四角切圓燃煤鍋爐變SOFA風量下燃燒特性數值模擬

李德波， 徐齊勝， 沈躍良， 鄧劍華， 劉亞明， 溫智勇

(廣東電網公司電力科學研究院，廣州 510080)

四角切圓燃煤鍋爐變SOFA風量下燃燒特性數值模擬

李德波， 徐齊勝， 沈躍良， 鄧劍華， 劉亞明， 溫智勇

(廣東電網公司電力科學研究院，廣州 510080)

對某電廠660 MW四角切圓燃煤鍋爐增加了分離燃盡風(SOFA)的低氮改造，利用Ansys Fluent14.0軟件進行了改造后燃燒特性的數值模擬，并將數值模擬結果與實際測量數據進行對比，研究了爐膛速度場、溫度場、組分場和NOx質量濃度的分布規律，分析了不同SOFA風門開度下燃燒器區域以及沿爐膛高度方向NOx質量濃度的變化.結果表明：低氮改造中增加SOFA后的溫度分布較均勻，切圓形成較好，沒有出現火焰貼墻現象；當SOFA風門開度由30%增大到100%時，燃燒器區域最高溫度由1 803 K降低到1 684 K，最高溫度降低119 K;燃燒器區域NOx最高質量濃度由388 mg/m3降低到259 mg/m3，降低了129 mg/m3;爐膛出口NOx質量濃度由487.9 mg/m3降低到307.4 mg/m3，降低了180.5 mg/m3；通過調節SOFA風門開度可有效降低爐膛出口NOx質量濃度.

四角切圓燃煤鍋爐； 低氮改造； NOx； 數值模擬

隨著環境治理的形勢越來越嚴峻，我國對NOx的排放限制日益嚴格.目前，國內外電站鍋爐控制NOx排放的技術主要有2種[1-4]：一是控制NOx生成，主要是在燃燒過程中通過各種技術手段改變煤的燃燒條件，從而減少NOx的生成量；二是NOx生成后的轉化，主要是將已經生成的NOx通過技術手段從煙氣中脫除，如選擇性催化還原法(SCR)和選擇性非催化還原法(SNCR).

李德波等[5-7]對四角切圓燃燒鍋爐再燃改造前后爐內的氣流場、溫度場和污染物排放特性進行了研究，結果表明，使用再燃改造后爐膛溫度分布更加均勻，再燃噴口附近形成了還原性氣氛，降低了NOx排放濃度.肖海平等[8]在1 025 t/h鍋爐上通過燃燒調整來降低NOx排放量，結果表明，不同氧量工況下爐內火焰平均溫度基本不變，隨著氧量的增加， 燃料型NOx急劇增加.林鵬云等[9]采用數值模擬方法研究了影響燃煤電站鍋爐NOx排放濃度的因素，結果表明，過量空氣系數是影響NOx生成的重要因素之一.王頂輝等[10]針對某臺旋流式燃燒器煤粉鍋爐，研究了燃盡風噴口位置對NOx排放的影響，結果表明，燃盡風噴口位置對NOx的還原效果、出口煙氣溫度和煤粉焦炭轉化率的影響較大.孫保民等[11]研究了空氣分級燃燒下NOx的生成特性.李鈞等[12]采用數值計算方法研究了煤粉鍋爐NOx的釋放規律.高正陽等[13]研究了負荷與燃盡風對NOx排放量的影響，結果表明，采用燃盡風可以有效控制燃料型NOx的排放量，在100%負荷下的控制效果更顯著.

某電廠由于NOx排放質量濃度高，采用增加分離燃盡風(SOFA)來降低NOx排放質量濃度.筆者利用Ansys Fluent14.0軟件對該電廠低氮改造后的燃燒特性進行數值模擬，并將數值模擬結果與實際測量數據進行對比驗證，從而保證數值模擬的有效性，研究了爐膛速度場、溫度場、組分場和NOx質量濃度的分布規律，分析了不同SOFA風門開度下燃燒器區域以及沿爐膛高度方向NOx質量濃度的分布規律，得到了最佳SOFA風門開度，為該電廠低氮改造后的效果評價以及現場運行過程中SOFA風門開度調整方式提供了重要的參考依據.

