白昊，張健，郭欣維，劉毅成，馬倩慧，張忠孝

BAI Hao，ZHANG Jian*，GUO Xinwei，LIU Yicheng，MA Qianhui，ZHANG Zhongxiao

（上海理工大學(xué)環(huán)境與建筑學(xué)院，上海200093）

（School of Environment and Architecture，University of Shanghai for Science and Technology，Shanghai 200093，China）

0 引言

降低氮氧化物（NOx）排放是實(shí)現(xiàn)煤粉鍋爐高效清潔應(yīng)用的重要途徑之一。現(xiàn)行《火電廠(chǎng)大氣污染物排放標(biāo)準(zhǔn)》（GB 13223—2011）規(guī)定的燃煤鍋爐NOx排放限值為100 mg∕m3［1］，為滿(mǎn)足超低氮排放的要求，國(guó)內(nèi)大部分電站鍋爐普遍采用爐內(nèi)低NOx燃燒、選擇性催化還原（SCR）、煙氣循環(huán)等技術(shù)進(jìn)行超低氮改造［2-3］。然而，目前許多企業(yè)的熱源廠(chǎng)和化工廠(chǎng)中，大量在役的中、小型煤粉鍋爐由于缺乏低污染物排放的初始設(shè)計(jì)或因后期改造成本高昂，正面臨著巨大的減排壓力［4］。因此，提出既能適應(yīng)中、小型煤粉鍋爐爐膛燃燒特性又經(jīng)濟(jì)高效的低氮改造技術(shù)，具有非常重要的現(xiàn)實(shí)意義。

空氣分級(jí)與煙氣循環(huán)是2種典型的爐內(nèi)低氮改造技術(shù)［5-8］，具有經(jīng)濟(jì)性好和脫硝效率高的特點(diǎn)，非常適合現(xiàn)役機(jī)組的脫硝改造，特別是場(chǎng)地條件有限的設(shè)備。近年來(lái)許多專(zhuān)家學(xué)者圍繞空氣分級(jí)和煙氣循環(huán)技術(shù)在電站鍋爐上的應(yīng)用進(jìn)行了大量的研究工作，研究結(jié)果表明：為確保對(duì)污染物排放的嚴(yán)格監(jiān)控，需要一系列精準(zhǔn)的配風(fēng)控制措施。為此，本文針對(duì)某熱源廠(chǎng)75 t∕h 煤粉鍋爐，采用空氣分級(jí)與煙氣循環(huán)協(xié)同調(diào)控進(jìn)行低氮改造，結(jié)合鍋爐的實(shí)際運(yùn)行參數(shù)，通過(guò)數(shù)值模擬的方法對(duì)低氮改造后爐內(nèi)的燃燒特性及NOx排放進(jìn)行研究。

1 研究對(duì)象

本文的研究對(duì)象為某熱源廠(chǎng)75 t∕h 四角切圓煤粉鍋爐，爐膛高17 631 mm，橫截面尺寸為5 392 mm×6 106 mm，鍋爐實(shí)際燃燒煤種的煤質(zhì)分析見(jiàn)表1。此次改造采用空氣分級(jí)與煙氣循環(huán)協(xié)同調(diào)控脫硝的方式，對(duì)原有的燃燒器噴口進(jìn)行改造，圖1為爐膛結(jié)構(gòu)示意與改造前后燃燒器噴口布置。

表1 煤質(zhì)分析Tab.1 Coal analysis

圖1 爐膛結(jié)構(gòu)示意與改造前后燃燒器噴口布置Fig.1 Structure of the furnace and burner nozzles'distribution before and after the updating

改造內(nèi)容包括：（1）保持原有的一、二次風(fēng)燃燒器噴口標(biāo)高不變，在頂部二次風(fēng)上方設(shè)置2 層可上下擺動(dòng)的分離燃盡風(fēng)（SOFA），將原來(lái)一部分二次風(fēng)改造成SOFA；（2）從引風(fēng)機(jī)后抽取部分溫度在130 ℃左右的循環(huán)煙氣送入中、上層燃燒器的二次風(fēng)管之中，煙氣循環(huán)率的大小由風(fēng)機(jī)本身的變頻電機(jī)調(diào)節(jié)頻率和風(fēng)門(mén)擋板的開(kāi)度來(lái)進(jìn)行調(diào)節(jié)。

