孫靈芳，　任　訸，　郎　坤，　唐　宏，　侯　波

(1.東北電力大學(xué) 自動化工程學(xué)院，吉林省吉林市 132012；2.煙臺龍源電力技術(shù)股份有限公司，山東煙臺 264006)

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600 MW鍋爐雙尺度低氮改造后的燃燒特性及其機理分析

孫靈芳1，任訸1，郎坤1，唐宏2，侯波2

(1.東北電力大學(xué) 自動化工程學(xué)院，吉林省吉林市 132012；2.煙臺龍源電力技術(shù)股份有限公司，山東煙臺 264006)

摘要：結(jié)合大容量鍋爐分區(qū)熱力計算和全爐膛溫度壓力簡化動態(tài)模型思想，以能量守恒定律和輻射換熱理論為基礎(chǔ)，針對某電廠600 MW鍋爐建立改造前和雙尺度低氮改造后爐膛三區(qū)機理模型，通過Simulink軟件仿真爐膛縱向空間燃燒特性.采用Fluent軟件模擬爐內(nèi)橫向空間溫度和速度場變化，并對雙尺度低氮改造技術(shù)進行了較全面的機理分析.結(jié)果表明：低氮改造后由于二次風(fēng)射流方向偏斜，使得一次風(fēng)與二次風(fēng)旋流方向相反，旋流區(qū)橫向增大、縱向縮短，從而部分區(qū)域燃燒效率提高，NOx排放量顯著減少，但卻具有燃燒過程慣性增大、升負荷適應(yīng)性下降的缺陷.

關(guān)鍵詞：雙尺度低氮改造； 機理建模； 爐膛溫度； 數(shù)值模擬

我國在2011年7月公布了最新修改的GB 13223-2011 《火電廠大氣污染排放標準》，對火電廠氮氧化物的排放限制值從2003年要求的450 mg/m3下調(diào)至100 mg/m3(新機組)和200 mg/m3(在役機組).對此，我國各個火電廠紛紛響應(yīng)國家號召，采用多種適合各自機組的低氮技術(shù)來降低NOx的排放量,其中最為基本有效的低氮改造方式為空氣分級燃燒和燃料分級燃燒.空氣分級燃燒技術(shù)將燃燒分為2個階段進行，首先將燃燒器供給的空氣量減少到總空氣量的70%～75%，在低氧還原性氣氛中降低了NOx的生成速率，其余空氣則通過“火上風(fēng)”的形式送入爐膛，最終在過量空氣系數(shù)α>1的條件下保證燃料充分燃燒.空氣分級燃燒技術(shù)分為3種：徑向空氣分級、軸向空氣分級及兩者結(jié)合[1].而燃料分級燃燒技術(shù)首先將80%～85%的燃料與一、二次風(fēng)混合后通過燃燒器送入燃燒區(qū)，其余燃料與少量空氣在燃燒區(qū)上方混合燃燒，形成的強還原性氣氛將燃燒產(chǎn)生的NOx氣體進行還原，生成氮氣和水.單獨采用燃料分級燃燒技術(shù)時NOx排放量降低率僅有20%左右，所以燃料分級燃燒技術(shù)一般與空氣分級燃燒技術(shù)結(jié)合使用[2].我國各火電機組嘗試將分級燃燒技術(shù)與其他低氮技術(shù)結(jié)合使用，也取得了良好的低氮效果.江西省貴溪火力發(fā)電廠使用濃淡燃燒器和空氣分級燃燒技術(shù)對300 MW機組進行了低氮改造，低氮改造后機組效率提高了0.8%，NOx排放量下降了47%[3].陜西神華國華錦界能源有限責(zé)任公司3號機組采用增大理想切圓直徑和全爐膛空氣分級燃燒技術(shù)，NOx排放質(zhì)量濃度平均降幅約為70%[4]；安徽某電廠選擇了改造燃燒器與選擇性催化還原(SCR)煙氣處理相結(jié)合的低氮改造方案，使NOx排放質(zhì)量濃度從550 mg/m3大幅降低到80 mg/m3[5].此外，許多發(fā)電公司自主研發(fā)了旋流燃燒器[6]、爐膛深度分級[7]和中心給粉低氮燃燒[8]等新型脫硝技術(shù)，將這些技術(shù)應(yīng)用于火電廠中均取得了顯著的低氮效果.