1 鍋爐設備

該電廠的鍋爐為660 MW亞臨界壓力、一次再熱、單汽包、控制循環、四角噴燃雙切圓燃煤鍋爐.燃燒制粉系統為中速磨煤機直吹式，采用直流寬調節比擺動式燃燒器.燃燒器分6層，每一層燃燒的4個一次風(煤粉氣流)噴口與同一臺磨煤機連接，若投運則同時投運，若停運則同時停運.6臺磨煤機各自構成基本獨立的6個制粉子系統，5臺投運已經能滿足鍋爐最大連續蒸發量(BMCR)的需要.4個燃燒器分別布置在爐膛下部4個切角處，形成典型的切圓燃燒方式，燃燒器總高度為11.266 m，燃燒器軸線與爐膛前、后墻的夾角分別為47°和35°.每個燃燒器沿高度方向在上方布置2個燃盡風噴嘴(OFA、OFB)、6個一次風噴嘴(A、B、C、D、E和F)和7個供給燃料燃燒所需空氣的二次風噴嘴(AA、AB、BC、CD、DE、EF和FF)，一次風噴嘴和二次風噴嘴呈均等配風方式間隔布置.

鍋爐高約57 m，爐膛橫截面為長方形，其中寬16.440 m，深19.558 m，如圖1(a)所示.圖1(b)為燃燒器橫截面圖.燃燒器共有6層一次風、6層二次風和2層緊湊燃盡風(CCOFA).制粉系統共6層磨煤機，5層投運1層備用.在本次數值模擬中，最上層磨煤機停運.改造后，4對SOFA以水平對沖方式安裝，以進一步降低鍋爐NOx排放量，布置方式見圖2.改造后，由于總風量沒有變化，且二次風中一部分分配到SOFA中，使得二次風噴口改造后的面積變小，但除了最上層CCOFA的高度有所變化外，其他一次風和二次風的噴口高度均沒有改變.改造后在100%SOFA風門開度的情況下，SOFA與CCOFA占總二次風的37.2%，僅SOFA就占26.8%，與改造前的20.4%(僅CCOFA)有了很大提升.

(a)鍋爐本體(b)燃燒器橫截面

(c) SOFA噴嘴結構

圖2 SOFA改造示意圖

2 低氮改造數值模擬方法

2.1 數學模型

在數值模擬計算中，采用標準k-ε湍流模型模擬氣相湍流；采用混合分數/概率密度函數(PDF)模型模擬組分運輸和燃燒；采用單PDF模型模擬純煤粉的燃燒，采用雙PDF模型模擬污泥摻燒煤粉的燃燒；采用顆粒隨機軌道模型模擬煤粉顆粒的運動；采用雙方程平行競爭反應模型模擬煤的熱解；采用動力/擴散控制反應速率模型模擬焦炭的燃燒.輻射傳熱計算采用P1法，離散方法均采用一階迎風格式.中心風、一次風和二次風均采用質量入口邊界條件；入口處質量流量和風溫根據設計參數確定.對燃盡風和周界風本體也進行適當簡化，根據其實際尺寸建立其入口模型；燃盡風和周界風也采用質量流量入口邊界條件，質量流量數值根據設計參數及變工況條件計算得到.出口邊界條件采用壓力出口，壓力設置為-80 Pa；爐膛壁面采用標準壁面方程、無滑移邊界條件，熱交換采用第二類邊界條件，即溫度邊界條件，給定壁面溫度為690 K，給定壁面輻射率為0.8.

表1 煤粉顆粒質量分數與直徑的關系

表2 煤質分析

先通過冷態計算獲得一定收斂程度的流場，然后再進行熱態計算，直至收斂.離散方程組的壓力和速度耦合采用Simple算法進行求解，求解方程采用逐線迭代法和低松馳因子，NO和HCN的計算殘差小于10-8，其他各項計算殘差小于10-6.

