姬海民，胡介旭，韓會亮，徐夢茜，張知翔，薛 寧，徐黨旗，吳 博

（1.西安熱工研究院有限公司，陜西 西安 710054；2.華能北京熱電有限責任公司，北京 100020；3.中國石化塔河煉化有限責任公司，新疆 庫車 842000；4.中國電力工程顧問集團西北電力設計院有限公司，陜西 西安 710075）

截至2019年底，北京、天津、鄭州、西安、山東、河南、烏魯木齊、長三角、珠三角等地方政府出臺政策要求新建天然氣鍋爐NOx排放質(zhì)量濃度低于30 mg/m3，在用的天然氣鍋爐NOx排放低于80 mg/m3。針對這一政策，幾乎所有天然氣鍋爐需要進行超低氮改造[1]。

目前市場上臥式燃氣鍋爐較多，燃燒器布置前墻呈“品”字型或“一”字型，降氮技術路線成熟[2]。而四角切圓燃氣鍋爐在國內(nèi)很少，且NOx排放質(zhì)量濃度較高（一般排煙處NOx達到400 mg/m3左右）。這主要是由于爐膛橫截面積偏小、火焰伸展長度較短、火焰容易疊加等因素所致[3]。如何控制四角切圓燃氣鍋爐NOx排放是非常迫切的任務。

國內(nèi)外學者對四角切圓燃氣鍋爐低氮排放研究甚少，大多數(shù)研究集中在臥式前墻布置型式的天然氣鍋爐低氮燃燒技術[4]、低氮天然氣燃燒器結構型式[5]、低氮改造后對鍋爐能效影響、煙氣再循環(huán)對爐內(nèi)燃燒的影響[6]等方面。

本文針對四角切圓燃氣鍋爐截面積小、NOx排放質(zhì)量濃度高的特點，提出低氮燃燒器+燃盡風（OFA）+煙氣再循環(huán)系統(tǒng)技術路線，并對該技術路線進行了數(shù)值模擬及工程試驗。

1 四角切圓燃氣鍋爐結構特點

四角切圓煤粉鍋爐在國內(nèi)市場較多，但燃氣鍋爐燃燒器呈四角切圓布置型式的較少。由于該鍋爐型式少見且控制NOx排放難度較大，國內(nèi)很少對該問題予以關注。相比同樣容量的鍋爐，該型式鍋爐橫截面面積偏小?；鹧嫔煺归L度偏短，造成火焰集中且燃燒器火焰受爐內(nèi)四角旋流作用，各只火焰混合重疊較為嚴重，造成熱力型NOx生成質(zhì)量濃度偏高[7]。以75 t/h燃氣鍋爐（表1）為例，對比不同燃燒器布置方式下火焰在爐內(nèi)伸展、重疊以及熱力型NOx生成特性，結果如圖1、圖2所示。

表1 75 t/h燃氣鍋爐結構參數(shù)對比Tab.1 Comparison of structural parameters of 75 t/h gasfired boilers

圖1 燃燒器前墻布置火焰情況Fig.1 The flame in furnace with burners arranged in front wall

圖2 燃燒器四角切圓布置火焰情況Fig.2 The flame in furnace with burners arranged in tangential circle

2 改造技術路線

目前新型低氮燃燒器一般采用燃料、空氣分級分段燃燒技術，雖然在一定范圍內(nèi)能降低NOx排放，但效果有限（只能抑制30%熱力型NOx生成[9]）。為了使燃氣鍋爐NOx排放控制在很低范圍內(nèi)，必須采用煙氣再循環(huán)，降低氧化劑中的氧量（體積分數(shù)，下同），降低燃燒初期溫度，從而抑制60%熱力型NOx生成。該技術路線已成功應用在國內(nèi)大多數(shù)燃氣鍋爐（燃燒器布置于前墻）改造[10]。但對于排放基數(shù)高、燃燒方式控制較為困難的鍋爐，特別是本文提出的四角切圓燃氣鍋爐，采用上述技術路線很難控制NOx排放[11]。

針對四角切圓燃氣鍋爐進行低氮改造，借鑒燃煤機組低氮改造思路，提出采用低氮燃燒器+燃盡風+煙氣再循環(huán)（FGR）技術路線進行模擬計算以及工程實施。

低氮燃燒器采用空氣、燃氣沿火焰軸向徑向分級，保證火焰分層分區(qū)域燃燒，控制局部高溫區(qū)域，從而降低熱力型NOx生成[12]。燃料及助燃空氣分3層，中心保證穩(wěn)燃，外圈燃料高速射流拉長火焰卷吸周圍煙氣，抑制熱力型NOx生成。低氮燃燒器結構如圖3所示。