煙臺龍源電力技術(shù)股份有限公司針對我國火電廠現(xiàn)狀，成功研發(fā)了雙尺度低氮改造技術(shù)，并將其應(yīng)用于百余臺火電機組，極大地改善了火電廠NOx排放超標的現(xiàn)狀[9].然而,低氮改造后機組負荷適應(yīng)性普遍下降，甚至導(dǎo)致自動發(fā)電控制(AGC)無法投運，使部分火電廠的自動運行受到了影響.因此，筆者通過建模仿真的方式來分析鍋爐雙尺度低氮改造后的燃燒特性以及機組負荷適應(yīng)性差的機理，并提出有利于提高機組負荷適應(yīng)性的策略.

1設(shè)備及雙尺度低氮改造技術(shù)

研究對象為內(nèi)蒙古京隆發(fā)電有限責(zé)任公司二期600 MW機組鍋爐，該鍋爐為上海鍋爐廠有限公司制造的SG-2060/17.5-M915型亞臨界、一次中間再熱循環(huán)式汽包爐，燃燒設(shè)計煤種為易燃燒的煙煤，采用四角切圓燃燒方式、全鋼架吊懸結(jié)構(gòu)、固態(tài)排渣.爐膛斷面尺寸為寬19.558 m、深16.940 5 m，頂棚管標高為64.625 m.鍋爐采用正壓直吹式制粉系統(tǒng)，一次風(fēng)與二次風(fēng)相間布置，配備6臺MZG113G型中速磨煤機.直流燃燒器采用四角布置，切向燃燒.

雙尺度低氮改造技術(shù)采用縱向三區(qū)和橫向雙區(qū)的布置方式，橫縱2個方向構(gòu)成了空氣分級[10].改造在已有燃燒器的基礎(chǔ)上增加7層分離燃盡風(fēng)(SOFA)噴口，使爐膛由下而上順次分為主燃燒區(qū)、主還原區(qū)和燃盡區(qū)3個區(qū)域，形成空氣分級燃燒，橫向布置如圖1所示.橫向空氣分級保證一次風(fēng)入射角不變，二次風(fēng)保持與一次風(fēng)5°偏置，避免由于煤粉和氧氣過早混合而產(chǎn)生大量的燃料型NOx[11].這種改造方式與傳統(tǒng)的空氣分級燃燒技術(shù)相比更加注重從爐膛橫向空間尺度和煤粉燃燒過程尺度2方面來抑制NOx的生成，因此在實際應(yīng)用中取得了更為顯著的效果.

圖1　燃燒器橫向雙區(qū)分布

2機理模型

通過對雙尺度低氮改造原理的分析，采用集總參數(shù)機理建模的方式[12]對爐膛進行分區(qū)建模，分別建立爐膛各區(qū)溫度與給煤量、一次風(fēng)、二次風(fēng)之間的動態(tài)非線性模型.

由于鍋爐內(nèi)的燃燒是較為復(fù)雜的過程，為了方便計算和建模，提出以下合理的簡化和假設(shè)[13]：(1)假設(shè)在同一負荷下風(fēng)煤比為常數(shù)，不隨時間而變化；(2)實際爐膛內(nèi)煙氣平均溫度略高于爐膛出口煙氣溫度，此處取爐膛內(nèi)煙氣平均溫度等于爐膛出口煙氣溫度，同時假設(shè)水冷壁的溫度不變；(3)由于爐膛內(nèi)溫度很高，壓力較低，因此近似認為爐膛內(nèi)氣體是理想氣體，并忽略煙氣中固定顆粒的體積；(4)近似認為爐膛出口煙氣與爐膛內(nèi)煙氣的平均比熱容相等，均為cg.