2.2 數值模擬工況

表3給出9個數值模擬工況下各風口的風量配比情況，其中SOFA風門開度k分別為30%、40%、50%、60%、65%、70%、80%、90%和100%，SOFA風量占總二次風量的比例通過現場冷態動力場試驗測量得到，一次風量為130 kg/s，周界風量為100 kg/s，CCOFA風量為56 kg/s，總風量為634 kg/s.

2.3 網格劃分及無關性檢驗

根據模型的結構特點，采用單獨劃分網格的方法，將爐膛劃分為4個區域：冷灰斗區域、燃燒器區域、燃燒器上方區域和屏式過熱器區域.在劃分的過程中，模型均采用結構化網格，燃燒器區域的網格應適當加密，為了提高計算的精度，燃燒器出口與爐膛的連接面設置為interface，以防止2個面的網格質量和網格形狀差異較大而引起誤差.燃燒器噴嘴布置和網格劃分見圖3.本文實際模擬的總網格數約為162萬.

為了驗證數值模擬網格精度是否滿足計算要求，采用3種不同分辨率網格，進行了網格無關性檢驗.表4給出了網格無關性檢驗結果.由表4可知，162萬網格(本文網格)與200萬網格(網格精度較高)的數值模擬結果非常接近，爐膛出口煙氣溫度相差1.7 K，而162萬網格與120萬網格的數值模擬結果相比，爐膛出口煙氣溫度相差24 K.因此，采用120萬網格計算所得結果的精度較差，根據網格無關性檢驗結果，采用162萬網格規模可以滿足計算精度要求.

表3 不同工況下的參數

(a)爐膛結構(b)燃燒器噴嘴布置

(c) 網格劃分

表4 網格無關性檢驗結果

3 數值模擬結果及分析

3.1 數值模擬結果與實際測量數據的對比

為了驗證數值模擬結果的準確性，采用紅外溫度測量方法得到了現場實際滿負荷運行時爐膛出口煙氣溫度和NOx質量濃度(換算到6%O2體積分數、標準狀態下).數值模擬結果與實際測量數據的對比見表5，其中爐膛出口煙氣溫度的誤差為9.7%，NOx質量濃度的誤差為1.7%.

表5 數值模擬結果與實際測量數據的對比

Tab.5 Comparison between simulation results and actual measurements

參數實際測量數據數值模擬結果爐膛出口煙氣溫度/℃11351025爐膛出口NOx質量濃度/(mg·m-3)298303

由表5可知，爐膛出口煙氣溫度數值模擬結果與實際測量數據的誤差在10%以內，可見數值模擬結果較為準確.在數值模擬中，不同SOFA風門開度下，除配風方式改變外，網格和數值模擬計算參數均保持不變，因此在根據表5實際測量數據驗證完之后，出于數值計算量的考慮，沒有進行其他驗證工作.

3.2 溫度場分布規律

圖4和圖5分別為數值模擬得到的不同SOFA風門開度下最下層二次風和一次風的溫度場.由圖4和圖5可以看出，采用低氮改造增加SOFA后的溫度分布較均勻，切圓形成較好，沒有出現火焰貼墻現象，水冷壁面溫度較低，數值模擬得到的燃燒器區域最高溫度為2 000 K.

圖6為數值模擬得到的爐膛中心截面溫度場分布.由圖6可知，燃燒器區域的溫度較高，最高溫度達到2 000 K，沿著煙氣流動方向，溫度逐漸降低.數值模擬中考慮了屏式過熱器對煙氣溫度的影響，從數值模擬結果可以看出，煙氣經過屏式過熱器區域時，溫度有較大幅度的降低，爐膛出口煙氣溫度為1 448.24 K.

