郭效利，朱楊楊

(華電重工股份有限公司，北京 100160)

0 引言

GB 13223—2011《火電廠大氣污染物排放標(biāo)準(zhǔn)》嚴(yán)格規(guī)定了現(xiàn)有火電機(jī)組NOx排放限值[1]，采取有效措施降低NOx排放質(zhì)量濃度已迫在眉睫。燃煤鍋爐機(jī)組降低NOx排放質(zhì)量濃度的燃燒技術(shù)主要包括空氣分級(jí)燃燒技術(shù)、燃料分級(jí)燃燒技術(shù)、低氮燃燒器技術(shù)和煙氣再循環(huán)技術(shù)等[2]。

目前，空氣分級(jí)燃燒技術(shù)作為一種低氮燃燒技術(shù)已經(jīng)在近幾年投產(chǎn)的600 MW等級(jí)以上鍋爐機(jī)組上得到了應(yīng)用[3]。本文采用數(shù)值模擬方法，研究爐內(nèi)速度分布、溫度分布、組分分布及NOx質(zhì)量濃度分布變化對(duì)NOx排放質(zhì)量濃度的影響。

1 研究對(duì)象

以某電廠1臺(tái)600 MW四角切圓燃燒鍋爐機(jī)組為研究對(duì)象，鍋爐采用單爐膛、平衡通風(fēng)、一次中間再熱、固態(tài)排渣、全懸吊結(jié)構(gòu)Π形布置，中速磨煤機(jī)、正壓直吹式制粉系統(tǒng)，主燃區(qū)為四角布置、切向燃燒、擺動(dòng)式燃燒器，分離燃盡風(fēng)采用墻式布置方式，并配備7臺(tái)HP1203型中速磨煤機(jī)，一次風(fēng)噴口由下至上共7層，主燃區(qū)二次風(fēng)噴口布置9層，緊湊燃盡風(fēng)(CCOFA)噴口布置在緊挨主燃燒器頂層上方，分離燃盡風(fēng)(SOFA)噴口布置在CCOFA上方間隔一段距離。爐膛橫截面尺寸為17 640 mm×19 824 mm，冷灰斗底端至頂棚尺寸為65 950 mm，爐膛結(jié)構(gòu)如圖1所示。鍋爐設(shè)計(jì)煤種煤質(zhì)特性分析見表1，表1中DT為變形溫度，ST為軟化溫度，F(xiàn)T為流動(dòng)溫度。

表1 設(shè)計(jì)煤種煤質(zhì)特性分析

圖1 爐膛結(jié)構(gòu)簡圖

原燃燒器布置方案與3種改造方案的具體內(nèi)容如下。

(1)原方案：燃燒器噴口采用傳統(tǒng)布置方式。

(2)改造方案1：在原方案的基礎(chǔ)上，布置CCOFA噴口并在距頂層一次風(fēng)噴口中心線上方7 500 mm位置處布置3層SOFA噴口，在保證總風(fēng)量和一次風(fēng)率不變的情況下，設(shè)定CCOFA和SOFA風(fēng)率分別為5%和18%。

(3)改造方案2：相對(duì)于改造方案1，SOFA噴口距頂層一次風(fēng)噴口中心線距離減小1/2，即3 750 mm。

(4)改造方案3：相對(duì)于改造方案1，SOFA風(fēng)率由18%增加至23%。

4種方案(依次規(guī)定為工況1、工況2、工況3、工況4)燃燒器噴口布置如圖2所示。

圖2 4種方案燃燒器噴口布置簡圖

配風(fēng)方式相關(guān)參數(shù)見表2。其中，一次風(fēng)溫為333 K，二次風(fēng)、CCOFA和SOFA風(fēng)溫相同，均為582 K。

表2 配風(fēng)方式相關(guān)參數(shù)