2.1主燃燒區(qū)模型

主燃燒區(qū)部分的熱力建模過程遵循質(zhì)量守恒定律和能量守恒定律：

(1)

(2)

式中：mA為主燃燒區(qū)內(nèi)氣體的總質(zhì)量，kg；qm,iA為進入主燃燒區(qū)的工質(zhì)質(zhì)量流量，kg/s，當主燃燒區(qū)的風(fēng)量占總風(fēng)量的70%時，qm,iA=70%k1μB,其中μB為燃料量，kg/s,k1為折算系數(shù)；qm,oA為流出主燃燒區(qū)的工質(zhì)質(zhì)量流量；EA為主燃燒區(qū)內(nèi)總氣體的儲能，MJ；QiA為進入主燃燒區(qū)的煤粉燃燒產(chǎn)生的低位發(fā)熱量，MJ；QoA為主燃燒區(qū)對主還原區(qū)的輻射放熱量，MJ；QHA為主燃燒區(qū)對四周水冷壁的輻射放熱量，MJ；QiB為主燃燒區(qū)不完全燃燒產(chǎn)物進入主還原區(qū)所攜帶的熱量，MJ；QoB為主還原區(qū)向主燃燒區(qū)的輻射放熱量，MJ.

在風(fēng)煤比確定的情況下，可以用燃料量表示進入主燃燒區(qū)的煤粉量和總風(fēng)量：

(3)

進入主燃燒區(qū)的煤粉燃燒產(chǎn)生的低位發(fā)熱量為

(4)

式中：Q2為準格爾煤的低位發(fā)熱量，取為18 800 kJ/kg.

(5)

式中：VA為主燃燒區(qū)煙道的總體積，此處VA=17.558 m×16.940 5 m×12.85 m；pA為主燃燒區(qū)爐膛壓力，Pa；p0為標準大氣壓，p0=101 352 Pa；TA為主燃燒區(qū)溫度，K；ρ0為標準狀態(tài)下爐膛內(nèi)煙氣平均密度，取值為1.35 kg/m3；T0=273 K.

主燃燒區(qū)內(nèi)總氣體儲能為

(6)

式中：cg為爐膛內(nèi)煙氣平均比熱容，cg=0.001 8 MJ/m3.

主燃燒區(qū)對主還原區(qū)的輻射放熱量為

(7)

式中：σ0為玻耳茲曼常數(shù)，σ0=5.67×10-8W/(m2·K4)；εLA為主燃燒區(qū)的爐膛黑度；FfA為主燃燒區(qū)與主還原區(qū)的換熱面積，m2.

主燃燒區(qū)對四周水冷壁的輻射放熱量為

(8)

式中：εHA為主燃燒區(qū)的火焰黑度；FiA為主燃燒區(qū)與四周水冷壁的換熱面積，m2;T為爐膛水冷壁的平均溫度,K.

主燃燒區(qū)不完全燃燒產(chǎn)物進入主還原區(qū)所攜帶的熱量為

(9)

主還原區(qū)向主燃燒區(qū)的輻射放熱量為

(10)

式中:εLB為主還原區(qū)的爐膛黑度;FfB為主還原區(qū)與燃盡區(qū)的換熱面積,m2;TB為主還原區(qū)溫度,K.

將式(3)～式(10)代入式(1)和式(2)中，求偏導(dǎo)數(shù)可得

(11)

(12)

其中,c=ρ0×T0/p0=0.036 K/m.

2.2主還原區(qū)模型

主還原區(qū)的質(zhì)量守恒方程和能量守恒方程如式(13)和式(14)所示，主燃燒區(qū)不完全燃燒的煤粉攜帶能量進入主還原區(qū)繼續(xù)燃燒.

