夏小霞，王志奇, ，徐順生

(1. 湘潭大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，湖南 湘潭，411105；2. 中南大學(xué) 能源科學(xué)與工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙，410083)

目前，氮氧化物的排放問(wèn)題越來(lái)越引起社會(huì)的重視。煤粉燃燒是氮氧化物排放的主要來(lái)源，而我國(guó)的產(chǎn)煤主要用于火力發(fā)電。據(jù)統(tǒng)計(jì)，2005年我國(guó)發(fā)電用煤約占總產(chǎn)煤量的 53.6%[1]?；痣姀S中，除大型煤粉鍋爐外，我國(guó)還運(yùn)行著大量的中小型燃煤鍋爐。2005年，我國(guó)中小型煤粉鍋爐的燃煤量約占鍋爐總消耗量的 25%[2]。這些鍋爐一般不考慮排煙脫硝，從而造成NOx排放濃度高、控制困難。因此，降低中小型煤粉鍋爐的NOx排放對(duì)緩解我國(guó)日益嚴(yán)峻的環(huán)境問(wèn)題具有重要意義。為降低煤粉鍋爐NOx排放量，近年來(lái)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者從分級(jí)燃燒、煤粉再燃及三次風(fēng)優(yōu)化等方面對(duì)爐內(nèi)NOx的生成情況進(jìn)行了模擬研究，并提出一些改進(jìn)措施[3-7]。然而，這些研究工作主要針對(duì)大型燃煤鍋爐，難以在中小型燃煤鍋爐中推廣應(yīng)用。目前，關(guān)于降低中小型煤粉鍋爐NOx排放的報(bào)道較少。本文作者以一臺(tái)35 t/h的煤粉鍋爐為研究對(duì)象，運(yùn)用CFD方法針重點(diǎn)研究鍋爐配風(fēng)方式、過(guò)量空氣系數(shù)及煤粉粒徑對(duì)NOx排放的影響，為降低中小型燃煤鍋爐的NOx排放提供理論依據(jù)。

1 物理模型

1.1 研究對(duì)象及操作參數(shù)

以1臺(tái)35 t/h的燃煤鍋爐為研究對(duì)象。爐膛橫截面面積為4 200 mm×4 200 mm，燃燒設(shè)備為四角布置切向燃燒，在爐膛內(nèi)形成直徑為400 mm的假想切圓。燃燒器由2層一次風(fēng)噴口、3層二次風(fēng)噴口、1層三次風(fēng)噴口組成，燃燒器的布置如圖1所示。鍋爐燃用的是揮發(fā)分較高的煙煤，其平均粒徑為90 μm，煤的工業(yè)分析及元素分析結(jié)果如表1所示。

1.2 網(wǎng)格劃分

網(wǎng)格是數(shù)值計(jì)算的基礎(chǔ)，網(wǎng)格質(zhì)量直接影響數(shù)值解的計(jì)算精度。在對(duì)鍋爐進(jìn)行網(wǎng)格劃分時(shí)，需要重視計(jì)算時(shí)產(chǎn)生的偽擴(kuò)散問(wèn)題。二維流動(dòng)時(shí)，偽擴(kuò)散系數(shù)的表示式為[8]：

式中：Δx和Δy分別表征網(wǎng)格x方向和y方向的長(zhǎng)度；ρ為流體密度；U為合速度；θ為合速度與網(wǎng)格線方向之間的夾角。從式(1)可知：當(dāng)流動(dòng)方向與網(wǎng)格線方向夾角為45°時(shí)，偽擴(kuò)散最大；當(dāng)流動(dòng)和網(wǎng)格線成 1條直線時(shí)，偽擴(kuò)散最小。

當(dāng)采用Paving方法對(duì)燃燒器部分的爐膛橫截面劃分網(wǎng)格時(shí)，能降低偽擴(kuò)散對(duì)計(jì)算準(zhǔn)確性的影響[9]。在生成爐膛橫截面網(wǎng)格后，再將網(wǎng)格沿著高度方向延伸，生成體網(wǎng)格。鍋爐橫斷面及整體網(wǎng)格劃分如圖2所示，網(wǎng)格數(shù)約為25萬(wàn)。從圖2可以看出：Paving方法生成的輻射狀網(wǎng)格線與四角射流的氣流軌跡基本平行，減小了網(wǎng)格線與流線的夾角，有助于降低偽擴(kuò)散。

