劉亞明，李方勇，徐齊勝，方慶艷

（1.廣東電網(wǎng)公司電力科學研究院，廣州510080；2.華中科技大學煤燃燒國家重點實驗室，武漢430074）

數(shù)值模擬方法能夠揭示爐內(nèi)復雜的燃燒、傳熱和污染物生成過程，已廣泛應(yīng)用于電站鍋爐的研究中，包括生物質(zhì)燃燒、混煤摻燒、爐內(nèi)結(jié)焦和NOx排放特性等.周昊等［1］采用數(shù)值模擬方法研究了某臺600 MW 電站鍋爐偏轉(zhuǎn)二次風系統(tǒng)對爐內(nèi)結(jié)渣特性的影響；申春梅等［2］采用Phonics軟件對某臺1 000 MW 超超臨界單爐膛雙切圓燃煤鍋爐進行了數(shù)值模擬研究，得到了主燃區(qū)各截面上的速度場及溫度分布規(guī)律；方慶艷等［3］對某臺W 火焰鍋爐結(jié)渣特性進行了數(shù)值模擬研究，結(jié)果表明結(jié)渣的主要位置是下爐膛的側(cè)墻和拱部燃燒器區(qū)域等；段二朋等［4］針對某800MW 超臨界鍋爐NOx排放量較高的問題，利用CFD 軟件研究了不同配風方式對爐內(nèi)燃燒、傳熱及污染物排放等的影響，并分析了爐內(nèi)的溫度以及NOx和CO 組分的分布情況；宋景慧等［5］采用數(shù)值模擬方法研究了燃盡風（OFA）風量對鍋爐溫度場和NOx排放質(zhì)量濃度的影響，建議OFA 風量占二次風總風量的比例（以下簡稱風量比例）不應(yīng)超過0.30，綜合考慮鍋爐的安全性和NOx排放質(zhì)量濃度，OFA 風量比例適宜控制在0.23～0.30內(nèi).

為了進一步降低我國火電廠大氣污染物排放量，國家發(fā)布了最新GB 13223—2011《火電廠大氣污染物排放標準》，部分燃煤電廠鍋爐通過爐內(nèi)低氮燃燒器改造以及開展燃燒優(yōu)化來降低鍋爐原煙氣中的NOx排放質(zhì)量濃度.筆者基于這一背景對某臺600 MW 超臨界對沖燃燒鍋爐進行了NOx排放特性的數(shù)值模擬研究，探討OFA 風量比例和燃燒器運行組合方式對NOx排放特性的影響.

1 計算模型及數(shù)值模擬方法

1.1 研究對象

所研究的對象為某臺600 MW 超臨界對沖燃燒鍋爐，該鍋爐由東方日立鍋爐有限公司生產(chǎn)，爐膛的結(jié)構(gòu)尺寸為長22.17m、寬15.46m、高60.20m，采用HT-NR3低NOx燃燒器，每層布置6 個燃燒器噴嘴，共有A、B、C、D、E和F層，安裝在爐膛的前后墻上.其中，在前墻自下而上布置為C、D 和E 層燃燒器，在后墻自下而上布置為A、F 和B 層燃燒器，在燃燒器的上方布置16個OFA 燃燒器，其中4個為側(cè)墻OFA 燃燒器.鍋爐的額定出力工況（BRL）和最大連續(xù)出力工況（BMCR）的設(shè)計參數(shù)見表1.