(a) 30%

(b) 40%

(c) 50%

(d) 60%

(e) 70%

(f) 80%

(g) 90%

(h) 100%

(a) 30%

(b) 40%

(c) 50%

(d) 60%

(e) 70%

(f) 80%

(g) 90%

(h) 100%

圖7為爐膛橫截面平均溫度沿爐膛高度方向的分布.由圖7可以看出，在不同SOFA風門開度下，爐膛橫截面平均溫度分布曲線在變化趨勢上是一致的.SOFA風門開度越大，爐膛主燃燒區域的溫度越低，爐膛上部區域的溫度越高.這是由于當SOFA風門開度增大后，主燃燒區域的風量減少，從而導致煤粉不完全燃燒，燃燒溫度降低.而進入主燃燒區域上部后(高度為20～25 m)，主燃燒區域未燃燒產物與OFA區域噴入的O2繼續燃燒，溫度逐漸升高.100%SOFA風門開度下的溫度明顯高于其他工況，溫度變化的最高幅度達到50 K，出現這種現象的原因與過多的SOFA配比有關，煤粉燃燒延遲，爐膛上部區域溫度升高.

圖8為燃燒器區域溫度沿爐膛高度方向的分布.由圖8可以看出，隨著SOFA風門開度的增大，燃燒器區域的溫度降低，不同SOFA風門開度下燃燒器區域溫度的分布趨勢一致.燃燒器區域溫度分布呈現較多峰值點，這是由于不同層一次風噴入煤粉，煤粉在不同高度上燃燒，造成溫度出現波動.當SOFA風門開度由30%增大到100%時，燃燒器區域最高溫度由1 803 K降低到1 684 K，SOFA風門開度變化70%，最高溫度降低了119 K，降低幅度約為7%.因此，SOFA風門開度對主燃燒區域溫度的影響較大，在實際現場運行中，要防止SOFA風門開度變化太大，主燃燒區域的溫度降低過多，導致燃燒不穩定甚至滅火的事故.

(a) 30%

(b) 40%

(c) 50%

(d) 60%

(e) 70%

(f) 80%

(g) 90%

(h) 100%

圖7 爐膛橫截面平均溫度沿爐膛高度方向的分布

圖8 燃燒器區域溫度沿爐膛高度方向的分布

圖9給出了不同SOFA風門開度下爐膛出口煙氣溫度的變化.由圖9可以看出，當SOFA風門開度由30%增大到60%時，爐膛出口煙氣溫度先升后降低，當SOFA風門開度為40%時，爐膛出口煙氣溫度達到最高值1 511.0 K；當SOFA風門開度由60%增大到100%時，爐膛出口煙氣溫度逐漸升高，當SOFA風門開度為100%時，爐膛出口煙氣溫度達到最高值1 552.7 K.

圖9 不同SOFA風門開度下爐膛出口煙氣溫度的變化

3.3 速度場分布規律

圖10和圖11分別給出了不同SOFA風門開度下最下層二次風和一次風的速度場.由圖10和圖11可以看出，采用低氮改造后，不同SOFA風門開度下，最下層二次風速度切圓形成較好，沒有出現速度沖墻現象.

(a) 30%

(b) 40%

(c) 50%

(d) 60%

(e) 70%

(f) 80%

(g) 90%

(h) 100%

(a) 30%

(b) 40%

(c) 50%

(d) 60%

(e) 70%

(f) 80%

(g) 90%

(h) 100%

3.4 組分場分布規律

圖12為爐內O2體積分數沿爐膛高度方向的分布.當SOFA風門開度增大時，燃燒器區域的過量空氣系數減小，O2體積分數降低；在SOFA噴口所在的區域，隨著SOFA風門開度的增大，O2體積分數逐漸升高.當SOFA風門開度由30%增大到100%時，主燃燒區域的過量空氣系數由1.098減小到0.911，主燃燒區域由氧化性氣氛逐漸變為還原性氣氛.由于主燃燒區域的過量空氣系數減小，加劇了燃燒器區域的不完全燃燒程度，延遲了煤粉的燃盡過程.在OFA上部區域，大量的燃盡風進入爐膛后，與未燃盡焦炭繼續反應，沿著煙氣流動方向，O2體積分數逐漸降低.圖13為燃燒器區域O2體積分數的分布.由圖13可以看出，由于從不同層一次風、二次風噴口噴入空氣，O2體積分數在燃燒器區域出現劇烈波動，產生幾個峰值點，隨著SOFA風門開度的增大，峰值點處的O2體積分數逐漸降低.