(13)

式中：mB為主還原區(qū)內(nèi)氣體的總質(zhì)量，kg；qm,iB為進入主還原區(qū)的工質(zhì)質(zhì)量流量，當主燃燒區(qū)的風(fēng)量占總風(fēng)量的70%時，qm,iB=30%k1μB；qm,oB為流出主還原區(qū)的工質(zhì)質(zhì)量流量；EB為主還原區(qū)內(nèi)總氣體的儲能，MJ；QoC為燃盡區(qū)向主還原區(qū)的輻射放熱量，MJ；QHB為主還原區(qū)對四周水冷壁的輻射放熱量，MJ；QiC為主還原區(qū)不完全燃燒產(chǎn)物攜帶進入燃盡區(qū)的熱量,MJ.

主還原區(qū)內(nèi)氣體的總質(zhì)量為

(15)

式中：VB為主還原區(qū)煙道的總體積，此處VB=17.558 m×16.940 5 m×3.716 m；pB為主還原區(qū)爐膛壓力，Pa.

燃盡區(qū)向主還原區(qū)的輻射放熱量為

(16)

式中:TC為燃盡區(qū)溫度,K;εLC為燃盡區(qū)的爐膛黑度;FfC為燃盡區(qū)與主燃燒區(qū)的換熱面積,m2.

主還原區(qū)內(nèi)總氣體的儲能為

(17)

主還原區(qū)對四周水冷壁的輻射放熱量為

(18)

式中：εHB為主還原區(qū)的火焰黑度；FiB為主還原區(qū)與四周水冷壁的換熱面積，m2.

將式(9)、式(10)、式(15)～式(18)代入式(13)和式(14)，求偏導(dǎo)數(shù)可得

(20)

2.3燃盡區(qū)模型

同理可以建立燃盡區(qū)模型，經(jīng)過整理可得

(22)

式中：VC為燃盡區(qū)爐膛總體積，VC=17.558 m×16.940 5 m×4.223 m；εHC為燃盡區(qū)的火焰黑度；FiC為燃盡區(qū)與四周水冷壁的換熱面積，m2；qm,iC為流入燃盡區(qū)的工質(zhì)質(zhì)量流量，kg/s；pC為燃盡區(qū)爐膛壓力，Pa.

3爐膛縱向仿真分析

依據(jù)所建立的機理模型，利用Simulink軟件平臺進行模型的搭建與仿真，分析縱向三區(qū)分布對爐膛燃燒特性的影響.爐膛仿真模型的數(shù)據(jù)采用鍋爐的設(shè)計參數(shù)與實際運行數(shù)據(jù)，包括不同負荷下的給煤量(見表1)、一次風(fēng)量和二次風(fēng)量.對不同擾動下爐膛溫度的動態(tài)響應(yīng)進行仿真，得到以下的仿真圖形和結(jié)論.

(1) 在假設(shè)風(fēng)煤比一定的情況下，當負荷從320 MW上升到450 MW和550 MW時，主燃燒區(qū)、主還原區(qū)和燃盡區(qū)的爐膛溫度響應(yīng)曲線分別見圖2和圖3.將仿真結(jié)果與內(nèi)蒙古京隆發(fā)電有限責(zé)任公司1號鍋爐低氮改造后的熱態(tài)調(diào)試結(jié)果進行對比，主燃燒區(qū)、主還原區(qū)和燃盡區(qū)的爐膛溫度誤差分析見表2～表4.由表2～表4可知，誤差產(chǎn)生的原因是實際爐膛出口煙氣溫度低于燃盡區(qū)溫度，在仿真計算中過多計算了煙氣出口熱量，導(dǎo)致各區(qū)溫度較運行實測值有所降低，但對反映爐膛各區(qū)溫度變化的趨勢沒有影響，且仿真結(jié)果誤差小于5%，驗證了機理模型的準確性.

