檀哲林

(上海理工大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院，上海 200093)

根據(jù)《火電廠大氣污染物排放標(biāo)準(zhǔn)》(GB13223-2011)，我國燃煤電站鍋爐氮氧化物排放(以NO2計)不超過100mg·m-3。最新的《煤電節(jié)能減排升級與改造行動計劃》(2014-2020年)中規(guī)定東部地區(qū)氮氧化物排放濃度不高于50 mg·m-3。由此可見，我國對于環(huán)保的標(biāo)準(zhǔn)日益嚴(yán)格。目前，各電站采用鍋爐低氮燃燒和尾部脫硝裝置相結(jié)合的方式來降低NOx的排放，以此來實現(xiàn)超低排放。

但是，尾部增加脫硝裝置的后處理方法成本較高，若從源頭上通過爐內(nèi)燃燒優(yōu)化來降低NOx的生成，從而降低脫硝裝置的成本，更具有超低排放的意義。近年來，眾多學(xué)者研究低氮燃燒技術(shù)，邱廣明[1]通過實驗探究了某100MW煤粉爐爐膛軸向和徑向分級風(fēng)、過量空氣系數(shù)、負(fù)荷變化對爐內(nèi)NOx生成的影響。劉泰生[2]對一臺600MW旋流對沖爐進(jìn)行數(shù)值模擬，研究滿負(fù)荷下燃盡風(fēng)的加入能減少NOx的生成量。段二朋[3]針對一臺800MW鍋爐研究了燃盡風(fēng)率及燃盡風(fēng)口高度對NOx生成量的影響。鐘用祿[4]分析了一臺660MW旋流對沖爐在不同層燃燒器組合運(yùn)行工況下NOx的排放特性，研究表明，將上層燃燒器關(guān)閉更有利于降低NOx的排放。鐘禮今[5]對一臺700MW鍋爐采用空氣分級燃燒技術(shù)在不同負(fù)荷下進(jìn)行模擬與實驗的結(jié)果對比，發(fā)現(xiàn)采用空氣分級燃燒技術(shù)后，NOx排放量降低。陳輝[6]研究了鍋爐在不同負(fù)荷下煤粉細(xì)度對燃燒產(chǎn)生的影響，并對NOx生成作出分析。韓志成[7]模擬了600MW鍋爐負(fù)荷下不同一次風(fēng)壓和一次風(fēng)量對燃燒的影響，得出最優(yōu)一次風(fēng)量和一次風(fēng)壓，降低了NOx排放。林海翔[8]通過討論主燃區(qū)風(fēng)量配比和燃盡區(qū)風(fēng)量配比對鍋爐NOx生成進(jìn)行研究，得出最佳的配風(fēng)比例。前述各學(xué)者研究結(jié)果表明，爐膛內(nèi)進(jìn)行低氮燃燒技術(shù)是降低NOx排放的重要手段，并且不同鍋爐依據(jù)自身不同條件情況有不同的燃燒優(yōu)化情況。

本文針對一臺改造后的鍋爐在300MW工況下進(jìn)行數(shù)值模擬，由于改造之后的鍋爐燃燒研究很少，目前探究不同一次風(fēng)煤比、燃盡風(fēng)率對爐膛流動、燃燒產(chǎn)生的影響，為鍋爐運(yùn)行及低NOx排放提供依據(jù)。

1 鍋爐概況

本文以某電廠鍋爐作為研究對象，該鍋爐是北京巴威公司引進(jìn)美國B&W公司RB技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計制造的亞臨界參數(shù)、自然循環(huán)、單爐膛單汽包、一次中間再熱、π型布置、前后墻旋流對沖燃燒鍋爐。折焰角上方布置二級高溫過熱器，水平煙道布置了垂直再熱器，尾部豎井被分隔成前后兩個煙道，前部煙道布置水平再熱器，后部煙道布置一級過熱器與省煤器。在分煙道底部設(shè)有煙氣調(diào)節(jié)擋板裝置，用來分流煙氣量。用擋板調(diào)節(jié)煙氣后，通過兩尾煙道引入左右兩側(cè)的回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器。具體結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 鍋爐結(jié)構(gòu)圖

