方立軍，武 生，王鐵民

(1.華北電力大學(xué) 能源動力與機(jī)械工程學(xué)院，河北 保定071003;2.首鋼京唐鋼鐵聯(lián)合有限責(zé)任公司，河北 唐山063200)

0 引 言

高爐煤氣混燒發(fā)電技術(shù)的出現(xiàn)，大大提高了鋼鐵生產(chǎn)過程產(chǎn)生的二次能源高爐煤氣的利用率，開辟了高爐煤氣合理利用的新思路。目前國內(nèi)在役混燒鍋爐的總?cè)萘吭? 000 MW 左右，潛在容量可達(dá)到15 000 MW［1］。但在實(shí)際運(yùn)行中，隨著低熱值高爐煤氣的摻燒比例增加，爐內(nèi)燃燒溫度降低，燃燒不穩(wěn)定、煤粉燃燒不完全、安全性差、鍋爐效率低等問題就會出現(xiàn)。因此在運(yùn)行中一般把高爐煤氣摻燒比例限制在25 %以內(nèi)，所以造成每年我國高爐煤氣的放散率仍達(dá)到3 %以上，其損失相當(dāng)于200 萬t 以上標(biāo)準(zhǔn)煤［2］。如何更加有效地利用高爐煤氣仍是目前面臨的一個節(jié)能大問題。國內(nèi)外對煤粉鍋爐的燃燒特性及污染物的排放特性的研究［3～7］較多，但是對混燒鍋爐燃燒特性影響因素等方面的研究卻很少。

筆者利用數(shù)值模擬軟件Fluent 以某鋼廠自備電廠1 025 t/h 高爐煤氣與煤粉混燒鍋爐為研究對象，對摻燒工況下二次風(fēng)中3 種不同燃盡風(fēng)配比19.4 %(工況1)、25 %(工況2)、40 %(工況3)進(jìn)行數(shù)值模擬，以期為混燒鍋爐的穩(wěn)定、高效運(yùn)行提供理論參考。

1 研究對象

該混燒鍋爐為亞臨界參數(shù)、一次中間再熱、自然循環(huán)汽包爐，采用四角切圓的燃燒方式，采用中速磨正壓直吹式制粉系統(tǒng)，設(shè)計(jì)燃料為煙煤，并同時具有摻燒0 % ～30 %(熱量百分比)高爐煤氣的能力。燃用煤種和高爐煤氣成分見表1。

表1 煤粉和高爐煤氣成分Tab.1 Composition of the coal and BFG

燃燒器為四角布置的擺動式燃燒器，切向燃燒，上下擺動的最大角度為±30°。燃燒器出口射流中心線和水冷壁中心線的夾角分別為38°和44°，在爐膛中心形成逆時針旋向的2 個直徑不同的假想切圓。為了削弱爐膛出口煙氣的旋轉(zhuǎn)強(qiáng)度，減小四角燃燒引起爐膛出口煙溫偏差，燃盡風(fēng)向被設(shè)計(jì)成反切，使其噴嘴出口中心線同下層二次風(fēng)噴嘴中心線形成12°的夾角。鍋爐爐膛構(gòu)架和燃燒器布置見圖1，鍋爐的寬、深、高分別為14 048 mm，12 468 mm，54 200 mm。鍋爐共布置7 層燃燒器噴口，其中上5 層為煤粉噴口，下2層為高爐煤氣噴口。在運(yùn)行中投入的燃燒器層數(shù)為A-C 層煤粉燃燒器和最下兩層高爐煤氣噴口。

圖1 鍋爐爐膛結(jié)構(gòu)和燃燒器布置Fig.1 Boiler elevation and burners distribution

2 計(jì)算方法

鍋爐近似為長方體，燃燒反應(yīng)大部分主要集中在燃燒器區(qū)域附近，所以為了保證數(shù)值計(jì)算的精確和效率，爐膛網(wǎng)格采用分段劃分法，從灰斗到爐膛出口劃分為5 部分，燃燒器附近區(qū)域采用小尺寸網(wǎng)格劃分，爐膛出口區(qū)域及下部灰斗區(qū)域采用大尺寸網(wǎng)格劃分，為了防止燃燒器噴嘴附近的偽擴(kuò)散現(xiàn)象，爐膛截面網(wǎng)格用paving 方法生成非結(jié)構(gòu)四邊形，其輻射方向與噴嘴氣流軌跡基本平行，最后進(jìn)行了獨(dú)立性驗(yàn)證后，網(wǎng)格總數(shù)約90 萬。

本文的數(shù)值計(jì)算中湍流模型采用k －ε 雙方程模型，輻射傳熱模型采用P －1 模型，離散相顆粒軌跡采用拉格朗日法的隨機(jī)跟蹤模型，焦炭燃燒采用動力－擴(kuò)散限制模型，揮發(fā)分熱解采用兩步競相反應(yīng)模型，氣相湍流燃燒采用混合分?jǐn)?shù)/概率密度函數(shù)方法。該方法把燃燒簡化為一個混合問題，流體的瞬時熱化學(xué)參數(shù)與一個守恒量即混合分?jǐn)?shù)f 相關(guān)。在PDF 中把煤粉定義為燃料流，高爐煤氣定義為二次流。混合分?jǐn)?shù)的輸運(yùn)方程如式(1)和(2):

