劉沛奇，劉曉萌，朱躍

(華電電力科學(xué)研究院有限公司，杭州 310030)

0 引言

隨著燃煤電站鍋爐排放標(biāo)準(zhǔn)日趨嚴(yán)格，最大限度降低鍋爐燃燒過(guò)程中產(chǎn)生的NOx質(zhì)量濃度，成為實(shí)現(xiàn)NOx超低排放的基礎(chǔ)條件。煤粉燃燒過(guò)程中產(chǎn)生NOx主要有3種形式，即燃料型、熱力型和快速型[1-2]，其中前兩者為NOx的主要生成形式?？諝夥旨?jí)技術(shù)能夠有效控制燃料型和熱力型NOx生成量，為下游NOx脫除設(shè)備提供較低的NOx入口邊界條件。

自20世紀(jì)50年代至今，眾多學(xué)者對(duì)空氣分級(jí)技術(shù)進(jìn)行了研究[3]，其中，李代力[4]等應(yīng)用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(CFD)軟件，研究某300 MW四角切圓鍋爐分離燃盡風(fēng)(SOFA)布置位置對(duì)爐內(nèi)燃燒情況及NOx生成情況的影響，結(jié)果表明適當(dāng)增加SOFA距上層二次風(fēng)距離、增加SOFA占二次風(fēng)比例能夠有效降低NOx生成量。呂學(xué)敏[5]等對(duì)某電站鍋爐SOFA的布置方式進(jìn)行數(shù)值研究等，結(jié)果表明增加SOFA風(fēng)量能夠有效降低NOx生成量。本文利用Fluent軟件進(jìn)行450 t/h燃煤電站鍋爐空氣分級(jí)的數(shù)值模擬研究。

1 模擬對(duì)象與方法

1.1 模擬對(duì)象

本文研究對(duì)象為某電廠450 t/h燃煤電站鍋爐，Π型布置，四角切圓燃燒器方式、固態(tài)排渣，集中下降管，自然循環(huán)，爐膛尺寸(高×深×寬)為36.20 m×10.78 m×9.98 m。燃燒器采用WR煤粉質(zhì)量濃度寬調(diào)節(jié)比型燃燒器，其一次、二次風(fēng)各3層間隔布置，上層一次風(fēng)上部布置1層緊湊型燃盡風(fēng)(CCOFA)，燃盡區(qū)布置3層SOFA，鍋爐爐膛總體結(jié)構(gòu)及燃燒器示意圖如圖1所示。燃用煤質(zhì)參數(shù)見(jiàn)表1。

1.2 網(wǎng)格劃分

網(wǎng)格數(shù)量和網(wǎng)格質(zhì)量是網(wǎng)格劃分過(guò)程中最關(guān)鍵的2個(gè)指標(biāo)，其中網(wǎng)格質(zhì)量取決于網(wǎng)格的扭曲率和網(wǎng)格單元比率等[6]因素，其中網(wǎng)格扭曲率如式(1)所示，網(wǎng)格單元比率如式(2)所示。

(1)

式中：θmax，θmin為各個(gè)網(wǎng)格單元中邊之間的最大、最小夾角；θeq為幾何體與網(wǎng)格單元幾何相似的特征角。

圖1 鍋爐網(wǎng)格及燃燒器示意Fig.1 Boiler grid and burner schematic

項(xiàng)目符號(hào)單位數(shù)值元素分析收到基碳Car%57.29收到基氫Har%3.47收到基氧Oar%7.01收到基氮Nar%0.77收到基硫Sar%0.72工業(yè)分析收到基灰分Aar%19.13收到基水分Mar%11.60收到基揮發(fā)分Var%37.86收到基固定碳FCar%31.41收到基低位發(fā)熱量Qnet.arMJ/kg21.90

(2)

式中：e為計(jì)算域內(nèi)網(wǎng)格單元的平均邊長(zhǎng)。

較差的網(wǎng)格質(zhì)量將導(dǎo)致偽擴(kuò)散[7]，甚至導(dǎo)致計(jì)算無(wú)法進(jìn)行。偽擴(kuò)散表達(dá)式如式(3)所示，本文從網(wǎng)格密度和網(wǎng)格排列方式上解決偽擴(kuò)散問(wèn)題，采用加密網(wǎng)格、使網(wǎng)格排列與流動(dòng)方向盡量一致的近流線網(wǎng)格結(jié)構(gòu)，有效避免偽擴(kuò)散現(xiàn)象的發(fā)生。全爐膛網(wǎng)格總數(shù)為81.8萬(wàn)，全爐膛網(wǎng)格結(jié)構(gòu)如圖1所示。

(3)

