130t/h切圓鍋爐穩燃改造對NOx生成影響研究

王常葆 唐山開灤熱電有限責任公司

火電廠是主要的大氣污染源，每年排放出大量的氮氧化合物。近年來，伴隨國內電力行業的大發展，煤炭市場出現無法向火電廠供應足夠的合格燃煤的問題，致使許多燃煤電廠不得不燃燒低于鍋爐設計煤質的燃煤，對電廠鍋爐排放污染物的控制產生了許多負面的影響。本文針對熱電聯產電廠一臺130t鍋爐在解決其由于結渣嚴重引起的安全與經濟問題的同時，分析改造方案對氮氧化合物排放產生影響的方案。

1 研究對象及問題

某電廠130t/h鍋爐采用B＆WB-130/3.82-M型煤粉爐。爐膛尺寸（寬×深）為6336mm×6336mm，爐膛高17500mm。鍋爐采用切圓布置，單爐膛∏型半露天布置、固態排渣、全鋼架結構、平衡通風、鋼球磨中儲式熱風送粉系統。單角燃燒器布置2層一次風，3層二次風和1層燃盡風，鍋爐主要設計參數及設計煤種見表1、2、3。

表1 鍋爐主要設計參數

表2 燃燒器設計參數

表3 設計煤質

近年來隨著該鍋爐燃煤煤質的變化，出現了嚴重的結渣問題。大塊結渣主要發生在鋪設有衛燃帶的位置，渣塊大且厚度達到1m，使得渣塊不能順利地從冷灰斗下方排出，堵塞排渣口，渣越積越多，只能被迫停爐。為防止停爐次數過多，需要工人到爐前或者零米冷灰斗前捅渣，造成多次燙傷事件的發生。

2 改造方案及模型建立

2.1 改造方案

針對衛燃帶結渣嚴重及低負荷穩燃的問題，現主要采用濃淡燃燒器以及優化衛燃帶布置，在滿足鍋爐低負荷穩燃的前提下，減少結渣量。其改造前后衛燃帶布置如圖1。

圖1 改造前后衛燃帶布置情況

如圖1所示，改造前衛燃帶采用整塊布置，不像改造后那樣分區布置，考慮到雖然減少衛燃帶的面積使得爐膛主燃區整體爐溫有所下降，但鍋爐的低負荷穩燃主要決定因素是煤粉能夠順利的著火，因此沒有減少一層風噴口附近的衛燃帶面積，使得一次風的加熱受影響較少。在一次風中主要是下一層的一次風最易滅火，可以看到下部衛燃帶面積減少很少，而到了主燃區上部爐溫有所升高，不易出現一次風滅火現象，因此此時衛燃帶減少量相對較多。采用分區布置能有效避免渣層之間的串聯形成更大的渣塊，以免出現大渣掉落堵塞冷灰斗。因此可以認為以上方案改造后能在不影響著火的情況下減少一部分結渣的程度以及大渣堵塞冷灰斗的情況發生。

圖2 擋塊式濃淡燃燒器的結構圖

圖2為擋塊式濃淡燃燒器的結構圖，在降低NOx方面，采用濃淡燃燒器能夠使兩股一次風氣流均偏離各自的化學當量比，濃煤粉富燃料貧氧使得氧化產生的NOx得到還原，淡煤粉富氧缺燃料，使得能被氧化的含氮中間產物減少。采用數值模擬的方式對擋塊式濃淡燃燒器進行了模擬，最終確定燃料的濃淡比達到1.5∶1。在穩燃方面，采用濃淡分離燃燒器，能夠提高濃側煤粉濃度，有利于著火的穩定，減少著火時間，具有一定的穩燃效果，此外通過控制擋塊的上揚幅度可以在一定范圍內控制煤粉的濃淡比。

2.2 網格劃分

爐膛采用結構化網格劃分，主燃區采用輻射狀網格，使得網格線沿著射流方向以減少偽擴散。在不影響或者較小影響計算的情況下，在主燃區與上爐膛區域采用interface進行處理大大減少了網格數量。采用了非一致網格技術以適應爐內流場梯度的變化。

2.3 數學模型

本文利用有限體積法，采用壓力修正三維穩態SIMPLE算法，對爐內兩相流場模擬時，采用標準k-ε雙方程模擬爐內湍流。燃燒模型采用非預混燃燒模型模擬煤粉燃燒過程中發生的化學燃燒反應以及各組分的輸運。能量方程、動量方程、組分方程采用一階迎風格式。氣相湍流燃燒采用單混合分數-概率密度函數模擬，通過求解第i個組分混合分數輸運方程，然后根據預測混合分數的分布查詢PDF計算表來推導出每個組分的濃度。對煤粉燃燒過程中的火焰輻射傳熱、氣體與顆粒之間的輻射換熱以及壁面由于輻射而引起的加熱/冷卻以及流體相由輻射引起的熱量源/匯采用P1輻射模型進行計算。焦炭燃燒采用動力/擴散控制燃燒模型，燃燒過程中考慮顆粒輻射傳熱模型。采用隨機軌道模型追蹤煤粉顆粒，煤粉粒徑服從rosinrammler分布，壓力與速度的耦合采用半隱式格式壓力關聯方程算法。采用單方程模型進行煤粉熱解反應模擬。