表1　給煤量數(shù)據(jù)

圖2　負荷從320 MW升至450 MW過程中爐膛溫度變化曲線

Fig.2Furnace temperature curve during uploading process from 320 MW to 450 MW

仿真結(jié)果表明，給煤量在2 000 s產(chǎn)生階躍變化時，爐膛溫度呈現(xiàn)出有自衡的慣性特點.其中，中間主還原區(qū)爐膛溫度最高，上方的燃盡區(qū)和下方的主燃燒區(qū)爐膛溫度略低，符合真實的爐膛溫度分布特點.此外，燃盡區(qū)的慣性遠大于主燃燒區(qū)和主還原區(qū)的慣性，主要是因為燃盡區(qū)沒有燃料的投入，SOFA所攜帶的熱量和不完全燃燒煤粉的化學(xué)能總量小，不足以快速升高爐膛溫度，導(dǎo)致燃盡區(qū)升負荷難度大、溫度慣性大.

圖3　負荷從320 MW升至550 MW過程中爐膛溫度變化曲線

Fig.3Furnace temperature curve during uploading process from 320 MW to 550 MW

表2主燃燒區(qū)爐膛溫度仿真誤差分析

Tab.2Error analysis of temperature simulation in the combustion zone

參數(shù)負荷/MW320450550運行實測值/℃108111591173仿真值/℃107711201132誤差/%0.373.43.5

表3主還原區(qū)爐膛溫度仿真誤差分析

Tab.3Error analysis of temperature simulation in the reduction zone

參數(shù)負荷/MW320450550運行實測值/℃118712321237仿真值/℃114611921210誤差/%3.53.22.2

表4燃盡區(qū)爐膛溫度仿真誤差分析

Tab.4Error analysis of temperature simulation in the burnout zone

參數(shù)負荷/MW320450550運行實測值/℃114311851192仿真值/℃108911351153誤差/%4.74.04.1

(2) 對比鍋爐低氮改造前后，當給煤量階躍增大時，標高33.935 m處(主還原區(qū)中心)爐膛溫度隨時間的變化曲線如圖4所示.從圖4可以看出，爐膛溫度從1 145 ℃上升至1 190 ℃，低氮改造后的慣性時間較改造前增加了約100 s.由此可知，部分機組低氮改造后AGC無法投運的主要原因是雙尺度低氮改造技術(shù)縱向三區(qū)布置導(dǎo)致慣性增大，而通過合理分配縱向三區(qū)的高度即SOFA噴口標高可以改善這一現(xiàn)狀.

圖4　低氮改造前后相同標高處爐膛溫度的變化曲線

Fig.4Curves of furnace temperature at the same level before and after retrofit

(3) 影響爐膛燃燒的主要因素有一次風(fēng)與二次風(fēng)的配風(fēng)方式、煤種的選擇和煤粉粒徑的大小等[14].其中改變配風(fēng)方式是改善燃燒效果最經(jīng)濟有效的手段.圖5給出了風(fēng)煤比從1.126 0調(diào)整至1.177 1，給煤量從45.51 kg/s階躍變化到64.06 kg/s時爐膛各區(qū)的溫度變化.

圖5　不同風(fēng)煤比時爐膛三區(qū)的溫度變化

Fig.5Temperature variation in three zones of the furnace at different ratios of air to coal

由圖5可知，通過對風(fēng)煤比進行適量調(diào)整，爐膛三區(qū)燃燒達到的穩(wěn)定溫度均隨之提高，從燃料擾動產(chǎn)生到溫度穩(wěn)定所用的時間減少.因此，尋找更適當?shù)呐滹L(fēng)方式可以作為解決雙尺度低氮燃燒負荷適應(yīng)性差的一個研究方向.

通過機理建模以及Simulink軟件對低氮改造后爐膛的縱向仿真可知，雙尺度低氮改造的縱向分區(qū)和燃燒器的布置方式是造成燃燒過程慣性增大的重要原因.