2 網(wǎng)格劃分與計(jì)算方法

2.1 網(wǎng)格劃分

本文將爐膛冷灰斗至屏式再熱器后爐膛出口之間的區(qū)域作為計(jì)算域。由于爐膛漏風(fēng)及周界風(fēng)對(duì)爐膛內(nèi)空氣動(dòng)力場影響較小，為簡化研究過程，將周界風(fēng)和漏風(fēng)量平均分配到二次風(fēng)噴口中。為減少偽擴(kuò)散造成的計(jì)算誤差并有效控制計(jì)算量，將爐膛劃分為燃燒器區(qū)域、燃燒器上部區(qū)域和燃燒器下部區(qū)域3部分，由于燃燒器區(qū)域流場變化劇烈，采用六面體網(wǎng)格對(duì)該區(qū)域進(jìn)行了局部加密。爐膛整體網(wǎng)格數(shù)為90多萬個(gè)，爐膛整體網(wǎng)格劃分及主燃燒器區(qū)域水平截面網(wǎng)格分別如圖3和圖4所示。

圖3 爐膛整體網(wǎng)格劃分

圖4 主燃燒器區(qū)域水平截面網(wǎng)格劃分

2.2 計(jì)算方法

數(shù)值模擬采用三維穩(wěn)態(tài)計(jì)算，主燃燒器和燃盡風(fēng)噴口采用速度入口邊界條件，假設(shè)煤粉溫度和進(jìn)風(fēng)溫度恒定；爐膛本體保持恒溫；爐膛出口采用壓力出口邊界條件；煤粉粒徑分布滿足rosin-rammlar方程。氣相湍流流動(dòng)采用標(biāo)準(zhǔn)κ-ε雙方程模型，焦炭燃燒采用動(dòng)力學(xué)/擴(kuò)散控制反應(yīng)速率模型，輻射傳熱采用P-1輻射模型，煤粉揮發(fā)分的熱解采用雙步競爭反應(yīng)模型，煤粉顆粒軌跡采用隨機(jī)軌道模型，氣相湍流燃燒采用混合分?jǐn)?shù)/概率密度函數(shù)模型，NOx生成模擬采用后處理方法計(jì)算[4]，壓力速度耦合采用SIMPLE算法。

3 計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 速度分布

爐內(nèi)氣流的合理流動(dòng)是組織燃燒的關(guān)鍵因素。圖5為4個(gè)工況下E層一次風(fēng)噴口截面速度分布。

圖5 E層一次風(fēng)噴口截面速度分布

由圖5可以看出，在4個(gè)工況下，一次風(fēng)氣流從四角噴口射入爐膛，因受鄰角氣流和爐內(nèi)螺旋上升氣流的撞擊以及其上游射流沖刷的共同合作用，發(fā)生了較大偏斜，在爐膛中心形成了具有較好充滿度并強(qiáng)烈旋轉(zhuǎn)的切圓，且均無明顯貼壁現(xiàn)象。在一次風(fēng)噴口向火側(cè)，鄰角氣流的高溫?zé)煔鉀_向其射流根部，射流背火側(cè)根部亦有煙氣回流出現(xiàn)，這對(duì)煤粉著火及穩(wěn)定燃燒極其重要。相對(duì)于工況1，其他3個(gè)工況爐內(nèi)形成的氣流切圓直徑減小，在一定程度上防止了氣流直接沖刷壁面，降低了固體顆粒碰撞水冷壁壁面概率，有效避免了附近壁面區(qū)域結(jié)焦等問題。