1.2 數(shù)值計算方法

采用的計算軟件為Ansys14.0，由于爐內(nèi)流動是一個復雜的湍流流動過程，考慮到數(shù)學模型的可靠性和工程應(yīng)用的可行性，選用標準k-ε湍流雙方程模型來計算爐內(nèi)流動，其中壓力耦合方程采用全隱Simple算法.顆粒相采用拉格朗日方法，并采用隨機軌道模型來模擬顆粒相對流場的反向耦合作用.其他計算模型如下：爐內(nèi)輻射換熱使用P1 模型，熱吸收系數(shù)的計算使用WSGG 方法，揮發(fā)分采用單步析出模型，焦炭的燃燒采用動力-擴散模型，氣相的燃燒采用混合分數(shù)-概率密度函數(shù)計算模型.本文所研究的NOx僅考慮熱力型和燃料型NO 2種，快速型NO 因其生成量較少而未包含在計算中，熱力型NO 的生成采用Zeldovich 機理［6］，燃料型NO 的生成采用了de Soete的機理［7］.煤中的氮元素在揮發(fā)分和焦炭中的分配比例以及在揮發(fā)分中的比例由化學滲透脫揮發(fā)分（CPD）［8-9］模型計算得到.CPD 模型采用化學結(jié)構(gòu)參數(shù)來描述煤結(jié)構(gòu)，并根據(jù)煤點陣中已斷開的不穩(wěn)定橋數(shù)采用滲透統(tǒng)計方法來描述焦油前驅(qū)體的生成，其計算結(jié)果相對于常規(guī)的煤工業(yè)分析結(jié)果更為準確.上述方程的求解均采用一階精度的有限差分格式，計算的收斂條件對于能量方程、輻射和NO 方程均為1×10-6，對于其他物理量方程均為1×10-4.

表1 鍋爐的設(shè)計參數(shù)Tab.1 Design parameters of the boiler

通過分區(qū)網(wǎng)格劃分來獲得高質(zhì)量的六面體網(wǎng)格，計算結(jié)果對網(wǎng)格數(shù)量的依賴性也已進行了檢驗.為了平衡計算量和計算精度，所有算例采用約150萬個網(wǎng)格.此外，為了減少在燃燒器噴口附近的偽擴散，對噴口附近的網(wǎng)格進行了加密，計算出口邊界選擇在爐膛水平煙道煙窗出口10 m 處，計算網(wǎng)格見圖1.

1.3 初始條件和煤質(zhì)成分

根據(jù)鍋爐的設(shè)計資料，在600 MW 負荷時，入爐總風量為586.5kg／s，一次風溫度為343K，二次風和OFA的溫度為610K，入爐煤的質(zhì)量流量為57.6kg／s，煤質(zhì)成分見表2.表3給出了以下6個算例的初始條件和邊界條件.

2 計算結(jié)果及討論

2.1 計算方法的驗證

圖2給出了ACDEF燃燒器運行組合方式下算例4中爐膛中分面上的速度、溫度、O2體積分數(shù)、CO 質(zhì)量分數(shù)和NO 體積分數(shù)的分布.由圖2（a）可以清晰地看出，一次風射流在離開燃燒器以后快速衰減，高速的OFA 能夠到達爐膛中心，射流的尾速接近10m／s.由圖2（b）可以看出，煤粉氣流在燃燒器噴口前段就開始快速著火，釋放的大量熱量導致煙氣溫度快速上升至1 400～1 500K，在爐膛中心形成的高溫區(qū)溫度約為1 800K，在OFA 燃燒器上方由于二次放熱也存在一個高溫區(qū)，其溫度接近1 800K，在分隔屏下方由于水冷壁的吸熱，煙氣溫度下降至接近1 500K.由圖2（c）可以看出，在進入爐膛以后，煤粉快速著火，O2體積分數(shù)快速下降，與煙氣溫度呈現(xiàn)出相反的變化趨勢，在OFA 燃燒器上方由于大量OFA 的射入，形成過量空氣系數(shù)大于1的富氧區(qū)域，為焦炭和CO 的燃盡提供O2.由圖2（d）可以看出，由于前期設(shè)計欠氧燃燒，在燃燒器主燃區(qū)有大量的CO 生成，但隨著OFA 的加入，CO的質(zhì)量分數(shù)急劇下降，在爐膛煙窗出口僅有少量的CO 殘余.由圖2（e）可以看出，煤粉氣流著火以后，由于二次風提供的O2以及燃燒反應(yīng)放熱后煙氣溫度的急劇上升，在火焰區(qū)域生成大量的NO，由于主燃區(qū)CO 的存在促進了NO 的還原，沿爐膛高度方向NO 體積分數(shù)逐漸下降，但在OFA 燃燒器上方，由于O2的補充和二次放熱，NO 體積分數(shù)又略有升高.