2 數(shù)值計(jì)算模型與方法

2.1 網(wǎng)格劃分

本文采用軟件Ansys-Fluent 15.0 對(duì)爐內(nèi)燃燒過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬。鍋爐整體和燃燒器區(qū)域橫截面網(wǎng)格劃分如圖2 所示，創(chuàng)建了3 種不同數(shù)量的網(wǎng)格模型進(jìn)行網(wǎng)格獨(dú)立性分析，網(wǎng)格數(shù)量分別為52萬(wàn)、81萬(wàn)和125萬(wàn)。當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量為81萬(wàn)和125萬(wàn)時(shí)，爐膛中心的速度與湍流動(dòng)能基本一致，模擬結(jié)果不受網(wǎng)格數(shù)量的影響，所以采用81萬(wàn)網(wǎng)格進(jìn)行后續(xù)模擬研究。為了減少偽擴(kuò)散［9］，本次網(wǎng)格劃分將燃燒器區(qū)域噴嘴入口附近的網(wǎng)格進(jìn)行了局部加密。

圖2 鍋爐整體和燃燒器區(qū)域橫截面網(wǎng)格劃分Fig.2 Meshing of the overall furnace and the combustion zone's cross section

2.2 數(shù)學(xué)模型

根據(jù)鍋爐燃燒的特點(diǎn)，本文采用的煤粉燃燒的物理、化學(xué)過(guò)程及主要模型見(jiàn)表2。模型的具體參數(shù)設(shè)置參見(jiàn)本文作者前期發(fā)表的文獻(xiàn)［10-11］。

表2 煤粉燃燒的物理、化學(xué)過(guò)程及主要模型Tab.2 Main models for the physical and chemical processes of pulverized coal combustion

2.3 計(jì)算工況

本文數(shù)值模擬計(jì)算的目的是通過(guò)調(diào)整鍋爐不同SOFA 風(fēng)率和煙氣循環(huán)率，對(duì)爐內(nèi)的燃燒及污染物排放進(jìn)行預(yù)測(cè)。根據(jù)SOFA 風(fēng)率設(shè)置4 種不同工況，其不同工況下?tīng)t內(nèi)風(fēng)量分配情況見(jiàn)表3。根據(jù)煙氣循環(huán)率設(shè)置4 種不同工況，通過(guò)煙氣循環(huán)率迭代計(jì)算確定煙氣循環(huán)后中、上二次風(fēng)的氣體成分見(jiàn)表4。選取最佳的SOFA 風(fēng)率與煙氣循環(huán)率，將2 種技術(shù)在爐膛內(nèi)優(yōu)化協(xié)同脫硝，即在最佳的空氣分級(jí)工況下通入循環(huán)煙氣，循環(huán)煙氣的取點(diǎn)位置和通入位置不變，通過(guò)數(shù)值模擬研究2 種技術(shù)協(xié)同調(diào)控對(duì)爐內(nèi)燃燒和NOx生成的影響。

表3 不同SOFA風(fēng)率下的爐內(nèi)風(fēng)量分配情況Tab.3 Distribution of wind in the furnace at different SOFA rate

表4 不同煙氣循環(huán)率下的中、上二次風(fēng)氣體成分Tab.4 Upper and middle secondary air components with different flue gas circulating rate %

2.4 模型合理性驗(yàn)證

表5 數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)的對(duì)比Tab.5 Simulation results and measured data

3 數(shù)值模擬結(jié)果分析

3.1 不同SOFA風(fēng)率對(duì)爐內(nèi)燃燒特性的影響

圖3為不同SOFA風(fēng)率下?tīng)t膛出口的溫度、組分和脫硝效率的計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)（CFD）數(shù)值模擬結(jié)果。對(duì)模擬結(jié)果分析可知：爐膛出口煙溫與SOFA風(fēng)率呈現(xiàn)出明顯的正相關(guān)性；結(jié)合表3 中的風(fēng)量分配情況可以看出，SOFA 風(fēng)率的上升使得主燃燒區(qū)域內(nèi)O2的體積分?jǐn)?shù)低于煤粉完全燃燒的要求，大量未完全燃燒的煤粉在SOFA 區(qū)域燃盡，釋放出的熱量導(dǎo)致該區(qū)域內(nèi)的煙溫增加；而爐膛出口處的NOx質(zhì)量濃度與SOFA 風(fēng)率則呈現(xiàn)負(fù)相關(guān)性，這主要是因?yàn)榭諝夥旨?jí)使得主燃區(qū)從氧化性氣氛轉(zhuǎn)變?yōu)檫€原性氣氛，含N 基團(tuán)被氧化成NOx的比例減少，而且燃料中釋放的含N 中間產(chǎn)物HCN 和NH3等會(huì)將一部分NO 還原成N2［15］；另一方面，主燃區(qū)的還原性氣氛使得煤粉的燃燒速率下降，煙氣中的熱力型NOx也隨之減少，上述2 個(gè)方面的因素均使得爐內(nèi)煙氣中的NOx質(zhì)量濃度降低。但SOFA 風(fēng)率增加會(huì)使揮發(fā)分和煤粉顆粒不完全燃燒程度加劇，導(dǎo)致?tīng)t膛出口CO體積分?jǐn)?shù)升高，爐膛尾部碳燃盡率下降。