圖3 低氮燃燒器結構簡圖Fig.3 The structural diagram of low NOx burner

燃盡風系統(tǒng)一方面主要將燃盡距離沿高度拉長，確保燃燒器區(qū)域在欠氧環(huán)境內(nèi)混合燃燒，生成還原性氣氛如CO或CHi烴類；將生成的NO還原成N2，控制熱力型NOx生成[13]。另一方面燃燒區(qū)域氧量降低，抑制混合燃燒強度，從而大大降低燃燒溫度，進而抑制熱力型NOx生成。煙氣再循環(huán)系統(tǒng)主要利用鍋爐尾部低溫煙氣（φ(O2)=3.5%）與助燃空氣混合，混合后（混合物的φ(O2)=18.5%）送入爐膛與燃料擴散燃燒，抑制燃燒強度及溫度，進而控制熱力型NOx生成[14]。

某動力車間75 t/h鍋爐為無錫太湖鍋爐廠生產(chǎn)制造的TH75-3.82/450-YQ型單汽包、Π型布置、自然循環(huán)鍋爐。鍋爐燃燒系統(tǒng)由4臺燃氣燃燒器組成。燃燒器在爐膛四角布置，燃燒器火焰為假想的切線圓。本文借助該鍋爐研究低氮燃燒器、燃盡風、煙氣再循環(huán)3種因素對燃氣鍋爐NOx排放影響。具體研究工況見表2。

表2 不同工況技術對比Tab.2 Technical comparison between different working conditions

3 數(shù)值模擬對比計算結果

本文對以上4種工況進行數(shù)值模擬研究，借助Solidworks軟件建立三維模型，導入Gambit進行網(wǎng)格劃分（圖4）。利用Fluent商用軟件進行燃燒數(shù)值模擬，模擬工況及邊界參數(shù)見表3。

表3 模擬工況及邊界參數(shù)Tab.3 The simulated operating conditions and boundary parameters

圖4 四角切圓燃氣鍋爐網(wǎng)格模型(1:1)Fig.4 The grid model of tangentially-fired gas boiler (1:1)

工況1與工況2溫度場分布、NOx質(zhì)量濃度分布對比如圖5、圖6所示。從圖5、圖6可以看出，更換低氮燃燒器后（工況2），爐內(nèi)流體混合動力場未發(fā)生明顯變化，但燃燒區(qū)域局部高溫區(qū)域減少，溫度降低，生成的熱力型NOx質(zhì)量濃度降低。主要由于低氮燃燒器采用燃料空氣特殊分級技術，使得燃燒火焰在爐內(nèi)分布均勻，消除了局部高溫區(qū)域。

圖5 工況1與工況2溫度場對比Fig.5 Temperature fields under working condition 1 and 2

圖6 工況1與工況2的NOx體積分數(shù)模擬結果對比Fig.6 The simulated NOx volume fractions under working condition 1 and 2

工況3與工況4溫度場分布、NOx質(zhì)量濃度分布對比如圖7、圖8所示。從圖7、圖8可以看出，在低氮燃燒器基礎上利用燃盡風系統(tǒng)后（工況3），高溫區(qū)域及NOx生成量均有明顯降低。這主要由于近85%助燃空氣送入主燃燒區(qū)域與全部燃料進行混合燃燒，即偏離化學當量比燃燒，降低主燃燒區(qū)域火焰燃燒劇烈程度，從而控制了熱力型NOx生成。在工況3基礎上利用再循環(huán)技術（工況4），控制氧化劑氧量為18%，高溫區(qū)域進一步降低，NOx生成質(zhì)量濃度大大降低。這主要由于低溫惰性煙氣與助燃空氣混合，一方面稀釋了助燃空氣中氧的體積分數(shù)，另一方面煙氣中有CO2和H2O，降低了火焰燃燒溫度，進而抑制了熱力型NOx生成。

圖7 工況3與工況4溫度場對比Fig.7 Temperature fields under working condition 3 and 4

從整個爐膛高度橫截面上分析中心溫度分布，其結果如圖9所示。對比工況1、工況2，更換低氮燃燒器后，爐膛內(nèi)截面中心溫度較改前降低約100 ℃。對比工況2、工況3，在工況2基礎上增加燃盡風系統(tǒng)，燃燒區(qū)域中心溫度降低80 ℃左右，燃盡風區(qū)域中心溫度上升100 ℃左右。該區(qū)域溫度雖然升高，但整體低于1 400 ℃，抑制了該區(qū)域熱力型NOx生成。而CO自燃點為608.5 ℃[14]（即在氧氣充足的條件下，溫度在608.5 ℃環(huán)境中，CO與O2反應生成CO2），對比工況3、工況4：在工況3基礎上增加煙氣再循環(huán)技術，爐內(nèi)截面中心溫度較工況3降低150 ℃左右。在8 m處（燃盡風區(qū)域）溫度也相應降低，但在燃盡風區(qū)域溫度整體高于CO自燃點溫度，能保證在該溫度區(qū)域內(nèi)燃燒區(qū)域未燃盡的CO與燃盡風混合燃燒生成CO2，確保CO在該區(qū)域內(nèi)充分燃盡。