該鍋爐爐寬13.8m、爐深12.3m、爐高48.5m，如圖2所示。改造前燃燒器對稱布置，前、后墻均為三層DRB-XCL型雙調(diào)風(fēng)旋流燃燒器。為實現(xiàn)低氮排放進(jìn)行改造，改造之后燃燒器前墻布置三層，后墻布置兩層，每層4只，共20只，并配有5臺MPS-ZGM113K型磨煤機(jī)，每臺磨煤機(jī)為一層燃燒器供應(yīng)煤粉。在爐膛上部，前后墻各布置一層SOFA噴口，每層4只，共8只。第一層燃燒器采用DRB-4Z燃燒器，二、三層采用Airjet燃燒器。燃燒器均為旋流燃燒器，燃盡風(fēng)也為旋流風(fēng)，設(shè)置多層風(fēng)口，這樣形成了空氣分級，有效避免NOx大量產(chǎn)生。

圖2 物理模型

2 數(shù)學(xué)模型及邊界條件

2.1 數(shù)學(xué)模型

本文主要控制方程為連續(xù)性方程、動量方程和能量方程。湍流模型采用對強(qiáng)旋流有修正作用的Realizable k-ε模型[9]。氣固兩相流模型采用Eular-Lagrange方法，顆粒軌道計算采用隨機(jī)軌道模型來描述煤粉的湍流擴(kuò)散；揮發(fā)分析出采用雙競爭反應(yīng)模型；揮發(fā)分燃燒采用混合分?jǐn)?shù)-概率密度模型；焦炭燃燒采用擴(kuò)散/動力控制反應(yīng)速率模型；組分反應(yīng)模型采用非預(yù)混燃燒模型；輻射換熱模型采用P1模型。

污染物NOx主要是NO和少量NO2。NOx生成可分為三種，第一種是熱力型NOx，主要是在高溫條件下空氣中N2氧化生成；第二種是燃料型NOx，為燃料中氮氧化物熱解后氧化生成；第三種為快速型NOx，為N2和燃料中離子團(tuán)反應(yīng)生成，但其占比很少可忽略不計。故考慮熱力型NOx和燃料型NOx。NOx生成模擬采用后處理方法。

熱力型NOx根據(jù)廣義的Zeldovich機(jī)理，空氣中的N2按表1所示進(jìn)行鏈?zhǔn)椒磻?yīng)。各反應(yīng)速率是大量經(jīng)驗數(shù)據(jù)，Baulch等[10]和Hanson及Salimian[11]對這些數(shù)據(jù)進(jìn)行了精確評估。O2和N2濃度由PDF表查詢；O和OH基的濃度由部分平衡法求得。

燃料型NOx根據(jù)De'Soete機(jī)理，由揮發(fā)分N和焦炭N分別發(fā)生復(fù)雜化學(xué)變化產(chǎn)生的。表2表示燃料型NOx反應(yīng)原理。

表1 熱力型NOx反應(yīng)原理

表2 燃料型NOx反應(yīng)原理

2.2 網(wǎng)格劃分

根據(jù)鍋爐的物理幾何尺寸建立三維全尺寸模型，如圖2所示。將整個鍋爐分為冷灰斗區(qū)，主燃區(qū)，SOFA風(fēng)區(qū)，屏式過熱器區(qū)和尾部煙道區(qū)域。借助ICEM軟件采用結(jié)構(gòu)化六面體網(wǎng)格進(jìn)行區(qū)域劃分，如圖1所示，并對主燃區(qū)和SOFA風(fēng)區(qū)燃燒強(qiáng)烈的區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密，如圖3所示，經(jīng)過網(wǎng)格無關(guān)性驗證，最終確定網(wǎng)格數(shù)目約為220萬。

圖3 網(wǎng)格劃分

2.3 邊界條件

邊界條件按照實際運(yùn)行工況進(jìn)行設(shè)置。燃燒器噴嘴、SOFA噴嘴設(shè)置為速度入口，一次風(fēng)燃盡風(fēng)等旋流風(fēng)將其分解成切向速度及軸向速度，作為速度邊界條件。計算域出口處設(shè)為壓力出口，爐膛壁面是無滑移邊界條件。爐膛內(nèi)部受熱壁面發(fā)射率為0.75。計算域出口、一次風(fēng)口及冷灰斗底部設(shè)置顆粒的碰撞屬性為逃逸，其余壁面均設(shè)為反彈。根據(jù)實際運(yùn)行數(shù)據(jù)，爐膛壁溫從下至上分段給定為：冷灰斗區(qū)域685K，主燃區(qū)690K，SOFA區(qū)域690K，屏式過熱器所在區(qū)域690K，屏式過熱器壁面為710K。因模擬區(qū)域僅到爐膛出口處，尾部煙道中并未設(shè)置受熱面，故此部分邊界條件設(shè)置為絕熱。煤粉的直徑分布遵循Rosin-Rammler分布，最小直徑10μm，最大直徑300μm，平均直徑61.5μm。計算時各參數(shù)如表3所示，煤種參數(shù)如表4所示。本文計算方法采用SIMPLE方法。