圖3 不同SOFA風(fēng)率下?tīng)t膛出口參數(shù)的CFD數(shù)值模擬結(jié)果Fig.3 CFD simulation results of parameters at the furnace outlet under different SOFA rate

此外，從圖3可以看出，CO 體積分?jǐn)?shù)隨SOFA 風(fēng)率的變化呈現(xiàn)出先慢后快的變化趨勢(shì)，當(dāng)SOFA 風(fēng)率大于25%后，爐膛出口處CO 體積分?jǐn)?shù)快速上升，但此時(shí)脫硝效率隨SOFA 風(fēng)率的變化并未顯著提高，考慮到鍋爐效率與NOx排放環(huán)保指標(biāo)，SOFA 風(fēng)率設(shè)置為25%較為合理。

3.2 不同煙氣循環(huán)率對(duì)爐內(nèi)燃燒特性的影響

不同煙氣循環(huán)率下?tīng)t膛出口的組分、溫度及脫硝效率的數(shù)值模擬結(jié)果如圖4—5 所示。爐膛出口的煙溫、NOx質(zhì)量濃度與煙氣循環(huán)率呈現(xiàn)負(fù)相關(guān)性，脫硝效率與煙氣循環(huán)率呈現(xiàn)正相關(guān)性。中、上二次風(fēng)中通入低溫循環(huán)煙氣增加了整體的煙氣量，降低了二次風(fēng)中O2的體積分?jǐn)?shù)，延緩了煤粉燃燒速率，使?fàn)t膛整體溫度降低，減少了熱力型NOx的產(chǎn)生。

圖4 不同煙氣循環(huán)率下?tīng)t膛出口O2和CO2體積分?jǐn)?shù)的數(shù)值模擬結(jié)果Fig.4 Simulation results of O2 and CO2 volume fractions at the furnace outlet with different flue gas circulating rate

圖5 不同煙氣循環(huán)率下?tīng)t膛出口溫度、NOx質(zhì)量濃度及脫硝效率的數(shù)值模擬結(jié)果Fig.5 Simulation results of temperature and NOx mass concentration at the furnace outlet with different flue gas circulating rate

從圖5 中可以看出，鍋爐脫硝效率隨著煙氣循環(huán)率的增加而增加，當(dāng)煙氣循環(huán)率為25%時(shí)，脫硝效率達(dá)到最大值31.3%，由此得出，煙氣循環(huán)率的增加對(duì)鍋爐脫硝效率的提高有促進(jìn)作用，但高煙氣循環(huán)率會(huì)降低爐膛溫度和煤粉的燃盡率，影響鍋爐著火穩(wěn)定性［16］。從圖4 可以看出，隨著煙氣循環(huán)率的增加，O2體積分?jǐn)?shù)呈現(xiàn)先減小后增大的變化趨勢(shì)，在煙氣循環(huán)率為15%時(shí)，O2體積分?jǐn)?shù)達(dá)到最小值2.43%，而爐膛出口的CO2體積分?jǐn)?shù)隨煙氣循環(huán)率的變化趨勢(shì)則相反，呈現(xiàn)先增大后減小的變化趨勢(shì)。上述趨勢(shì)表明，當(dāng)煙氣循環(huán)率小于15%時(shí)，對(duì)煤粉燃燒過(guò)程不會(huì)產(chǎn)生負(fù)面影響；當(dāng)煙氣循環(huán)率大于15%時(shí)，由于低溫?zé)煔饬康难杆僭黾?，?dǎo)致?tīng)t膛溫度迅速下降，煤粉燃燒速率減緩。此外，煙氣循環(huán)率增加導(dǎo)致的煙氣流速加快會(huì)帶走了大量未完全燃燒的碳顆粒，使得O2消耗速率減緩，最終爐膛出口的O2體積分?jǐn)?shù)升高。