3.2 溫度分布

爐內(nèi)溫度分布是表征鍋爐燃燒效果的重要參數(shù)，圖6是4個(gè)工況下爐膛中心縱截面溫度分布。

圖6 爐膛中心縱截面溫度分布

從圖6可以看出，在爐膛下部中心位置，受燃燒器射流相互沖擊并在爐內(nèi)中心形成螺旋上升氣流的影響，各工況下爐膛下部的中心位置均形成了低溫區(qū)域。相對(duì)于傳統(tǒng)燃燒技術(shù)，采用空氣分級(jí)燃燒技術(shù)后，爐內(nèi)氧量分布有所改變，主燃區(qū)過量空氣系數(shù)減小，燃料燃燒延遲，爐內(nèi)高溫區(qū)域擴(kuò)大，溫差減小，除燃燒器附近區(qū)域外主燃區(qū)總體溫度水平降低；在燃盡風(fēng)區(qū)域內(nèi)，燃盡風(fēng)的補(bǔ)入使得在主燃區(qū)內(nèi)未燃盡燃料的燃燒在該區(qū)域內(nèi)得以強(qiáng)化，這也是火焰中心上移和高溫區(qū)域擴(kuò)大的主要原因。采用空氣分級(jí)燃燒技術(shù)后，對(duì)比圖6b和圖6c可以看出，SOFA噴口距頂層一次風(fēng)噴口的距離對(duì)爐內(nèi)溫度分布沒有明顯影響；對(duì)比圖6b和圖6d可以看出，SOFA風(fēng)率的增大使得爐內(nèi)主燃區(qū)內(nèi)溫度明顯降低?？諝夥旨?jí)低氮燃燒爐內(nèi)的總體溫度水平較工況1降低，最高溫度降低約100 ℃左右，這將有利于緩解爐內(nèi)結(jié)焦，對(duì)抑制熱力型NOx的生成有積極作用。

3.3 組分分布

通過氧濃度和CO濃度分布可以直觀地了解爐內(nèi)氧化-還原性狀況。因此，在組分分布分析時(shí)，僅對(duì)爐膛氣氛影響顯著的氧化劑O2和中間還原性產(chǎn)物CO的摩爾分?jǐn)?shù)分布及其影響進(jìn)行說明。圖7和圖8分別為爐膛中心縱截面氧與CO的摩爾分?jǐn)?shù)分布。

由圖7和圖8可以看出，采用空氣分級(jí)燃燒技術(shù)后，氧濃度最大值出現(xiàn)在燃盡風(fēng)區(qū)域；主燃區(qū)處于欠氧富燃料燃燒狀態(tài)，氧濃度明顯降低，局部燃料燃燒不充分，CO摩爾分?jǐn)?shù)增高，爐內(nèi)還原性氣氛增強(qiáng)，此外由于爐膛中心區(qū)域氧濃度低，CO不能完全被氧化，該區(qū)域CO摩爾分?jǐn)?shù)也比較高；同時(shí)由于主燃區(qū)的溫度水平亦降低，這將對(duì)爐內(nèi)熱力型NOx和燃料型NOx的生成起到顯著的抑制作用；此后，燃盡風(fēng)的噴入使得燃盡風(fēng)區(qū)域氧濃度驟然增大，CO摩爾分?jǐn)?shù)急劇減小，有助于主燃區(qū)內(nèi)未燃盡燃料進(jìn)一步完全燃燒，表現(xiàn)出了空氣分級(jí)燃燒技術(shù)組分分布的特點(diǎn)。

圖7 爐膛中心縱截面氧濃度分布

圖8 爐膛中心縱截面CO濃度分布

對(duì)比圖8b和圖8c可以看出，SOFA噴口距頂層一次風(fēng)噴口距離減小時(shí)，爐內(nèi)還原性氣氛區(qū)域明顯減小，將對(duì)抑制燃料型NOx生成造成不利的影響；對(duì)比圖8b和圖8d可以看出，SOFA風(fēng)率的增加使得爐內(nèi)還原性氣氛區(qū)域增大，這將有效地控制燃料型NOx生成。

3.4 NOx質(zhì)量濃度分布

煤粉燃燒生成的氮氧化物主要有熱力型NOx、燃料型NOx和快速型NOx，其中，以熱力型NOx和燃料型NOx為主，因此，本文主要考慮煤粉燃燒過程中生成的熱力型NOx和燃料型NOx[5]。圖9為爐膛縱截面NOx質(zhì)量濃度分布。