2.4 NOx生成模型

考慮到NOx在爐內組分中占的比例很小，因此采用后處理的方式計算NOx的分布。煤粉鍋爐中的NOx主要包含熱力型NOx、燃料型NOx、快速性NOx。其中燃料型NOx的生成相對比較復雜，在整個NOx的含量中占的比重也相對較高，大概在80%左右。熱力型NOx大概占15%左右，且其與溫度的關聯相對密切。特別是當爐膛溫度大于1500～1600℃且富含一定氧的情況下，熱力型NOx的增幅很快。快速型NOx一般占5%左右，其量相對較小，可以忽略。

NOx的形成機理對于NOx的生成影響很大，本文采用Extended Zeldovich鏈鎖反應機理用以描述熱力型NOx的形成。燃料型NOx分為揮發分中N燃燒產生以及焦炭中的N燃燒產生。揮發分N的轉化采用De’Soete模型，即揮發分N先轉化為中間產物HCN，焦炭中的氮直接異相氧化生成NOx。

3 計算結果及分析

3.1 溫度分布

圖3 改造前后爐膛截面平均溫度

圖3為改造前后爐膛截面平均溫度，從圖上可以看到，改造后減少了衛燃帶的面積，使得主燃區水冷壁吸熱量有所增加，爐內溫度水平有所下降。沿著爐膛高度，溫度由升高再降低，最高溫度大約出現在上一次風燃燒器噴口附近，改造前后平均溫度最高截面平均值降幅達35K左右。可以看到改造前后溫度變化趨勢基本一致，只是由于吸熱量的增加使得改造后整體溫度值均有所下降，說明衛燃帶面積的減少幾乎沒有影響煤粉的燃燒，這也說明該改造方案切實可行。

3.2 氧濃度分布

圖4 改造前后爐膛截面平均氧濃度

圖4為改造前后爐膛截面平均氧濃度分布，通過分析氧濃度可以分析出爐膛內的氧化還原性氣氛，由圖4可以看到改造前后，氧濃度出現最大值在三次風噴口截面高度。氧濃度在燃燒器噴口一、二次風附近來回波動。改造前，由圖3可知，改造前主燃區溫度值相較于改造后要高，在配風方式相同的情況下，高溫促進了煤粉的燃燒，可以看到改造前的氧量相較于改造后要低些，但隨著燃燒的進行，兩者趨于一致。

3.3 一氧化碳濃度分布

圖5 改造前后爐膛截面平均一氧化碳濃度

改造前后爐膛截面平均一氧化碳濃度分布如圖5所示，由于改造前后鍋爐均采用了空氣分級，主燃區一氧化碳濃度含量相對較高，但可以看到改造前其一氧化碳濃度要略低于改造后，這是由于改造后采用了濃淡燃燒器，使得濃淡煤粉均偏離了化學當量比，使得其風粉混合相較改造前要差一些，其次改造前溫度高，能夠在一定程度上促進未完全燃燒產物的燃燒。但兩者均隨著三次風的噴入，后期煤粉的補燃，一氧化碳濃度下降很快。

圖6 改造前后爐膛截面平均NOx濃度

改造前后爐膛截面平均NOx濃度如圖6所示，由圖6可以看到采用了濃淡分離燃燒器以及減少部分衛燃帶面積的改造工況，其NOx濃度沿著爐膛高度均要低于改造前。三次風噴入前，爐膛屬于缺氧燃燒，主燃區的還原性氣氛較濃，可以看到改造前后NOx的濃度水平均比較低，且隨著一二次風噴口噴入空氣與煤粉來回波動。但隨著三次風的噴入，可以看到NOx濃度得到了快速的回升，這主要是由于未完全燃燒煤粉的后期補燃，將殘留在煤粉顆粒中的氮釋放出來。之后，隨著焦炭的異相還原，NOx濃度再次下降，但降幅不是很明顯。改造后NOx濃度從311ppm降到276ppm，降幅為11.25%。

4 結論

采用數值模擬的方法對某130t/h切圓鍋爐去衛燃帶以及加濃淡燃燒器改造對NOx生成的影響進行了分析。其結論如下：

（1）隨著部分衛燃帶的去除，改造后溫度有小幅度的降低。

（2）溫度下降使得煤粉燃燒劇烈程度推遲，一氧化碳濃度有所增加。

（3）采用濃淡燃燒器和去除部分衛燃帶的方法能夠降低一定幅度的NOx濃度。