表3 實際運(yùn)行工況各燃燒器風(fēng)量

表4 煤粉的元素分析與工業(yè)分析數(shù)據(jù)

3 計算結(jié)果與分析

3.1 數(shù)值方法驗證

將數(shù)值模擬結(jié)果與實際測量值進(jìn)行對比，見表5。

表5 模擬結(jié)果與實測值比較

從表中可得，爐膛出口氧量、出口NOx排放量及飛灰含碳量的模擬結(jié)果與實際測量結(jié)果相差很小，相對誤差在7%以內(nèi)，說明本次模擬方法是可靠的。

本文在進(jìn)行燃燒優(yōu)化時，采用控制變量法，即在實際運(yùn)行工況基礎(chǔ)上每次只改變一個相關(guān)參數(shù)。并且，結(jié)合電廠運(yùn)行實際，計算中煤粉著火距離在200～400mm之間，爐膛出口處飛灰含碳量小于3%，爐膛出口NOx折算濃度(即6%氧氣濃度下的NOx濃度)小于280mg·Nm-3。

(1)

式中，[NO]為干煙氣中NO的濃度值，單位PPM；M為NO2的分子量，[O2]為干煙氣中氧氣的體積分?jǐn)?shù)，單位%；[NOx]為標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)，6%氧氣濃度下的NOx濃度，單位mg·m-3。

3.2 調(diào)整一次風(fēng)煤比

一次風(fēng)煤比即一次風(fēng)與煤粉的質(zhì)量比，以下簡稱風(fēng)煤比。運(yùn)行過程中，噴入爐膛的煤粉量是一定的，變化的是一次風(fēng)量。計算中，主燃區(qū)各燃燒器噴口的局部過量空氣系數(shù)不變，即各燃燒器總風(fēng)量為定值。本次計算采用7個不同風(fēng)煤比工況，分別為1.65、1.7、1.8、1.9、2.0、2.1、2.2。受篇幅限制，選取其中最具代表性的3個工況進(jìn)行分析說明，其余工況可在曲線圖中體現(xiàn)。

3.2.1 一次風(fēng)煤比變化對溫度場的影響

圖4為三個工況溫度分布圖。風(fēng)煤比較小時燃燒不穩(wěn)定，溫度場分布較為分散，火焰對稱性差，火焰過長且偏離燃燒器軸向，最下層燃燒器對沖氣流發(fā)生嚴(yán)重的上、下偏斜情況，高溫區(qū)位置靠近冷灰斗壁面，易造成火焰沖刷，增大鍋爐局部熱應(yīng)力，降低鍋爐使用壽命。造成此現(xiàn)象的原因是風(fēng)煤比較小時著火初期氧氣不足，燃燒不完全，火焰不穩(wěn)定，并且二次風(fēng)較大導(dǎo)致兩股對沖氣流受到強(qiáng)烈沖擊擾動。

隨著風(fēng)煤比增大，煤粉著火距離加長，溫度場分布趨于良好，爐膛高溫區(qū)往爐膛中心移動，煤粉著火情況得到改善，著火穩(wěn)定性變好，當(dāng)風(fēng)煤比為1.9時溫度分布比較理想，火焰舒展流暢；但當(dāng)風(fēng)煤比增大到2.2時，煤粉不能很好燃燒。原因在于一次風(fēng)速變大，煤粉在高溫區(qū)停留時間減少，主燃區(qū)溫度有所降低，燃燒不完全。

煤粉氣流著火后，火焰沿軸向指向燃燒器傳播。風(fēng)煤比過大使一次風(fēng)速度大于火焰?zhèn)鞑ニ俣龋鹧鏁h(yuǎn)離燃燒器噴口，難以穩(wěn)定；風(fēng)煤比過小使火焰?zhèn)鞑ニ俣却笥谝淮物L(fēng)速度，則容易燒壞燃燒器，引起結(jié)焦，并且煤粉著火初期氧氣不足，化學(xué)反應(yīng)減緩，火焰發(fā)展變差。同時，一次風(fēng)量還必須能夠正常輸送煤粉，因此，實際運(yùn)行中選取合適的風(fēng)煤比使一次風(fēng)煤粉氣流噴入爐膛速度與火焰?zhèn)鞑ニ俣认噙m應(yīng)，才能保證穩(wěn)定的著火燃燒。