圖14為不同SOFA風門開度下爐膛出口O2體積分數的分布.由圖14可以看出，當SOFA風門開度在60%以下時，隨著SOFA風門開度的增大，爐膛出口O2體積分數逐漸升高；當SOFA風門開度為60%時，爐膛出口O2體積分數為2.29%；隨著SOFA風門開度的繼續增大，爐膛出口O2體積分數逐漸降低，在70%SOFA風門開度下，O2體積分數出現一定程度的升高；當SOFA風門開度為100%時，O2體積分數有較大幅度升高，達到了2.17%.需要指出的是不同SOFA風門開度下，爐膛出口O2體積分數的波動較大，這是由于向OFA區域噴入的O2與未燃盡焦炭在此區域內劇烈燃燒.隨著SOFA風門開度的增大，爐膛出口O2體積分數降低.

圖12 爐內O2體積分數沿爐膛高度方向的分布

圖13 燃燒器區域O2體積分數沿爐膛高度方向的分布

圖14 不同SOFA風門開度下爐膛出口O2體積分數的分布

圖15為爐內CO平均質量分數沿爐膛高度方向的分布.在燃燒器區域，燃盡風量增大，過量空氣系數減小，煤粉不完全燃燒程度加劇，CO平均質量分數大大升高.在OFA上部區域，大量的燃盡風進入爐膛后，CO迅速發生反應， CO平均質量分數大大降低.爐膛出口CO平均質量分數仍然大于0，這表明爐膛出口存在一定量的化學不完全燃燒損失；燃盡風量增大，化學不完全燃燒損失有所增加.

圖15 爐內CO平均質量分數沿爐膛高度方向的分布

圖16為燃燒器區域CO質量分數的分布.隨著SOFA風門開度的增大，燃燒器區域的過量空氣系數逐漸減小，導致煤粉燃燒不完全，產生大量的CO，CO質量分數升高.

圖16 燃燒器區域CO質量分數沿爐膛高度方向的分布

圖17為不同SOFA風門開度下爐膛出口CO質量分數的變化.由圖17可以看出，在不同SOFA風門開度下，爐膛出口CO質量分數非常低，這說明在OFA區域，O2補充比較充分，保證了未燃燒的CO可以完全轉化為CO2.由圖9和圖14可知，在數值模擬中，不同SOFA風門開度下，總風量、一次風量、周界風量和CCOFA風量均保持不變，變化的是SOFA風量，當SOFA風門開度從30%增大到100%時，SOFA風量是逐漸增大的，從而導致燃燒器區域的過量空氣系數逐漸減小.長期的實踐經驗證明，四角切圓燃煤鍋爐采用OFA可以有效降低NOx的排放量，隨著分級燃燒技術的發展，在爐膛不同高度位置布置OFA，將爐膛分成3個相對獨立的區域：初始燃燒區、NOx還原區和燃料燃盡區，每個區域的過量空氣系數由3個因素控制：總的OFA風量(包括CCOFA和SOFA)、CCOFA和SOFA的風量分配以及總的過量空氣系數.隨著SOFA風門開度的增大，OFA風量增大，因此分級燃燒越明顯，爐膛出口煙氣溫度逐漸升高.圖9中當SOFA風門開度為100%時，爐膛出口煙氣溫度最高，說明此時分級程度最強，大量主燃燒區域未燃盡的焦炭等在OFA區域繼續燃燒，釋放出最多熱量(相對其他SOFA風門開度)，從而導致爐膛出口煙氣溫度升高.一般來講，O2消耗量越多，燃燒越充分，溫度也就越高，但是本文中爐膛出口的O2體積分數、煙氣溫度和CO質量分數與爐膛整體的配風以及OFA區域的配風等復雜因素有關，而不是單純某個位置的溫度與O2的關系.