4爐膛橫向模擬分析

根據(jù)爐膛結(jié)構(gòu)和燃燒器布置方式，雙尺度低氮燃燒一次風(fēng)射流攜帶煤粉以逆時針方向旋轉(zhuǎn)，二次風(fēng)以順時針方向旋轉(zhuǎn).對爐膛折焰角以下部分進行數(shù)值計算[15-16]，利用已有的Fluent軟件中的燃燒數(shù)值模型對爐內(nèi)主要參數(shù)進行模擬.為了使模型更好地反映爐膛燃燒真實情況，采用現(xiàn)場真實數(shù)據(jù)對網(wǎng)格和數(shù)值模型進行校正.為了提高數(shù)值模擬質(zhì)量和模擬效果，使用Gambit建模軟件自帶的非一致化網(wǎng)格生成模塊[15]，爐膛網(wǎng)格劃分如圖6所示.根據(jù)空氣動力場原理，加密燃燒器噴口周圍和爐內(nèi)溫度變化幅度較大區(qū)域的網(wǎng)格，縱向三區(qū)的網(wǎng)格數(shù)為39萬，網(wǎng)格總數(shù)為87萬.

圖6　網(wǎng)格劃分

選用標準k-ε模型作為模擬中的氣相湍流模型，并根據(jù)配風(fēng)方式，選擇非預(yù)混模型來表示爐膛燃燒過程中的化學(xué)反應(yīng)以及一次風(fēng)、二次風(fēng)的進入方式.分別采用兩步競爭法和隨機軌道模型來表示煤粉揮發(fā)分的釋放和煤粉顆粒的跟蹤[16].使用混合分數(shù)概率密度函數(shù)模型來模擬氣相湍流燃燒，并選用標準的P-l模型計算爐膛輻射換熱.壓力和速度的耦合采用Simple算法求解，鍋爐的運行數(shù)據(jù)為Fluent軟件模擬提供熱態(tài)邊界條件和已知參數(shù)[17].

4.1爐膛溫度特性分析

根據(jù)現(xiàn)場采集的運行數(shù)據(jù)，使用Fluent軟件模擬鍋爐低氮改造后負荷為450 MW時的爐膛燃燒特性，低氮改造前后的爐膛溫度分布見圖7和圖8.此外，還可以得到主燃燒區(qū)入口截面(AA層)、主燃燒區(qū)中間層截面(D層)、燃盡區(qū)入口截面(SOFA1層)、折焰角出口截面(OUT層)的區(qū)域加權(quán)平均溫度，如表5所示，其中基準工況與改造工況分別為雙尺度低氮改造前后300 MW負荷時對應(yīng)的工況.

基準工況的AA層主燃燒區(qū)入口截面爐膛溫度分布呈現(xiàn)出標準的四角切圓態(tài)勢.改造工況由于一次風(fēng)與二次風(fēng)的小角度偏置，導(dǎo)致了一次風(fēng)與二次風(fēng)無法較早混合，這樣的設(shè)計降低了燃料型NOx的總量，但也延長了火焰行程，因此降低了AA層的平均溫度.由圖7和表5可知，改造工況D層主燃燒區(qū)中間層截面的平均溫度上升，D層的高溫區(qū)域面積遠大于基準工況，說明改造工況主燃燒區(qū)的燃燒效果優(yōu)于基準工況.但低氮改造后折焰角出口截面平均溫度大幅下降，雖然改造工況的燃燒效率有所提高，但結(jié)合爐膛縱向溫度變化趨勢可以得出：爐膛高溫區(qū)域體積減小是低氮改造后負荷適應(yīng)性差的原因.

(a) 改造前

(b) 低氮改造后

Fig.7AA layer temperature distribution before and after retrofit

(a) 改造前

(b) 低氮改造后

Fig.8D layer temperature distribution before and after retrofit

表5　部分截面平均溫度

4.2爐膛氣流特性分析

圖9給出了低氮改造前后D層一次風(fēng)噴口截面的速度矢量分布，圖10為改造工況現(xiàn)場采集的D層一次風(fēng)燃燒器煙花示蹤圖.由圖9可以看出，模擬所得的旋流方向與現(xiàn)場基本一致.