由圖9可以看出，采用空氣分級(jí)燃燒技術(shù)后，爐內(nèi)NOx質(zhì)量濃度分布發(fā)生了明顯變化。由圖9可以看出，工況1爐內(nèi)NOx質(zhì)量濃度的生成主要集中在主燃區(qū)內(nèi)，工況2、工況3和工況4爐內(nèi)NOx質(zhì)量濃度的生成主要集中在燃盡風(fēng)區(qū)域內(nèi)，工況1 NOx質(zhì)量濃度整體水平明顯高于其他3個(gè)工況。結(jié)合圖6～圖8可以看出，造成這一現(xiàn)象的主要原因是采用空氣分級(jí)燃燒技術(shù)后，主燃區(qū)溫度水平降低，氧濃度減小，燃料不完全燃燒使部分中間產(chǎn)物(HCN，NH3等)將部分已生成的NOx還原，有效地抑制了熱力型NOx和燃料型NOx的生成；但由于燃料在燃盡風(fēng)區(qū)進(jìn)行補(bǔ)燃，使得該區(qū)域溫度略有升高，加之氧濃度增大，導(dǎo)致了該區(qū)域及其下游NOx質(zhì)量濃度增加[6]。但此時(shí)NOx生成量已十分有限，NOx質(zhì)量濃度略有增大后逐漸趨于穩(wěn)定。因此，采用空氣分級(jí)燃燒技術(shù)可有效控制NOx生成量，降低NOx排放質(zhì)量濃度。

圖9 爐膛縱截面截面NOx濃度分布

圖10為采用空氣分級(jí)燃燒技術(shù)前后爐膛出口NOx排放質(zhì)量濃度(φ(O2)=6%)對(duì)比。

圖10 各工況下爐膛出口NOx排放質(zhì)量濃度對(duì)比

由圖10可以看出，工況1中爐膛出口NOx質(zhì)量濃度為330 mg/m3，工況2中爐膛出口NOx質(zhì)量濃度為260 mg/m3，工況3中爐膛出口NOx質(zhì)量濃度為278 mg/m3，工況4中爐膛出口NOx質(zhì)量濃度為240 mg/m3。相對(duì)于傳統(tǒng)燃燒技術(shù)，采用空氣分級(jí)燃燒技術(shù)可以明顯降低鍋爐燃燒過程中NOx排放質(zhì)量濃度。對(duì)比工況2和工況3可以看出，SOFA噴口較高者，爐膛出口NOx質(zhì)量濃度較低；對(duì)比工況2和工況4可以看出，SOFA風(fēng)率較大者，爐膛出口NOx質(zhì)量濃度較低。

4 結(jié)論

通過對(duì)數(shù)值計(jì)算結(jié)果進(jìn)行分析，得出如下結(jié)論。

(1)采用空氣分級(jí)燃燒技術(shù)，可在爐膛高度方向上延長煤粉燃燒過程中氧氣的供給路徑，降低爐內(nèi)最高溫度水平，增強(qiáng)燃燒區(qū)域還原性氣氛，有利于抑制熱力型NOx和燃料型NOx生成。

(2)抑制主燃區(qū)NOx生成質(zhì)量濃度對(duì)空氣分級(jí)燃燒降低NOx排放質(zhì)量濃度極為重要，SOFA噴口位置較高且SOFA風(fēng)率較大時(shí)，爐內(nèi)還原性區(qū)域增大，主燃區(qū)NOx生成區(qū)域減小，NOx排放質(zhì)量濃度降低。

(3)相對(duì)于工況2，工況3中NOx排放質(zhì)量濃度提高了6.9%；工況4中NOx排放質(zhì)量濃度降低了7.7%，因此采用空氣分級(jí)燃燒技術(shù)時(shí)應(yīng)綜合考慮SOFA噴口高度和SOFA風(fēng)率大小，以最大限度地降低NOx排放質(zhì)量濃度。

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