式中：Γf為偽擴(kuò)散系數(shù)；ρ為密度；Δx，Δy為網(wǎng)格的大小；U表示速度大小；θ為速度方向與網(wǎng)格線間的夾角。

1.3 模擬方法

采用非預(yù)混燃燒模型模擬爐內(nèi)燃燒過(guò)程，其中通過(guò)P-1輻射模型用正交球諧函數(shù)計(jì)算模型中的輻射強(qiáng)度在空間中的分布，輻射強(qiáng)度和溫度分布通過(guò)偏微分方程形式的能量方程和相應(yīng)的邊界條件聯(lián)立求得，并考慮氣固兩相間的輻射換熱及輻射散射過(guò)程。

采用擴(kuò)散動(dòng)力表面反應(yīng)速率模型來(lái)模擬焦炭的燃燒過(guò)程，假設(shè)表面反應(yīng)同時(shí)受到擴(kuò)散和反應(yīng)動(dòng)力控制的影響，煤粉顆粒的幾何尺寸不發(fā)生變化，密度逐漸變小。揮發(fā)分析出采用雙步競(jìng)爭(zhēng)反應(yīng)模型。

采用可實(shí)現(xiàn)的k-ε模型，通過(guò)正應(yīng)力的數(shù)學(xué)約束能夠保證湍流物理規(guī)律應(yīng)用于該流動(dòng)，引入了曲率和旋轉(zhuǎn)相關(guān)量，能夠更加準(zhǔn)確地模擬爐內(nèi)的旋轉(zhuǎn)流動(dòng)過(guò)程。

本次模擬采用三維穩(wěn)態(tài)算法，采用SIMPLEC算法求解壓力-速度的耦合，采用拉格朗日離散模型模擬顆粒跟蹤，采用非耦合處理方法在燃燒模擬結(jié)果的基礎(chǔ)上(后處理方法)[8]進(jìn)行NOx生成模擬，本文以熱力型NOx和燃料型NOx作為NOx的主要生成形式。

1.4 模擬工況及邊界條件

本文對(duì)不同主燃區(qū)空氣量工況進(jìn)行數(shù)值模擬研究，工況1～工況4主燃區(qū)空氣體積分?jǐn)?shù)分別為70%，75%，80%及85%，總過(guò)量空氣系數(shù)為1.15，總空氣量為107.5 m3/s，其主燃區(qū)過(guò)量空氣系數(shù)分別為0.84，0.90，0.96，1.02。通過(guò)對(duì)計(jì)算結(jié)果的比較分析確定理想的主燃區(qū)空氣配比后，為燃煤電站鍋爐運(yùn)行優(yōu)化提供參考。

表2 各工況主要邊界條件Tab.2 Main boundary conditions under different working conditions

2 計(jì)算結(jié)果與結(jié)論

2.1 溫度場(chǎng)分析

由模擬結(jié)果可知，隨著空氣分級(jí)程度的增加，下層燃盡風(fēng)截面平均溫度逐漸降低，在燃盡風(fēng)區(qū)域隨著燃盡風(fēng)的補(bǔ)入，煙氣溫度逐漸降低，但是隨著主燃區(qū)貧氧燃燒產(chǎn)生的未燃盡組分的繼續(xù)燃燒，使得燃盡區(qū)煙氣溫度略有升高。通過(guò)對(duì)比4個(gè)工況發(fā)現(xiàn)，隨著空氣分級(jí)程度的增加，靠近爐膛出口區(qū)域的截面平均溫度逐漸增大，但是工況1和工況2比較接近。4個(gè)工況爐膛29 m高截面(接近爐膛出口截面)處平均煙溫分別為1 072，1 066，1 046，1 031 ℃，隨著空氣分級(jí)程度減小，上半爐膛同截面煙氣平均溫度逐漸下降。

圖2 沿爐膛高度截面的溫度分布Fig.2 Temperature distribution along the furnace height cross section

2.2 組分場(chǎng)分析

沿爐膛高度方向截面平均氧量曲線如圖3所示。隨著燃盡風(fēng)的補(bǔ)入，氧量迅速增加，在最上層燃盡風(fēng)截面處出現(xiàn)了氧量的一個(gè)峰值，隨著主燃區(qū)燃燒產(chǎn)生的未燃盡組分在燃盡區(qū)的充分燃燒，氧量逐漸下降，并趨于穩(wěn)定。其中，工況1空氣分級(jí)程度最大，在主燃區(qū)貧氧燃燒現(xiàn)象最為嚴(yán)重，在燃盡風(fēng)補(bǔ)入后燃燒最劇烈，截面氧量下降最快。工況4燃盡風(fēng)噴入后氧量增加最為緩慢，工況4在4個(gè)工況中截面平均氧量峰值最低，工況4截面平均氧量曲線相對(duì)平緩。工況1～4爐膛出口氧量分別為2.92%，2.95%，2.91%，2.88%，4個(gè)工況氧量接近，均在合理范圍內(nèi)。