式中:f′ = f -ˉf;ρ 為物質(zhì)密度;ˉv 為平均速度;μτ為湍流粘性系數(shù);源項(xiàng)Sm指從顆粒傳入氣相中的質(zhì)量;常數(shù)σt，Cg和Cd分別取0.85，2.86 和2.0;ε 為動耗散率;k 為湍流動能。

后處理模擬NOx排放時，只考慮了熱力型NOx和燃料型NOx，熱力型NOx根據(jù)廣義的Zeldovich機(jī)制計(jì)算，對O 基、OH 基濃度的確定都采用部分平衡法。燃料型NOx分為揮發(fā)分NOx和焦炭NOx兩部分來計(jì)算，其中揮發(fā)分N 占總?cè)剂螻 的比例為45 % ～60 %［8～11］。在計(jì)算中揮發(fā)分N 轉(zhuǎn)化為中間產(chǎn)物HCN 和NH3，所占份額分別為0.9，0.1;焦炭N 直接轉(zhuǎn)化為NO。

3 計(jì)算結(jié)果及分析

由于燃料在進(jìn)入尾部對流煙道之前已基本完成燃燒，為了更加方便對數(shù)據(jù)分析，文中主要對冷灰斗以上到下爐膛出口部分進(jìn)行數(shù)據(jù)分析。表2為3 種工況下的燃料量和配風(fēng)量參數(shù)。

表2 燃料量和配風(fēng)參數(shù)Tab.2 Amount of fuel and inlet parameters

3.1 溫度場

高爐煤氣煤氣熱值較煤粉低很多，而且高爐煤氣中還含有大量N2，CO2等惰性氣體會吸收燃燒生成熱，所以摻燒高爐煤氣后，爐膛溫度相比煤粉鍋爐較低，圖2 為爐膛截面平均溫度沿爐膛高度的分布，可以看出3 種工況下截面平均溫度沿爐膛高度的變化趨勢是一致的，在燃燒器區(qū)域內(nèi)截面平均溫度波動較大，這是因?yàn)樵谌紵鲄^(qū)域不同位置處的燃燒器噴口送入了低溫的助燃空氣?？梢钥闯龈邷貐^(qū)主要出現(xiàn)在燃燒器上部區(qū)域，3 種工況下截面最高平均溫度分別為1 687 K，1 668 K，1 633 K，然后隨著爐膛高度的增加，溫度逐漸降低，在下爐膛出口處已分別降到1 540 K，1 538 K，1 496 K。隨著燃盡風(fēng)比例的增加，爐膛平均溫度明顯下降。

圖2 爐膛截面平均溫度沿爐膛高度分布Fig.2 Mean temperature distribution along the height of furnace

3.2 煙氣組分場

圖3 為3 種工況下截面CO 平均濃度沿爐膛高度分布。從圖中可以看出3 種工況下CO 濃度趨勢基本一致，峰值都出現(xiàn)在高爐煤氣和煤粉噴口區(qū)域，CO 濃度最大值約5 %。由于爐膛底部只有一個下部二次風(fēng)噴口，所以在工況3 下高爐煤氣噴口區(qū)域的氧氣濃度會很低，高爐煤氣中的CO不能被氧化，CO 濃度就會明顯高于工況1 和工況2。在煤粉噴口區(qū)域，由于煤粉中揮發(fā)分的析出，CO 濃度升高達(dá)到峰值。隨著燃盡風(fēng)的送入，CO又被氧化，CO 濃度從峰值急速降低，在高溫區(qū)域趨勢減緩，在下爐膛出口處，3 種工況下的CO 濃度都變得很小，且大致相同，表明CO 都已基本燃燒完全。由圖3 中還可以看出，在爐膛高溫區(qū)域隨著燃盡風(fēng)比例的增加，CO 平均濃度有明顯增大，CO 濃度的增加更有利于形成還原性氣氛，從污染物控制方面考慮，更有利于減少NO 的生成。

圖3 截面CO 平均濃度沿爐膛高度分布Fig.3 Mean CO concentration distribution along the height of furnace

圖4 截面CO2 平均濃度沿爐膛高度分布Fig.4 Mean CO2 concentration distribution along the height of furnace

圖4 為3 種工況下截面CO2平均濃度沿爐膛高度的變化趨勢，可以看出3 種工況下CO2濃度低谷都出現(xiàn)在下部二次風(fēng)噴口和燃盡風(fēng)噴口區(qū)域，這是送入空氣的稀釋作用。對比3 種工況，除爐膛底部高爐煤氣噴口區(qū)域外，CO2濃度變化都不大，在下部爐膛出口處CO2濃度都在17 % ～19 %范圍內(nèi)。由于高爐煤氣中含有約25 % 的CO2，所以不同于煤粉鍋爐混燒鍋爐爐膛底部區(qū)域的CO2濃度也會很高，約17 %左右。

