如磨煤機(jī)和制粉系統(tǒng)運(yùn)行導(dǎo)致各層燃燒器給煤量不均時(shí)，對(duì)NOx排放濃度不會(huì)產(chǎn)生明顯影響。

表6 燃燒器給煤量變化時(shí)鍋爐出口NOx濃度

5 結(jié) 論

1)通過數(shù)值模擬研究了某電廠300 MW機(jī)組鍋爐在60%負(fù)荷下的流動(dòng)、燃燒、傳熱和組分分布情況，以及氧量擾動(dòng)、燃盡風(fēng)量擾動(dòng)和煤層擾動(dòng)。本文選擇的計(jì)算模型經(jīng)過眾多學(xué)者驗(yàn)證有效，且計(jì)算結(jié)果和現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)吻合較好，計(jì)算結(jié)果可信。

2)低負(fù)荷下，NOx生成量隨著爐膛出口過量空氣系數(shù)的增加而增加。這是由于隨著爐膛出口氧量增加，主燃區(qū)送入的氧量增加，爐膛內(nèi)主燃區(qū)煤粉燃燒更加充分和劇烈，爐膛內(nèi)高溫區(qū)域擴(kuò)大，含氮基團(tuán)在高溫富氧條件下燃燒更易生成NOx。

3)低負(fù)荷下，NOx生成量隨著燃盡風(fēng)量的增加而降低。這是由于過量空氣系數(shù)不變的情況下，隨著燃盡風(fēng)量增加，主燃區(qū)氧量逐漸減少，煤粉在主燃區(qū)燃燒更加不充分，主燃區(qū)爐膛平均溫度降低，同時(shí)還原性物質(zhì)生成量增加，NOx生成量減少。

4)低負(fù)荷下，煤層擾動(dòng)對(duì)爐膛整體溫度水平影響不大，組分濃度變化不大，最終造成NOx生成量變化不大，主要是因?yàn)樵撳仩t燃燒煤種揮發(fā)分特別高，易于點(diǎn)火燃盡。