圖4 幾個典型工況溫度分布云圖

3.2.2 一次風(fēng)煤比變化對燃燒過程的影響

圖5為一、二層燃燒器揮發(fā)分釋放與焦炭燃燒速率沿燃燒器軸向變化曲線?？梢钥闯?，隨著風(fēng)煤比的增大，揮發(fā)分的釋放速率總體呈先增大后減小的趨勢。當(dāng)風(fēng)煤比較小時，煤粉含量相對較多，著火距離較短，能夠比較快速著火，但氧氣含量少燃燒不完全致使揮發(fā)分釋放速率無法得到提升。當(dāng)風(fēng)煤比較大時，一次風(fēng)速較大，使得著火變慢并且煤粉燃燒未完全就被吹出爐膛，使得揮發(fā)分釋放速率速率變小。焦炭的燃燒速率隨著風(fēng)煤比增大而增大，焦炭燃燒完全，燃燒速率也相應(yīng)變大，但明顯可以看出此時著火距離變長，最大燃燒速率的位置更加靠近軸線。結(jié)合溫度場，風(fēng)煤比過小則不能使煤粉揮發(fā)分完全燃燒，從而降低著火區(qū)的溫度，燃燒情況變差；而風(fēng)煤比過大會推遲揮發(fā)分釋放和焦炭燃燒，同樣造成燃燒不穩(wěn)定不充分。因此風(fēng)煤比應(yīng)該控制在合適的范圍內(nèi)。

第二層AireJet燃燒器

3.2.3 燃燒優(yōu)化選擇

圖6為煤粉著火距離、爐膛出口CO濃度、NOx濃度、飛灰含碳量隨風(fēng)煤比的變化。

風(fēng)煤比影響著火距離十分明顯，風(fēng)煤比越大，煤粉著火距離越長。結(jié)合前面溫度分布，風(fēng)煤比過小，著火距離太短，火焰偏斜，不能很好燃燒；而風(fēng)煤比越大，著火距離就越長，煤粉越難著火。所以著火和燃燒的穩(wěn)定性需要在一個合適的區(qū)間。

爐膛出口飛灰含碳量和CO濃度都是先減小后增大，風(fēng)煤比適宜時煤粉著火早、爐膛溫度高、高溫區(qū)分布合理、火焰中心低，從而使可燃固體與氣體充分燃盡。NOx濃度則變化不大，大致上隨風(fēng)煤比增大略微減小。

為了保證煤粉著火距離在200～400mm之間，風(fēng)煤比應(yīng)該在1.8～2.1之間。同時，為保證飛灰含碳量低于3%，風(fēng)煤比應(yīng)該在1.7～2.1之間。綜合考慮CO濃度和NOx的排放，故優(yōu)化后的一次風(fēng)煤比范圍為1.8～2.1，最佳一次風(fēng)煤比為1.9。

圖6 煤粉著火距離、爐膛出口CO濃度、NOx濃度、飛灰含碳量隨風(fēng)煤比的變化

3.3 調(diào)整燃盡風(fēng)率

研究燃盡風(fēng)率對燃燒狀況的影響，計算6個不同燃盡風(fēng)比例工況，分別為20.15%、25.39%、33.51%、35.17%、38.72%、40.23%。燃盡風(fēng)率增加意味著主燃區(qū)局部過量空氣系數(shù)的減小。受篇幅限制，選取當(dāng)中最具代表性的3個工況進(jìn)行分析說明，其余工況的情況用曲線圖的形式展示。

3.3.1 燃盡風(fēng)率變化對溫度場影響

圖7為幾個典型工況溫度分布云圖。主燃區(qū)和燃盡區(qū)的燃燒都受到燃盡風(fēng)率的明顯影響。燃盡風(fēng)率較小時，主燃區(qū)燃燒劇烈，溫度較高，火焰充滿度較好,燃盡區(qū)溫度較低，高溫區(qū)較小。隨著燃盡風(fēng)率的增大，主燃區(qū)溫度水平和火焰充滿度都有所下降，而燃盡區(qū)溫度水平升高，高溫區(qū)有所擴(kuò)展。

圖7 幾個典型工況溫度分布云圖

從溫度分布云圖可以看出，各工況高溫區(qū)分布都比較均勻合理，溫度水平的波動不大，火焰流暢，燃燒穩(wěn)定程度都在能接受的范圍內(nèi)。

3.3.2 燃盡風(fēng)率變化對各組分的影響

圖8為O2、CO、CO2濃度沿爐膛高度變化曲線。燃盡風(fēng)率越大，主燃區(qū)O2濃度越小，燃盡區(qū)O2濃度越大，O2濃度的差異勢必造成可燃物燃燒狀況的不同。