綜合考慮鍋爐效率與脫硝效率，15%的煙氣循環(huán)率為鍋爐NOx排放的最佳工況。

3.3 空氣分級(jí)與煙氣循環(huán)協(xié)同調(diào)控對(duì)爐膛燃燒特性的影響

本小節(jié)將空氣分級(jí)與煙氣循環(huán)2種技術(shù)協(xié)同使用，在最佳空氣分級(jí)工況下（SOFA 風(fēng)率為25%）通入煙氣循環(huán)率為15%的循環(huán)煙氣，本工況下中、上二次風(fēng)成分見(jiàn)表6。本文以改造前的基準(zhǔn)工況作為額定工況，通過(guò)對(duì)比不同工況下?tīng)t內(nèi)煤粉燃燒的變化，分析協(xié)同調(diào)控對(duì)爐內(nèi)流場(chǎng)變化和NOx生成規(guī)律的影響。

表6 中、上二次風(fēng)成分Tab.6 Upper and middle secondary air component %

3.3.1 溫度場(chǎng)分布

圖6為不同工況下?tīng)t膛中心截面溫度分布模擬結(jié)果。從圖6 中可以看出，額定工況下?tīng)t膛中心截面溫度最高，2 種技術(shù)協(xié)同調(diào)控時(shí)爐膛的截面溫度最低，在標(biāo)高z 為4 m（即進(jìn)入主燃區(qū)）后，幾種工況的爐膛中心溫度變化較為明顯，采用空氣分級(jí)技術(shù)后煤粉在主燃區(qū)大量燃燒釋放熱量，未燃盡的可燃物在SOFA 的補(bǔ)充下燃燒，爐膛的高溫峰值區(qū)域較為明顯；采用煙氣循環(huán)技術(shù)后煙氣流速加快、煤粉燃燒速度減緩，爐膛溫度整體有一定程度的降低；2種技術(shù)協(xié)同調(diào)控消除了爐膛的高溫峰值區(qū)域，使得爐膛溫度沿高度方向分布得更加均勻，循環(huán)煙氣的進(jìn)入降低了二次風(fēng)中O2體積分?jǐn)?shù)，延緩煤粉燃燒，使得煤粉釋放熱量沿高度方向相對(duì)均勻，另一方面，彌補(bǔ)了空氣分級(jí)后主燃區(qū)噴口風(fēng)速降低的問(wèn)題，增強(qiáng)了同一截面氣流的擾動(dòng)，使得O2與煤粉混合得更加均勻，同一截面的溫差減?。?7］。

圖6 爐膛中心截面溫度分布的數(shù)值模擬結(jié)果Fig.6 Distribution of the temperature on the central cross section of the furnace

3.3.2 CO，O2分布

圖7—8 為不同工況下?tīng)t膛截面O2，CO 體積分?jǐn)?shù)沿爐膛高度的變化曲線(xiàn)。從圖7—8中可以看出，額定工況與采用煙氣循環(huán)工況的O2體積分?jǐn)?shù)沿爐膛高度的變化趨勢(shì)相同，采用空氣分級(jí)工況與2 種技術(shù)協(xié)同調(diào)控工況的O2體積分?jǐn)?shù)的變化趨勢(shì)相同，單獨(dú)采用空氣分級(jí)時(shí)截面O2體積分?jǐn)?shù)高于2種技術(shù)協(xié)同調(diào)控下O2體積分?jǐn)?shù)2.78%。4 種工況下?tīng)t膛截面平均CO 體積分?jǐn)?shù)沿爐膛高度變化趨勢(shì)基本相同，CO 主要生成于煤粉氣流劇烈燃燒的主燃區(qū)，在同一截面形成1個(gè)“環(huán)形”分布［17］。當(dāng)煙氣循環(huán)與空氣分級(jí)協(xié)同調(diào)控時(shí)，主燃區(qū)溫度降低，燃燒速率減緩，產(chǎn)生的CO 體積分?jǐn)?shù)也低于其他工況，在燃盡區(qū)由于燃盡風(fēng)的補(bǔ)入，CO 體積分?jǐn)?shù)降低到0.1‰以下。

3.3.3 NOx分布

圖7 不同工況下?tīng)t膛截面O2體積分?jǐn)?shù)沿爐膛高度的變化曲線(xiàn)Fig.7 Simulated distribution of the O2 volume fractions on the central cross section of the furnace under various condition

圖8 不同工況下?tīng)t膛截面CO體積分?jǐn)?shù)沿爐膛高度的變化曲線(xiàn)Fig.8 Simulated distribution of the CO volume fractions on the central cross section of the furnace under various condition