圖17 不同SOFA風門開度下爐膛出口CO質量分數的變化

由于OFA區域內O2一方面通過SOFA和CCOFA的噴口噴入，另一方面未燃盡的焦炭在OFA區域內繼續燃燒會消耗大量的O2，因此OFA區域存在著O2不斷噴入與焦炭燃燒消耗O2的平衡.數值模擬中發現，當SOFA風門開度為60%～70%時，爐膛出口O2體積分數達到最高值，這說明O2的噴入與消耗之間的盈余最明顯，可以認為60%～70%SOFA風門開度為一個臨界風門開度.當SOFA風門開度大于臨界風門開度后，一方面隨著SOFA風門開度的增大，O2的噴入量增加，另外數值模擬得到的爐膛出口O2體積分數是降低的，這說明在SOFA風門開度大于臨界風門開度之后，O2的消耗量明顯增加，即未燃盡焦炭的燃燒更加劇烈，這與圖9得到的結果是一致的.

3.5 NOx質量濃度分布規律

圖18為爐內NOx平均質量濃度沿爐膛高度方向的分布.在燃燒器區域， NOx平均質量濃度隨SOFA風門開度的增大明顯降低.在OFA上部區域， NOx平均質量濃度隨SOFA風門開度的增大而升高.這表明SOFA風門開度對NOx平均質量濃度有相當大的影響.在燃燒器區域，SOFA風門開度增大，過量空氣系數減小，會加劇燃燒器區域的不完全燃燒程度，延遲煤粉的燃盡過程，煤粉在燃燒器區域燃燒生成的燃料型NOx減少，在較小的過量空氣系數下，生成的NOx被還原的效果也更加明顯.SOFA風門開度增大，燃燒器區域溫度降低，使生成的熱力型NOx質量濃度降低.因此，SOFA風門開度增大，燃燒器區域的NOx質量濃度會降低.在OFA上部區域，大量的燃盡風進入爐膛后，會與未燃盡焦炭繼續反應，焦炭中的N也會繼續反應生成NOx，導致NOx質量濃度升高；隨著爐膛高度的進一步增加，由于未燃盡焦炭的還原作用，NOx質量濃度又有所降低.SOFA風門開度增大，NOx的生成量及出口質量濃度逐漸降低.圖19為燃燒器區域NOx質量濃度的分布.由圖19可以看出，隨著SOFA風門開度的增大，整體上燃燒器區域NOx質量濃度逐漸降低；當SOFA風門開度由30%增大到100%時，燃燒器區域NOx最高質量濃度由388 mg/m3降低到259 mg/m3，降低了129 mg/m3，降低幅度達到33.2%.

圖18 爐內NOx平均質量濃度沿爐膛高度方向的分布

圖19 燃燒器區域NOx質量濃度沿爐膛高度方向的分布

圖20為不同SOFA風門開度下爐膛出口NOx質量濃度的變化.由圖20可以看出，隨著SOFA風門開度的增大，爐膛出口NOx質量濃度逐漸降低.由于SOFA風門開度增大，爐膛整體上分級燃燒程度增強，從而導致爐膛出口NOx質量濃度降低.當SOFA風門開度為100%時，爐膛出口NOx質量濃度降低到最低值307.4 mg/m3.當SOFA風門開度由30%增大到100%時，爐膛出口NOx質量濃度由487.9 mg/m3降低到307.4 mg/m3，降低了180.5 mg/m3，降低幅度達到37%.由于隨著SOFA風門開度的增大，主燃燒區域O2體積分數降低，從而降低了主燃燒區域的燃燒速度和溫度，不但延遲了煤粉的燃燒過程，而且在還原性氣氛中降低了NOx的反應速率，抑制了NOx在主燃燒區域的生成量.因此，SOFA風門開度變化對爐膛出口NOx質量濃度的影響較大.在實際現場運行中，調整SOFA風門開度是一種有效調節爐膛出口NOx質量濃度的方法，尤其對于降低尾部SCR脫硝系統成本、滿足當前我國日益嚴峻的環保標準(NOx質量濃度≤100 mg/m3)具有非常重要的現實意義.