圖8 O2、CO、CO2濃度沿爐膛高度變化曲線

CO濃度隨著燃盡風(fēng)率的增大整體上有所升高，在主燃區(qū)表現(xiàn)的尤為明顯。CO2濃度變化趨勢與CO恰恰相反，隨著燃盡風(fēng)率的增大整體有所下降。由此可見燃盡風(fēng)率越大，可燃物燃盡程度越低，CO2生成越少。燃盡風(fēng)率過大時，主燃區(qū)缺氧，未燃盡的可燃物在燃盡區(qū)停留時間有限，燃盡程度較低，飛灰增加，降低鍋爐的燃燒效率。

圖9為NOx濃度沿爐膛高度變化曲線。在主燃區(qū)，受O2濃度和CO濃度影響，NOx濃度與CO2濃度的變化趨勢是一致的；燃盡風(fēng)率越高，NOx濃度越低。而到了燃盡區(qū)，燃盡風(fēng)率較低時由于空氣分級程度低使得NOx濃度較高。而燃盡風(fēng)率較高時NOx濃度也較高，可能因為燃盡風(fēng)率較大時燃盡區(qū)燃燒化學(xué)反應(yīng)比較劇烈，溫度水平較高，并且氧濃度較高，導(dǎo)致NOx大量生成。也就是說當(dāng)中有一個燃盡風(fēng)率區(qū)間能使NOx產(chǎn)量保持在較低水平。

圖9 NOx濃度沿爐膛高度變化曲線

3.3.3 燃燒優(yōu)化選擇

圖10為煤粉著火距離、爐膛出口CO濃度、NOx濃度、飛灰含碳量隨燃盡風(fēng)比例的變化。

圖10 煤粉著火距離、爐膛出口CO濃度、NOx

燃盡風(fēng)比例對著火距離影響不是很大，隨著燃盡風(fēng)比例增大，煤粉著火距離總體有一個縮短的趨勢。

爐膛出口飛灰含碳量和CO濃度均隨燃盡風(fēng)比例的增大而增加。燃盡風(fēng)率增大的同時意味著主燃區(qū)局部過量空氣系數(shù)的減小，主燃區(qū)燃料燃燒不完全，到了燃盡區(qū)雖然燃盡風(fēng)補(bǔ)足的燃燒所需氧氣，但在有限的停留時間和較主燃區(qū)更低的溫度環(huán)境下，可燃物燃盡程度亦不高。

NOx濃度則是隨燃盡風(fēng)率的增大先降低后升高。影響NOx產(chǎn)量的有兩個相互克制的因素，一個是主燃區(qū)還原性環(huán)境對NOx的抑制與還原，另一個是燃盡區(qū)高溫富氧對NOx產(chǎn)生的促進(jìn)。燃盡風(fēng)率較低時，主燃區(qū)還原性氣氛較弱，NOx產(chǎn)量較高，而燃盡風(fēng)率過大時，燃盡風(fēng)區(qū)溫度較高氧氣充足，使NOx大量生成。各燃盡風(fēng)率下煤粉著火距離均在200～400mm之間，對燃盡風(fēng)率的選擇沒有限制。為保證飛灰含碳量低于3%，燃盡風(fēng)率應(yīng)該小于35%。綜合考慮NOx的排放，最佳燃盡風(fēng)比例為35%。

4 結(jié)論

(1)本文數(shù)值模擬結(jié)果與實際電廠運(yùn)行結(jié)果吻合度較好，爐膛出口氧量、出口NOx排放量及飛灰含碳量的模擬結(jié)果與實際測量結(jié)果相對誤差在7%以內(nèi)。說明本文針對實際鍋爐進(jìn)行的三維模型建立以及數(shù)值方法的選取是準(zhǔn)確的。

(2)風(fēng)煤比過小時溫度場分布較為凌亂；風(fēng)煤比過大時，沿燃燒器軸線方向溫度波動較大。隨著風(fēng)煤比的增大，揮發(fā)分的釋放和焦炭的燃燒都明顯推遲，煤粉著火距離增加，爐膛出口飛灰含碳量和CO濃度先減小后增加，NOx濃度總體有一個稍有減小的趨勢。優(yōu)化后最佳風(fēng)煤比為1.9。

(3)隨著燃盡風(fēng)率的增大，主燃區(qū)溫度水平和火焰充滿度都有所下降，而燃盡區(qū)溫度水平升高，高溫區(qū)有所擴(kuò)展，煤粉著火距離總體有一個縮短的趨勢，爐膛出口飛灰含碳量和CO濃度增加，NOx濃度先降低后升高。優(yōu)化后最佳燃盡風(fēng)率為35%。