表2 煤質(zhì)成分Tab.2 Coal elemental composition

表3 計算的初始條件和邊界條件Tab.3 Initial and boundary conditions for calculation

圖2 算例4中爐膛中分面上的計算結(jié)果Fig.2 Simulated results in central cross-section of the furnace in case 4

表4給出了計算結(jié)果與試驗測量結(jié)果的對比，其中相對誤差的計算方法如下：

式中：e為相對誤差；xjd為絕對值；xjs為計算值；xcl為測量值.

由表4可以看出，飛灰含碳量、爐膛出口O2體積分數(shù)和爐膛出口NO 排放質(zhì)量濃度的相對誤差分別為4.0%、5.4%和5.5%，各參數(shù)的相對誤差均在10%以內(nèi)，從而驗證了本文數(shù)值計算方法的可靠性.

2.2 OFA 風量比例的影響

圖3（a）給出了算例1～算例3中爐膛截面平均煙氣溫度沿爐膛高度方向的變化.由圖3（a）可以看出，在OFA 燃燒器以下，爐膛截面平均煙氣溫度沿爐膛高度方向快速升高，在上層燃燒器與OFA燃燒器之間，爐膛截面平均煙氣溫度達到最高值，接近1 700K.當大量的OFA 進入爐膛以后，由于OFA 的溫度相對于煙氣溫度較低，混合后爐膛截面平均煙氣溫度會明顯下降，隨著OFA 風量的增大其下降幅度同步增大.在OFA 風量比例為35%時（算例3），爐膛截面平均煙氣溫度下降至接近1 450K；在OFA 風量比例為30%時（算例2），爐膛截面平均煙氣溫度下降至接近1 470K.在OFA 燃燒器上方，由于未燃盡焦炭的再燃和CO 轉(zhuǎn)化成CO2釋放出大量的熱量，爐膛截面平均煙氣溫度又上升至1 600 K 以上，隨后沿爐膛高度方向熱量被水冷壁吸收，爐膛截面平均煙氣溫度下降.對比算例1～算例3的計算結(jié)果可以看出，隨著OFA 風量比例的增大，主燃區(qū)的O2減少，該區(qū)域的不完全燃燒程度增強，釋放的熱量減少，爐膛截面平均煙氣溫度降低，并且OFA 的冷卻作用也隨著其風量比例的增大而增強，但在OFA 燃燒器上方的二次放熱會隨OFA 風量比例的增大而增加，爐膛截面平均煙氣溫度會更高，燃燒推遲的現(xiàn)象會更加明顯.

圖3（b）給出了煙氣中O2體積分數(shù)沿爐膛高度方向的變化.由于煤粉射入爐膛以后快速著火燃燒，一次風和二次風中的O2快速消耗，燃燒器區(qū)域煙氣中的O2體積分數(shù)沿爐膛高度方向快速下降.當OFA 射入爐膛以后，大量的O2補入煙氣中，因此O2體積分數(shù)明顯上升，隨后由于未燃盡焦炭的燃燒及CO 繼續(xù)轉(zhuǎn)化成CO2消耗O2，O2體積分數(shù)又逐漸下降.

圖3（c）給出了煙氣中CO 質(zhì)量分數(shù)沿爐膛高度方向的變化.由于算例1～算例3中主燃區(qū)過量空氣系數(shù)均在0.8左右，因此大量的CO 在主燃區(qū)生成，CO 質(zhì)量分數(shù)與OFA 風量比例的大小呈現(xiàn)相同的變化趨勢，隨著OFA 的射入，煙氣中CO 質(zhì)量分數(shù)快速下降，在爐膛出口水平煙窗處只有少量的CO 逃逸出去（其質(zhì)量分數(shù)低于1×10-4），造成了化學不完全燃燒損失.

圖3（d）給出了煙氣中NO 排放質(zhì)量濃度沿爐膛高度方向的變化.在算例2和算例3中，主燃區(qū)的過量空氣系數(shù)分別為0.80和0.75，在主燃區(qū)產(chǎn)生大量的CO，形成了強烈的還原性氣氛，依據(jù)相關(guān)文獻對NO 生成機理的研究，還原性氣氛有利于抑制并還原煙氣中的部分NO.在OFA 燃燒器上方由于大量的OFA 射入爐膛，煙氣中O2體積分數(shù)升高，加上高溫煙氣的存在，NO 排放質(zhì)量濃度稍有上升，但由于存在部分未燃盡碳的還原作用，在分隔屏下方NO 排放質(zhì)量濃度有所下降.