由圖10可以看出，低氮改造后由于一次風(fēng)與二次風(fēng)的旋流方向不同，導(dǎo)致旋流區(qū)域增大，靠近水冷壁的一次風(fēng)量和二次風(fēng)量也明顯增大，增加了結(jié)焦和腐蝕的可能.針對這一問題，煙臺龍源技術(shù)股份有限公司自引入節(jié)點功能區(qū)技術(shù)[18]，即在二次風(fēng)噴口兩側(cè)布置平行于水冷壁的貼壁風(fēng)噴口，在有效抑制結(jié)焦、防止高溫腐蝕、保護爐墻的同時，提高了煤粉的燃燒效率.

(a) 改造前

(b) 低氮改造后

Fig.9Wind velocity vector of D layer before and after retrofit

圖10　低氮改造后D層一次風(fēng)燃燒器煙花示蹤圖

Fig.10Fireworks tracing results for D layer primary air burners after retrofit

通過Fluent軟件模擬可以進一步得出：燃燒器布置方式的改變和配風(fēng)方式的不同導(dǎo)致爐膛高溫區(qū)域體積減小，這是造成鍋爐負荷響應(yīng)速度降低的主要原因.由于貼壁風(fēng)的加入，使該技術(shù)更加完善.

5結(jié)論

(1) 通過建立鍋爐雙尺度低氮改造三區(qū)機理模型并對其燃燒進行數(shù)值模擬可知，鍋爐低氮改造后的低氮效果顯著、燃燒充分、防結(jié)渣效果好，但由于燃燒高溫區(qū)域橫向拓寬，縱向縮減導(dǎo)致過熱器和再熱器升溫慣性大，機組負荷適應(yīng)性下降.

(2) 針對雙尺度低氮改造升負荷適應(yīng)性差的情況，可以根據(jù)機組自身情況對鍋爐進行以下2方面的改進：其一在保證低氮效果的前提下，尋求提高負荷適應(yīng)性的燃燒器布置高度、風(fēng)煤比以及一次風(fēng)與二次風(fēng)的偏置角度等參數(shù)的最優(yōu)值；其二提高與燃燒相關(guān)的系統(tǒng)負荷響應(yīng)速度，如提高給煤機和送風(fēng)機等的響應(yīng)速度，或通過設(shè)計更好的協(xié)調(diào)控制方式來提高鍋爐整個機組的負荷適應(yīng)性.

參考文獻：

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Mechanism Analysis on Combustion Characteristics of a 600 MW Boiler Retrofitted with Dual-scale Low Nitrogen Technology

SUNLingfang1,RENHe1,LANGKun1,TANGHong2,HOUBo2

(1. School of Automation Engineering, Northeast Dianli University, Jilin 132012, Jilin Province, China;2. Yantai Longyuan Electric Power Technology Co., Ltd., Yantai 264006, Shandong Province, China)

Abstract：Combining the thermodynamic calculation in sections for large capacity boilers with simplified dynamic model of full-furnace pressure and temperature, and based on the law of energy conversation and the theory of radiation heat transfer, mechanism models of furnace temperature were set up for three zones of a 600 MW boiler before and after dual-scale low nitrogen retrofit, with which combustion characteristics in vertical space of the furnace was simulated using Simulink software. In addition, the temperature field and velocity field in horizontal space of the furnace were also simulated using Fluent software, while the mechanism of dual-scale low nitrogen combustion retrofit was analyzed comprehensively. Results show that the flow of primary air is in opposite direction to the secondary air due to the bias of primary air flow after retrofit, thus making the swirl region expanded in horizontal direction and shortened in vertical direction, resulting in increased combustion efficiency and lowered NOx emission in partial areas, but simultaneously increased inertia of combustion process and reduced adaptability to uploading conditions.

Key words：dual-scale low nitrogen retrofit; mechanism modeling; furnace temperature; numerical simulation

收稿日期：2015-08-13

修訂日期：2015-09-25

作者簡介：孫靈芳(1970-)，男，山東巨野人，教授，博士，研究方向為換熱設(shè)備污垢與對策、熱工過程先進控制.

文章編號：1674-7607(2016)07-0505-08中圖分類號：TK227.1

文獻標志碼：A學(xué)科分類號：470.30

電話(Tel．)：0432-64807188；E-mail：dr_sunlf@163.com.