圖9 為不同工況下?tīng)t膛中心截面NOx質(zhì)量濃度的分布模擬結(jié)果。額定工況與單獨(dú)采用煙氣循環(huán)工況的截面NOx質(zhì)量濃度變化趨勢(shì)相同，采用空氣分級(jí)工況與2 種技術(shù)協(xié)同調(diào)控工況的截面NOx質(zhì)量濃度變化趨勢(shì)相同，兩者的NOx質(zhì)量濃度都是在主燃區(qū)產(chǎn)生峰值，在爐膛還原區(qū)被還原，在爐膛出口最終趨于穩(wěn)定。不同之處在于空氣分級(jí)后在燃盡區(qū)殘留的氮會(huì)被氧化生成NOx，截面NOx質(zhì)量濃度會(huì)有小幅度上升。4 種工況下?tīng)t膛出口的NOx質(zhì)量濃度分別為56，285，435，220 mg∕m3（標(biāo)態(tài)）。煙氣循環(huán)與空氣分級(jí)技術(shù)協(xié)同調(diào)控時(shí)爐膛整體生成的NOx質(zhì)量濃度低于采用單一技術(shù)時(shí)的NOx質(zhì)量濃度，一方面是因?yàn)樵谥魅紖^(qū)形成了缺氧燃燒，抑制了NOx的產(chǎn)生并將部分已生成的NOx還原，另一方面是因?yàn)檠h(huán)煙氣的進(jìn)入稀釋了入爐空氣中的O2，降低了煤粉燃燒速率，低溫?zé)煔庖蚕魅趿嘶鹧娣逯禍囟?，使得熱力型NOx減少［18-22］。

圖9 不同工況下?tīng)t膛中心截面NOx質(zhì)量濃度分布的數(shù)值模擬結(jié)果（6%O2）Fig.9 Simulated distribution of the NOx mass concentrations on the central cross section of the furnace under various condition（6%O2）

3.3.4 脫硝效率

圖10 為不同工況下的脫硝效率。以鍋爐額定工況出口NOx質(zhì)量濃度為基準(zhǔn)，單獨(dú)采用煙氣循環(huán)時(shí)的脫硝效率為21.2%，單獨(dú)采用空氣分級(jí)的脫硝效率為49.6%，2 種技術(shù)協(xié)同調(diào)控時(shí)的脫硝效率為61.0%，在單一采用空氣分級(jí)的基礎(chǔ)上提高了11.4百分點(diǎn)?？梢钥闯觯? 種技術(shù)協(xié)同調(diào)控時(shí)的脫硝效率不是單一技術(shù)時(shí)脫硝效率的簡(jiǎn)單疊加，同時(shí)技術(shù)協(xié)同對(duì)爐膛出口的CO 體積分?jǐn)?shù)沒(méi)有顯著影響，因此，煙氣循環(huán)與空氣分級(jí)在煤粉爐上協(xié)同調(diào)控可以很好地控制NOx的終端排放。

圖10 不同工況下的脫硝效率Fig.10 Denitration efficiency under various condition

4 結(jié)論

（1）隨著SOFA 風(fēng)率的增加，爐膛出口溫度、CO體積分?jǐn)?shù)升高，NOx質(zhì)量濃度降低。在SOFA 風(fēng)率為25%時(shí)綜合性能最優(yōu)，與鍋爐低氮改造前相比，脫硝效率提高了49.6%。

（2）采用煙氣循環(huán)技術(shù)可以降低入爐二次風(fēng)的溫度與O2體積分?jǐn)?shù)，降低火焰的燃燒強(qiáng)度，使?fàn)t內(nèi)的溫度整體有一定程度的降低，煙氣循環(huán)率越高，入爐二次風(fēng)O2體積分?jǐn)?shù)越低，脫硝效率越高。綜合考慮爐膛溫度對(duì)鍋爐著火及燃燒充分性等方面的影響，煙氣循環(huán)率為15%時(shí)脫硝效果最佳。

（3）空氣分級(jí)與煙氣循環(huán)協(xié)同調(diào)控可以使?fàn)t膛溫度沿高度方向分布得更加均勻，彌補(bǔ)了空氣分級(jí)后主燃區(qū)噴口風(fēng)速降低的問(wèn)題，增強(qiáng)了同一截面氣流的擾動(dòng)；2 種技術(shù)協(xié)同調(diào)控時(shí)脫硝效率為61.0%，在單一采用空氣分級(jí)的基礎(chǔ)上提高了11.4百分點(diǎn)，同時(shí)對(duì)爐膛出口的CO體積分?jǐn)?shù)沒(méi)有顯著影響。