圖4給出了飛灰含碳量、NO 排放質(zhì)量濃度與OFA 風量比例的關(guān)系.由圖4可以看出，隨著OFA風量比例從25%增大至30%，最后增大至35%，飛灰含碳量從1.31%增至1.97%，最后增至2.53%，增加了1.22%，隨OFA 風量比例增大飛灰含碳量呈線性增長的趨勢，其主要原因是隨著OFA 風量比例的增大，主燃區(qū)過量空氣系數(shù)減小，煤粉燃燒推遲加劇，增加了不完全燃燒碳的含量.同時隨著OFA 風量比例的增大，主燃區(qū)過量空氣系數(shù)從0.85減小至0.75，在主燃區(qū)生成的CO 質(zhì)量分數(shù)上升，抑制并還原了部分NO，尤其是OFA 風量比例從25%增大至30%的過程中，NO 排放質(zhì)量濃度下降了293mg／m3；而在OFA 風量比例從30%增大至35%的過程中，NO 排放質(zhì)量濃度僅下降了54mg／m3，表明OFA 風量比例對NO 排放質(zhì)量濃度影響最為顯著的區(qū)間為30%OFA 風量比例以下.綜合飛灰含碳量、CO 質(zhì)量分數(shù)和NO 排放質(zhì)量濃度，在算例2（30%OFA 風量比例）下鍋爐的燃燒工況是比較理想的.

圖3 算例1～算例3中各參數(shù)沿爐膛高度方向的變化Fig.3 Changes of various parameters along furnace height in cases 1，2and 3

圖4 算例1～算例3中飛灰含碳量和NO 排放質(zhì)量濃度與OFA 風量比例的關(guān)系Fig.4 Fly ash carbon content and NO emission vs.OFA ratio in cases 1，2and 3

2.3 燃燒器運行組合方式的影響

圖5（a）給出了不同燃燒器運行組合方式時算例4～算例6中爐膛截面平均煙氣溫度沿爐膛高度方向的變化.由圖5（a）可以看出，隨著燃燒器運行組合方式的變化，在算例4（對應(yīng)停運上層燃燒器B）和算例5（對應(yīng)停運中間層燃燒器F）中，爐膛下方的溫度要高于算例6（對應(yīng)停運下層燃燒器A），尤其是下層燃燒器至冷灰斗區(qū)域最為明顯；而在OFA 燃燒器上方，算例6的爐膛截面平均煙氣溫度高于算例4和算例5，其主要原因是燃料投運位置發(fā)生變化，在總熱量一定的前提下，部分熱量從爐膛下部釋放改變?yōu)閺臓t膛中部釋放.

圖5（b）給出了煙氣中O2體積分數(shù)沿爐膛高度方向的變化.由圖5（b）可以看出，煤粉射入爐膛以后快速著火并消耗O2，煙氣中O2體積分數(shù)沿爐膛高度方向明顯下降，但投運燃燒器的不同使得在不同爐膛高度上截面平均O2體積分數(shù)不同，這是因為投運燃燒器對應(yīng)的煤粉量、一次風風量和二次風風量發(fā)生變化，在停運下層燃燒器A 時，在爐膛下層燃燒器與冷灰斗之間的區(qū)域O2體積分數(shù)要偏低一些，而在停運中層燃燒器F時燃燒器中間區(qū)域?qū)?yīng)的O2體積分數(shù)要偏低一些.此外，對比3個算例在OFA 燃燒器上方和出口煙窗的O2體積分數(shù)可知，停運上層燃燒器B 時煤粉燃燒在OFA 燃燒器上方與屏底之間存在分布上的差異，因為煤粉在爐內(nèi)停留時間更長，燃燒推遲的程度有所減少，表現(xiàn)在后端O2體積分數(shù)要高于其他2個算例.