沿爐膛高度方向截面平均NOx濃度曲線如圖4所示。工況1～4隨著空氣分級(jí)程度降低，主燃區(qū)缺氧富燃料狀態(tài)有所緩解，主燃區(qū)燃燒產(chǎn)生的燃料型NOx和熱力型NOx生成量均有所增加，燃料型NOx作為在鍋爐燃燒過(guò)程中NOx的主要生成形式，在煤粉燃燒過(guò)程中燃料氮中的揮發(fā)分氮首先大量析出，與助燃空氣中的氧氣匯合氧化生成NOx。但是，隨著空氣分級(jí)程度的增加，揮發(fā)分得不到充足的氧氣與其氧化，致使其不能全部轉(zhuǎn)化成NOx，導(dǎo)致?lián)]發(fā)分NOx前驅(qū)物HCN和NH3在揮發(fā)分析出階段的貧氧條件下與已經(jīng)生成的NOx反應(yīng)生成氮?dú)猓瑥亩鴾p少NOx生成量；隨著空氣分級(jí)程度的減弱、氧量的增加，揮發(fā)分NOx前驅(qū)物HCN和NH3在揮發(fā)分析出階段與氧氣反應(yīng)生成NOx，燃料型NOx的生成取決于燃燒氣氛的競(jìng)爭(zhēng)反應(yīng)。

圖3 沿爐膛高度截面的氧量分布Fig.3 Oxygen distribution along the furnace height cross section

圖4 沿爐膛高度截面的NOx質(zhì)量濃度分布Fig.4 NOx mass concentration distribution along the furnace height cross section

隨著燃盡風(fēng)的補(bǔ)入，焦炭氮的充分燃燒，部分燃料氮的前驅(qū)物如HCN，NH3等會(huì)被氧化生成NOx，因此在燃盡風(fēng)補(bǔ)入后，爐內(nèi)NOx質(zhì)量濃度會(huì)出現(xiàn)小幅上升后又下降的情況。隨后由于燃盡區(qū)CO，HCN及CHi等的共同作用，氧氣被消耗殆盡，在燃盡區(qū)出現(xiàn)的氧化性氣氛又迅速轉(zhuǎn)為強(qiáng)烈的還原性氣氛，將NOx還原為氮?dú)猓栽谌急M區(qū)后段NO質(zhì)量濃度出現(xiàn)下降趨勢(shì)，并逐漸趨于穩(wěn)定，工況1～4爐膛內(nèi)高29 m截面NOx平均質(zhì)量濃度為204.2，232.5，286.6及322.0 mg/m3(均為標(biāo)態(tài)、干基、6%O2)，顯然隨著空氣分級(jí)程度的減弱，爐膛出口截面NOx質(zhì)量濃度明顯升高。

沿爐膛高度方向截面平均CO濃度曲線如圖5所示。工況1～4隨著空氣分級(jí)程度的減弱，主燃區(qū)貧氧燃燒產(chǎn)生的CO體積分?jǐn)?shù)逐漸減小，在深度空氣分級(jí)情況下，主燃區(qū)貧氧富燃料燃燒產(chǎn)生的CO體積分?jǐn)?shù)與NOx質(zhì)量濃度呈此消彼長(zhǎng)的態(tài)勢(shì)，主要原因是：首先，主燃區(qū)燃燒產(chǎn)生的CO過(guò)程為貧氧燃燒，在貧氧氣氛下有利于抑制NOx的生成；其次，CO對(duì)爐內(nèi)燃燒過(guò)程中產(chǎn)生的NOx具有一定的抑制作用。所以，在燃盡風(fēng)補(bǔ)入階段CO體積分?jǐn)?shù)與NOx質(zhì)量濃度呈一高一低的趨勢(shì)，但是隨著燃盡風(fēng)的補(bǔ)入，燃燒的充分進(jìn)行，CO體積分?jǐn)?shù)逐漸降低，并趨于穩(wěn)定。工況1～工況4在爐膛內(nèi)高29 m截面CO體積分?jǐn)?shù)分別為0.01%，0.03%，0.03%，0.02%，其中工況1的CO體積分?jǐn)?shù)最小。

圖5 沿爐膛高度截面的CO體積分?jǐn)?shù)分布Fig.5 CO volume fraction distribution along the furnace height cross section

3 結(jié)論

本文通過(guò)對(duì)主燃區(qū)空氣量的數(shù)值模擬研究得出如下結(jié)論：(1)主燃區(qū)不同空氣量工況下?tīng)t膛出口氧量變化不大，但隨著空氣分級(jí)程度的增加，能夠有效降低爐膛出口NOx質(zhì)量濃度；(2)對(duì)比工況1～工況4，主燃區(qū)空氣量占總空氣量的70%(工況1)，爐膛出口NOx質(zhì)量濃度最低約為204 mg/m3，爐膛出口CO體積分?jǐn)?shù)相對(duì)其他工況較小，為較理想工況，但存在爐膛出口煙氣溫度較高的情況，建議根據(jù)機(jī)組的具體情況及燃煤情況進(jìn)行適當(dāng)?shù)膬?yōu)化調(diào)整。