圖1 鍋爐結(jié)構(gòu)及燃燒器布置(單位: mm)Fig.1 Sketch of boiler and burners

表1 煤的元素分析及工業(yè)分析Table 1 Fuel elemental and industrial analysis

圖2 鍋爐網(wǎng)格劃分Fig.2 Mesh of boiler

2 數(shù)學(xué)模型及邊界條件

2.1 數(shù)學(xué)模型

采用三維穩(wěn)態(tài)和Simple算法進(jìn)行模擬計(jì)算。將氣相作為連續(xù)相介質(zhì)，采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型模擬氣相湍流，用混合分?jǐn)?shù)-概率密度函數(shù)模擬氣相燃燒，用P-1輻射模型對(duì)空間的輻射傳熱進(jìn)行模擬[10-11]。將煤粉顆?？醋麟x散相物質(zhì)，顆粒相采用拉格朗日顆粒軌道模型，顆粒直徑分布遵循Rosin Rammler分布。采用單步反應(yīng)模型模擬揮發(fā)分的析出，煤粉顆粒的表面燃燒采用動(dòng)力/擴(kuò)散反應(yīng)速率模型模擬[12-14]。

鍋爐內(nèi)三維氣相流動(dòng)、能量平衡的控制方程可寫成如下統(tǒng)一形式：

式中：Γφ為擴(kuò)散系數(shù)；Sφ為氣相引起的源項(xiàng)；Sp為固體顆粒引起的源項(xiàng)；φ為通量，分別代表速度u，v和w以及湍流動(dòng)能k、湍動(dòng)能耗散率ε、時(shí)均混合分?jǐn)?shù)、混合分?jǐn)?shù)脈動(dòng)均方值g、焓h和i組分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)Yi。當(dāng)φ=1時(shí)，式(2)即為連續(xù)性方程。

采用單步反應(yīng)模型來(lái)模擬揮發(fā)分的析出，該模型假設(shè)揮發(fā)分析出速率與顆粒中保持的揮發(fā)分含量呈一

次冪的關(guān)系，可用下式表示：

式中：mp為煤粉顆粒質(zhì)量，kg；fv0為煤粉顆粒初始揮發(fā)分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；mp0為煤粉顆粒的初始質(zhì)量，kg；K為反應(yīng)速率常數(shù)；A1為指前因子，A1=492 000；E為活化能，E=7.4×107kJ/mol。

NOx的生成機(jī)理有3種：熱力型NOx，快速型NOx和燃料型NOx。一般地，在煤粉燃燒爐內(nèi)生成的快速型NOx的量很少，可以忽略不計(jì)。熱力NOx可根據(jù)廣義的Zeldovich機(jī)理計(jì)算[15]，NO的變化率為：

式中：Mi為i種組分的物質(zhì)的量；Yi為 i種組分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；k1為反應(yīng)常數(shù)，為 1.8×108e38370/T；x(NO)為NO的摩爾分?jǐn)?shù)；x(O)為氧原子的摩爾分?jǐn)?shù)；1ρ為NO的密度，kg/m-3。

燃料型NOx生成機(jī)理如圖3所示。熱解中間產(chǎn)物為HCN，揮發(fā)分中的氮首先轉(zhuǎn)化為HCN，HCN可以被O2氧化成NO，也可以被NO還原為N2；焦炭中的氮直接轉(zhuǎn)化為NO[16]。NOx采用后處理方法，用 PDF模型求解湍流下NOx的生成特性，即在整個(gè)爐膛流動(dòng)、傳熱和燃燒過(guò)程計(jì)算出收斂結(jié)果后再進(jìn)行計(jì)算。

2.2 邊界條件

2.2.1 入口條件

對(duì)于連續(xù)相，其入口邊界條件為燃燒器各層噴口的速度和溫度，各層噴口的操作參數(shù)如表2所示。對(duì)于離散相，煤粉顆粒由一次風(fēng)噴口噴入爐膛，假定噴口處顆粒的速度和溫度與一次風(fēng)的一致。

2.2.2 出口條件

假定出口平面的流動(dòng)為充分發(fā)展流，即所有變量在流動(dòng)方向上的梯度為0。

2.2.3 壁面邊界條件

對(duì)于氣相，將爐膛壁面處理為無(wú)滑移和無(wú)質(zhì)量滲透條件，對(duì)近壁面區(qū)域采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)處理。對(duì)于煤粉顆粒，假定顆粒與壁面之間為彈性碰撞。

3 計(jì)算結(jié)果及分析

3.1配風(fēng)方式對(duì)NOx排放的影響

表3列出了不同工況下的配風(fēng)方式，其中：工況Ⅰ為設(shè)計(jì)工況，采用均勻型的配風(fēng)方式。在不同工況下，煤粉鍋爐內(nèi)不同截面的平均溫度、O2濃度、CO濃度及NOx濃度隨高度的變化情況如圖4～7所示。