圖5 算例4～算例6中各參數(shù)沿爐膛高度方向的變化Fig.5 Changes of various parameters along furnace height in cases 4，5and 6

圖5（c）給出了煙氣中CO 質(zhì)量分數(shù)沿爐膛高度方向的變化.由于主燃區(qū)過量空氣系數(shù)小于1，因此主燃區(qū)的CO 質(zhì)量分數(shù)非常高，但在OFA 燃燒器上方由于補充了OFA 和O2，CO 大量轉(zhuǎn)化為CO2，CO質(zhì)量分數(shù)快速下降.對比3個算例，停運上層和中層燃燒器時主燃區(qū)的CO 質(zhì)量分數(shù)高于停運下層燃燒器，停運中層燃燒器F時CO 質(zhì)量分數(shù)最高.

圖5（d）給出了煙氣中NO 排放質(zhì)量濃度沿爐膛高度方向的變化.由于算例4～算例6中OFA 的風量相同，主燃區(qū)的過量空氣系數(shù)均為0.80，因此主燃區(qū)NO 的生成和還原是影響NO 排放質(zhì)量濃度的決定因素.由于主燃區(qū)一直處于還原性氣氛中，在停運上層燃燒器時，煤粉初期燃燒所生成的大量NO 能夠獲得更長時間的還原，最終的NO 排放質(zhì)量濃度相比于停運中層與下層燃燒器時更低，而停運下層燃燒器時，由于上層燃燒器區(qū)域的溫度更高，煤粉著火后會生成更多的NO，同時由于在還原區(qū)的停留時間減少，最終的NO 排放質(zhì)量濃度最高.

圖6給出了算例4～算例6中NO 排放質(zhì)量濃度、燃盡度和飛灰含碳量與燃燒器運行組合方式的關(guān)系.由圖6可以看出，相比于停運中層和下層燃燒器，停運上層燃燒器時NO 排放質(zhì)量濃度有所下降；與停運下層燃燒器相比，停運上層燃燒器時NO 排放質(zhì)量濃度從321mg／m3（算例4）降低至281mg／m3（算例6），降低了40 mg／m3，相對降低幅度為12.5%，這是由于停運上層燃燒器時煙氣在還原區(qū)的停留時間相對減少.主燃區(qū)停留時間的差異影響了煤粉的燃盡度和飛灰含碳量，停運上層燃燒器時燃盡度最高，飛灰含碳量最低.與停運下層燃燒器相比，停運上層燃燒器時飛灰含碳量降低了0.46%.算例4～算例6 的爐膛煙氣溫度分別為1 482 K、1 487K和1 499K，這意味著停運上層燃燒器可以在一定程度上降低爐膛出口煙氣溫度，對控制分隔屏和屏式換熱面的結(jié)焦有利.綜合不同燃燒器運行組合方式下NO 的排放質(zhì)量濃度、飛灰含碳量、燃盡度和爐膛出口煙氣溫度，在600 MW 額定負荷時推薦采用ACDEF燃燒器運行組合方式.

圖6 算例4～算例6中飛灰含碳量、燃盡度和NO 排放質(zhì)量濃度與燃燒器運行組合方式的關(guān)系Fig.6 Fly ash carbon content and NO emission vs.the modes of inservice burner layers in cases 4，5and 6

3 結(jié) 論

（1）OFA 風量比例和燃燒器運行組合方式對鍋爐NOx排放質(zhì)量濃度、飛灰含碳量和燃盡度均有一定程度的影響.隨著OFA 風量比例的增大，飛灰含碳量近似呈線性增加，但NO 排放質(zhì)量濃度明顯下降，在30%OFA 風量比例時，鍋爐整體的經(jīng)濟性和NO 排放質(zhì)量濃度處于最佳.

（2）不同的燃燒器運行組合方式主要影響了煤粉在主燃區(qū)及NO 被還原的停留時間，停運上層燃燒器在一定程度上增加了煤粉在爐內(nèi)主燃區(qū)的停留時間，同時NO 生成時的溫度相對有所下降，因此該方式對應(yīng)的飛灰含碳量和NO 排放質(zhì)量濃度較停運中層和下層燃燒器時更低，在600 MW 額定負荷時推薦采用ACDEF燃燒器運行組合方式.

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