圖5 為3 種工況下截面平均O2濃度隨爐膛高度的變化趨勢，可以看出3 種工況下的O2濃度峰值都出現(xiàn)在下部二次風(fēng)和燃盡風(fēng)噴口處，中間燃燒器區(qū)域形成較濃度較低的氧氣氛。在爐膛底部，由于底部二次風(fēng)量的減少，所以工況3 下的O2濃度明顯低于工況1 和工況2，可見工況3 已不能保證下層高爐煤氣的完全燃燒，這也造成此處CO濃度偏高及NO 的低濃度。從圖中還可以看出在爐膛的高溫區(qū)域，工況3 下的O2濃度明顯低于工況1 和工況2，較低的氧氣氣氛可以抑制NO 的生成。

圖5 截面O2 平均濃度沿爐膛高度分布Fig.5 Mean O2 concentration distribution along the height of furnace

圖6 為3 種工況下截面平均NO 濃度隨爐膛高度的變化曲線。各工況下，NO 平均濃度沿爐膛高度的分布趨勢基本是一致的。在爐膛底部高爐煤氣噴口區(qū)域由于氧濃度較低，高爐煤氣中的N2難以被氧化，所以NO 生成量低于別處。隨著燃盡風(fēng)的送入，燃燒器區(qū)域中未完全燃燒的焦炭被送入燃燒器上部高溫區(qū)繼續(xù)燃燒釋放NO，所以NO濃度增加。隨著爐膛高度的增加，又由于焦炭的還原作用，生成的NO 被還原，所以NO 濃度又開始降低。由圖中可以看出NO 的形成主要集中在燃燒器上部高溫區(qū)域，這是因?yàn)榻固康娜紵饕性诖藚^(qū)域，燃料NO 主要產(chǎn)生在這里。在3 種工況下，NO 的濃度峰值分別為701 mL·m－3，611 mL·m－3，416 mL·m－3。

圖6 截面平均NO 濃度沿爐膛高度分布Fig.6 Mean NO concentration distribution along the height of furnace

從圖6 中可以看出不同燃盡風(fēng)比例下NO 的生成量明顯不同，隨著燃盡風(fēng)比例的增加，NO 濃度水平明顯降低，且燃盡風(fēng)比例越大降低趨勢越明顯，這主要是因?yàn)殡S著燃盡風(fēng)比例的增大，一方面，在燃燒器區(qū)域產(chǎn)生了更多的未燃盡焦炭，形成了更強(qiáng)的還原性氣氛，更多的NO 被還原，燃料型NO 明顯減少;另一方面也降低了燃燒區(qū)域的溫度水平，使未燃盡的焦炭進(jìn)入相對低溫區(qū)燃燒，熱力型NO 也明顯減少;此外隨著燃盡風(fēng)比例的增加，爐膛下部的高爐煤氣的完全燃燒已得不到保證，這樣未被燃燒完全的CO 會進(jìn)入上部區(qū)域，增加上部區(qū)域的還原性氣氛，從而抑制NO 的生成。

3.3 計(jì)算結(jié)果與設(shè)計(jì)值比較

在工況1 下下部爐膛的出口煙溫設(shè)計(jì)值與NO 濃度實(shí)測值為1 569 K，229 mL·m－3，計(jì)算值為1 540 K，260 mL·m－3，計(jì)算結(jié)果與實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù)相符合，說明數(shù)值模擬的計(jì)算方法是正確的。

4 結(jié) 論

針對1 025 t/h 高爐煤氣/煤粉混燒鍋爐，利用Fluent 數(shù)值模擬軟件對混燒鍋爐在不同燃盡風(fēng)配比下的數(shù)值模擬和結(jié)果分析研究，得出了以下結(jié)論:

(1)在3 種工況下，爐內(nèi)最高溫度均出現(xiàn)在燃燒器上部區(qū)域，并且溫度分布與組分濃度分布成對應(yīng)關(guān)系，高溫區(qū)對應(yīng)著CO 高濃度區(qū)和CO2，O2低濃度區(qū)，并且隨著燃盡風(fēng)比例的增加，爐內(nèi)溫度下降，NO 生成量明顯減少，這一現(xiàn)象在高溫燃燒區(qū)域表現(xiàn)更加明顯。

(2)由于混燒鍋爐下部只有一個二次風(fēng)噴口，所以隨著燃盡風(fēng)比例的增加，高爐煤氣的完全燃燒會得不到保證，這樣未得到有效燃燒的高爐煤氣中的CO 可能會減少NO 的生成，但也會顯著降低爐膛整體溫度水平，所以建議燃盡風(fēng)的比例限制在25 %以內(nèi)。

(3)從爐內(nèi)傳熱以及燃燒NO 生成兩方面綜合考慮，3 種工況中燃盡風(fēng)比例25 %工況為鍋爐最佳運(yùn)行工況。

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