圖9 沿爐膛高度方向橫截面中心溫度分布Fig.9 The temperature distributions in cross section center along the furnace height direction

不同負荷下4種工況NOx生成質(zhì)量濃度模擬結果如圖10所示。由圖10可見：工況1在100%負荷下，NOx生成質(zhì)量濃度為365.52 mg/m3，與實際運行結果（380 mg/m3左右）比較吻合；工況2采用低氮燃燒器，NOx生成質(zhì)量濃度為262.08 mg/m3，降幅30%；工況3采用低氮燃燒器+燃盡風系統(tǒng)，NOx生成質(zhì)量濃度為188.33 mg/m3，降幅25%；工況4采用低氮燃燒器+燃盡風+煙氣再循環(huán)系統(tǒng)，NOx生成質(zhì)量濃度為75.89 mg/m3，降幅60%。

圖10 模擬不同負荷下NOx生成質(zhì)量濃度對比Fig.10 The simulated NOx generation mass concentrations at different loads

綜上可知：采用低氮燃燒器+燃盡風+煙氣再循環(huán)，能大幅度降低四角切圓燃氣鍋爐NOx生成質(zhì)量濃度，達到目前地方標準要求（在用的燃氣鍋爐NOx排放低于80 mg/m3）。

4 試驗測試數(shù)據(jù)對比

對某化工動力廠75 t/h四角切圓燃氣鍋爐進行低氮燃燒器+燃盡風系統(tǒng)+煙氣再循環(huán)改造，將原有燃燒器更換成新型低氮燃燒器，在爐膛高度方向布置燃盡風噴口（燃盡風占比15%），并從引風機之后用再循環(huán)風機抽取17%左右低溫煙氣送入燃燒器助燃風道內(nèi)與助燃空氣混合，最后送入爐內(nèi)參與燃燒[15]。

對鍋爐改造后各個負荷點進行調(diào)試統(tǒng)計（測試數(shù)據(jù)），提取負荷變化過程中蒸汽參數(shù)變化和排煙溫度變化數(shù)據(jù)，如圖12所示；同時提取穩(wěn)定負荷時的氧量、NOx排放質(zhì)量濃度進行整理歸納，結果如圖13、圖14所示。

圖12 改造后鍋爐排煙溫度數(shù)據(jù)Fig.12 The exhaust gas temperatures of the boiler after the modification

從圖11、圖12可以看出：改造后鍋爐平均蒸汽溫度445 ℃左右，滿足工藝要求；滿負荷工況下排煙溫度較改造前上升15 ℃左右，根據(jù)排煙溫度與鍋爐熱效率的關系推算出鍋爐熱效率降低約1.5%。主要原因：由于增加燃盡風及煙氣再循環(huán)系統(tǒng)，鍋爐截面中心溫度略有降低，導致輻射換熱有所降低。由于煙氣量增大，流速增大，對流換熱增強但由于減少的爐內(nèi)輻射換熱量ΔQt大于增加的對流換熱量ΔQv，鍋爐整體吸熱量降低，導致鍋爐熱效率降低。

圖11 改造后鍋爐蒸汽溫度數(shù)據(jù)Fig.11 The boiler steam temperatures after the modification

從圖13可以看出，改造后，鍋爐排煙氧量處于2.8%～4.5%，較改造前（3.5%～4.0%）有所提高?？紤]到鍋爐改造后安全穩(wěn)定運行，調(diào)試選取的運行氧量偏高，但基本維持設計要求。從圖14可以看出，改造后NOx排放較改造前降低約60%～70%左右，效果顯著。

圖13 鍋爐尾部出口氧量對比數(shù)據(jù)Fig.13 The comparisons of O2 emissions from boiler tail

圖14 鍋爐尾部NOx排放對比數(shù)據(jù)Fig.14 The NOx mass concentrations at the boiler tail under different conditions

5 結 論

本文針對四角切圓燃氣鍋爐結構及燃燒特殊性，提出了低氮改造技術路線。即采用低氮燃燒器+燃盡風+煙氣再循環(huán)3種技術組合。通過數(shù)值優(yōu)化模擬及試驗得出如下結論：

1）由于四角切圓燃氣鍋爐爐膛偏小，爐內(nèi)四角燃燒湍流混合較快，火焰伸展距離相比同樣容量鍋爐偏短，火焰極易重疊，造成局部高溫區(qū)域較大，生成大量熱力型NOx。

2）低氮燃燒器只能降低25%～30%的NOx生成量；燃盡風系統(tǒng)能降低20%～25%的NOx生成量；煙氣再循環(huán)系統(tǒng)能降低60%～70%的NOx生成量。

3）該技術路線在75 t/h燃氣鍋爐成功改造應用，在各個負荷點下NOx排放均能達到80 mg/m3以下，減排效果顯著。為NOx生成量偏高的燃氣鍋爐提供了技術借鑒。