從圖4可以看出：在不同配風(fēng)方式下，截面平均溫度隨爐膛高度的變化規(guī)律基本相同。沿爐膛高度方向，當(dāng)一次風(fēng)和煤粉噴入時(shí)(y=1.2 m)，爐內(nèi)的溫度迅速增高。隨著燃盡風(fēng)的噴入，煤粉得到充分燃燒，爐膛的溫度進(jìn)一步升高，截面平均最高溫度出現(xiàn)在中二次風(fēng)噴口處(y=1.9 m)。隨著爐膛高度的升高，燃燒逐漸減弱，同時(shí)，由于水冷壁的吸熱，爐膛溫度逐漸降低。配風(fēng)方式對(duì)爐內(nèi)溫度有一定影響。幾種方式中，均勻型送風(fēng)的截面平均溫度最高，最高平均溫度為1 645 K；束腰送風(fēng)及倒塔型送風(fēng)的最高截面平均溫度分別為1 542 K和1 582 K。此外，三次風(fēng)率也會(huì)對(duì)爐內(nèi)溫度造成一定影響。當(dāng)三次風(fēng)率增加時(shí)，爐膛內(nèi)的截面最高平均溫度有所降低。工況Ⅳ和工況Ⅴ對(duì)應(yīng)的最高平均溫度分別為1 532 K和1 563 K。

圖4 截面平均溫度隨爐膛高度的變化Fig.4 Average temperature on different sections along height of boiler

圖5 截面平均O2摩爾分?jǐn)?shù)隨爐膛高度的變化Fig.5 Average O2 mole fraction on different sections along height of boiler

圖6 截面平均CO摩爾分?jǐn)?shù)隨爐膛高度的變化Fig.6 Average CO mole fraction on different sections along height of boiler

圖7 截面平均NOx濃度隨爐膛高度的變化Fig.7 Average NOx concentration on different sections along height of boiler

從圖5可以看出：沿爐膛高度方向，爐內(nèi)各截面的平均O2濃度明顯出現(xiàn)了2個(gè)峰值，一個(gè)位于下二次風(fēng)截面(y=1.0 m)，另一個(gè)位于上二次風(fēng)截面(y=2.27 m)。在一次風(fēng)噴入的區(qū)域，由于煤粉燃燒消耗了大量的氧氣，因此，出現(xiàn)一個(gè)低氧區(qū)。在這5種工況中，工況Ⅰ的氧氣濃度最高，因此，煤粉燃燒充分，爐膛溫度高。在燃燒器區(qū)域，由于送入的中二次風(fēng)率較少，束腰型送風(fēng)的氧氣濃度低于倒塔型送風(fēng)的氧氣濃度。

從圖6可以看出：CO濃度沿高度方向出現(xiàn)1個(gè)明顯的峰值，峰值位于上一次風(fēng)噴口處的低氧區(qū)(y=1.5 m)。在主燃燒區(qū)域，工況Ⅰ的CO濃度最低，而其他幾種工況下的CO濃度都比較高；隨著三次風(fēng)率的增加，不同送風(fēng)方式下的最高CO濃度有所增大。

從圖7可以看出：NOx的低濃度區(qū)位于燃燒器區(qū)域(y=1.5 m)。這主要是由于該區(qū)域O2濃度低，CO濃度高，形成了還原性氣氛，抑制了燃料型NOx的生成。而隨著燃盡風(fēng)的噴入，爐內(nèi)的O2含量迅速增加，NOx濃度也迅速增加。其原因可能是溫度急劇升高，高溫促進(jìn)熱力型NOx的生成。在采用均勻送風(fēng)的設(shè)計(jì)工況下，爐膛出口處的NOx濃度為1 017.8×10-6，這與文獻(xiàn)[17]中的結(jié)果一致。對(duì)于工況Ⅱ和工況Ⅲ，出口截面的平均NOx濃度分別為858.8×10-6和906.1×10-6?？梢钥闯觯号滹L(fēng)方式對(duì) NOx排放濃度有較大影響。3種送風(fēng)方式中，均勻型送風(fēng)生成的NOx濃度最高，這與O2含量高是對(duì)應(yīng)的，倒塔型送風(fēng)次之，而束腰型送風(fēng)最低；與均勻型送風(fēng)相比，束腰型送風(fēng)的NOx排放濃度可降低15.6%。