圖20 不同SOFA風門開度下爐膛出口NOx質量濃度的變化

4 結 論

(1) 爐膛出口煙氣溫度數值模擬結果與實際測量數據的誤差在10%以內，NOx質量濃度的誤差為1.7%，表明數值模擬結果較為準確.

(2) 采用低氮改造增加SOFA后的溫度分布均勻，切圓形成較好，沒有出現火焰貼墻現象，水冷壁面溫度較低.不同SOFA風門開度下，最下層二次風速度切圓形成較好，沒有出現速度沖墻現象.

(3) SOFA風門開度增大，燃燒器區域的溫度降低.不同SOFA風門開度下溫度的分布趨勢是一致的，當SOFA風門開度由30%增大到100%時，燃燒器區域最高溫度由1 803 K降低到1 684 K，SOFA風門開度變化了70%，最高溫度降低了119 K，降低幅度約為7%，SOFA風門開度對主燃燒區域溫度的影響較大.

(4) SOFA風門開度增大，燃燒器區域NOx質量濃度逐漸降低.當SOFA風門開度由30%增大到100%時，NOx最高質量濃度由388 mg/m3降低到259 mg/m3，降低了129 mg/m3，降低幅度達到33.2%.

(5) 當SOFA風門開度由30%增大到100%時，爐膛出口NOx質量濃度由487.9 mg/m3降低到307.4 mg/m3，降低了180.5 mg/m3，降低幅度達到37%.

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Numerical Simulation on Combustion Characteristics in a Tangentially-fired Boiler with Variable Volumes of SOFA

LIDebo,XUQisheng,SHENYueliang,DENGJianhua,LIUYaming,WENZhiyong

(Electric Power Research Institute, Guangdong Power Grid Corporation, Guangzhou 510080, China)

To reduce the NOxemission from a 660 MW tangentially-fired boiler, a low NOxretrofit was carried out by adding separated overfire air (SOFA) to the boiler, after which numerical simulation was conducted to the combustion characteristics using Ansys Fluent 14.0 software, and subsequently a comparison was made between the simulation results and actual measurements. Meanwhile, the in-furnace velocity distribution, temperature field, species field and NOxconcentration distribution were studied, and the NOxconcentration distribution in combustion zone and along furnace height were analyzed at different volumes of SOFA. Results show that after the low NOxretrofit by adding SOFA to the boiler, uniform temperature distribution and ideal tangential firing are achieved without flame adhering to the wall. When the damper opening of SOFA varies from 30% to 100%, the maximum temperature in combustion zone reduces from 1 803 K to 1 684 K, with a reduction of 119 K; the maximum NOxconcentration in combustion zone reduces from 388 mg/m3to 259 mg/m3, with a reduction of 129 mg/m3; the NOxconcentration at furnace exit reduces from 487.9 mg/m3to 307.4 mg/m3, with a reduction of 180.5 mg/m3, indicating that the NOxconcentration at furnace exit can be effectively reduced by changing the damper opening of SOFA.

tangentially-fired boiler; low NOxretrofit; NOx; numerical simulation

1674-7607(2014)12-0921-11

TK229.6

A

470.30

2014-02-10

2014-04-08

李德波(1984-)，男，土家族，湖北宜昌人，高級工程師，博士，主要從事煤粉燃燒污染物控制、煤粉燃燒高級數值模擬、大規模并行計算方法和程序開發等方面的研究.電話(Tel.)：020-85124768；E-mail：ldbyx@126.com.