當(dāng)三次風(fēng)率從20%增加到25%時(shí)，工況Ⅳ和工況Ⅴ對(duì)應(yīng)的NOx濃度分別為808.5×10-6和864.4×10-6，鍋爐的NOx排放進(jìn)一步降低。這主要是由于三次風(fēng)率增加時(shí)，膛燃燒溫度降低，減少了熱力型NOx的生成；同時(shí)，燃燒器區(qū)域的O2濃度降低，降低了燃料型NOx的生成。相比均勻型配風(fēng)方式(工況Ⅰ)，倒塔型(工況Ⅴ)和束腰型配風(fēng)方式(工況Ⅳ)的NOx排放濃度分別降低了15.1%和20.5%。

3.2 煤粉粒徑對(duì)NOx排放的影響

鍋爐出口NOx濃度隨煤粉粒徑的變化規(guī)律如圖8所示。

從圖8可以看出：煤粉粒徑對(duì)生成的NOx濃度有較大的影響。隨著煤粉粒徑的減小，鍋爐NOx的排放濃度明顯降低。當(dāng)煤粉粒徑從130 μm減小到50 μm時(shí)，NOx的排放濃度從1.12×10-3降低至0.87×10-3，降低了22.3%。相比設(shè)計(jì)工況所采用的90 μm煤粉，當(dāng)粒徑降低至 50 μm 時(shí)，NOx的排放濃度可降低14.3%。這主要是由于隨著煤粉顆粒的細(xì)化，其燃燒速率提高，O2的消耗加速，使顆粒表面附近的氧氣分壓力迅速降低，有效抑制了燃料型NOx的生成。另一方面，燃燒速率提高增加了揮發(fā)分的析出量，使單位質(zhì)量焦炭參與化學(xué)反應(yīng)的比表面積增大，NO與焦炭間的還原過(guò)程增強(qiáng)。

圖8 NOx排放與煤粉粒徑的關(guān)系Fig.8 Effects of particle size on NOx emissions

3.3 過(guò)量空氣系數(shù)對(duì)NOx排放的影響

采用不同過(guò)量空氣系數(shù)時(shí)，鍋爐出口處的NOx濃度及CO濃度如圖9所示。

圖9 出口截面平均NOx及CO濃度隨過(guò)量空氣系數(shù)變化情況Fig.9 Average NOx and CO concentration at outlet versus excess air rate

從圖9可以看出：過(guò)量空氣系數(shù)對(duì)NOx的生成產(chǎn)生了明顯的影響；隨著過(guò)量空氣系數(shù)的減小，爐膛出口處的NOx濃度明顯減??；當(dāng)α=1.2時(shí)，出口處NOx的濃度為 1.02×10-3；當(dāng)α=0.8時(shí)，NOx的濃度為0.71×10-3，降低了30.4%。此外，當(dāng)過(guò)量空氣系數(shù)降低時(shí)，爐膛出口處的CO濃度逐漸增大，不完全燃燒損失增大，將降低鍋爐的燃燒效率。合適的過(guò)量空氣系數(shù)可取1.1。此時(shí)，NOx濃度為0.96×10-3，比設(shè)計(jì)工況(α=1.2時(shí))降低了5.8%。

4 結(jié)論

(1) 配風(fēng)方式對(duì) NOx生成有較大影響。3種配風(fēng)方式中，束腰型配風(fēng)方式爐內(nèi)溫度和生成的NOx濃度最小，倒塔型配風(fēng)方式次之，而均勻型配風(fēng)方式生成的NOx濃度最大。與均勻型配風(fēng)方式相比，束腰型配風(fēng)方式可有效減小NOx排放濃度。

(2) 適當(dāng)增大三次風(fēng)的送風(fēng)比例能降低 NOx的排放濃度。當(dāng)三次風(fēng)比例從20%增大到25%時(shí)，與均勻型配風(fēng)方式相比，束腰型配風(fēng)方式的NOx排放濃度可降低20.5%。

(3) 煤粉粒徑對(duì) NOx排放濃度產(chǎn)生明顯的影響。與設(shè)計(jì)工況相比，當(dāng)粒徑降低至50 μm時(shí)，NOx的排放濃度可降低14.3%。

(4) 隨著過(guò)量空氣系數(shù)的減小，爐內(nèi)整體溫度降低，NOx的排放濃度減小。對(duì)所研究的鍋爐，合適的過(guò)量空氣系數(shù)為 1.1，此時(shí)，煤粉燃燒較充分，NOx的排放可降低5.8%。

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