燃盡風射流形式對墻式對沖煤粉鍋爐低氮燃燒改造的影響

李 明， 王雪彩， 孫樹翁， 甄曉偉， 李 強， 張 韜

（煙臺龍源電力技術股份有限公司，山東煙臺264006）

與目前應用最為廣泛的尾部煙氣脫硝技術——選擇性催化還原法（SCR）脫硝技術相比，空氣分級低氮燃燒技術以其運行成本低和操作簡單等優點在我國電站鍋爐機組中得到越來越廣泛的重視.中華人民共和國環境保護部在2010年1月27日公布的《火電廠氮氧化物防治技術政策》［1］中明確指出：低氮燃燒技術應作為燃煤電廠氮氧化物控制的首選技術；當采用此技術后，氮氧化物排放濃度仍不達標或不滿足總量控制要求時，應配備煙氣脫硝設施.

國內外已有眾多學者采用數值模擬方法對空氣分級低氮燃燒改造進行了研究［2－3］，主要技術措施為在爐膛上方距最上層煤粉燃燒器一定距離增設燃盡風噴口.孫保民等［4－5］對某800 MW 超臨界鍋爐進行了不同燃盡風風率下爐內燃燒及NOx排放的數值計算，結果表明在所研究的燃盡風風率范圍內，爐膛出口NOx濃度隨燃盡風風率的增大基本呈線性遞減規律.王頂輝等［6］分析了不同燃盡風噴口位置對爐膛燃燒及污染物生成情況的影響，指出上移燃盡風噴口位置可以降低NOx的排放濃度，但同時會使爐膛出口煙氣溫度升高、煤粉焦炭轉化率降低.綜上所述，以往大多研究者主要側重于不同燃盡風風率或燃盡風距最上層煤粉燃燒器的高度對燃燒及污染物排放的影響［7－9］，而對不同燃盡風射流形式（直流、旋流、圓形射流和矩形射流等）的相關特性及其對爐膛內各物理量影響的研究較少.

筆者采用CFD 軟件對某330 MW 墻式對沖煤粉鍋爐低氮燃燒改造進行了數值模擬，討論了3種不同燃盡風射流形式對爐內燃料燃燒和NOx生成情況的影響，為今后的低氮燃燒改造提供有效的技術支持.

1 研究對象

所研究的對象是由北京巴布科克·威爾科克斯有限公司（B＆W）設計制造的330 MW 亞臨界參數、中間再熱、自然循環單汽包鍋爐.爐膛的斷面尺寸為寬14.100m、深12.300 m、高49.850 m，有效容積為7 097m3.鍋爐配置正壓直吹中速磨制粉系統，煤粉燃燒器采用前后墻布置、對沖燃燒方式、B＆W 標準的雙調風EI－DRB 型旋流煤粉燃燒器，共32 個，分4層布置.每臺磨煤機供應前后墻一層8個燃燒器所需煤粉，自下而上依次為A 磨煤機、B 磨煤機、C磨煤機和D 磨煤機（以下分別簡稱為A 磨、B 磨、C磨和D 磨），電廠常規運行方式為三運一備：A／B／C磨運行，D 磨備用并通以少量的二次風進行冷卻.

在該鍋爐目前燃用煤質和燃燒方式下，NOx排放質量濃度較高（約為500～800mg／m3），因此對其進行低氮燃燒改造：將原32個雙調風EI－DRB型旋流煤粉燃燒器全部更換為煙臺龍源電力技術股份有限公司生產的LYSC－III型低氮燃燒器；在距最上層煤粉燃燒器4 m 的高度布置一層燃盡風（OFA）（4個主燃盡風噴口和4個側燃盡風噴口），主燃盡風與煤粉燃燒器中心位于同一垂直水平面上，側燃盡風噴口位于爐膛四角，以捕捉范圍內的未燃盡碳和防止側墻高溫腐蝕及結渣；降低爐膛整體過量空氣系數并對爐膛配風方式進行重新優化調整.燃用煤質特性如表1所示.為了使低氮燃燒改造后的燃燒效率和降氮率的綜合效果達到最優，在確定好爐膛配風方式的前提下，分析并討論圓形直流、矩形直流及內直外旋3種不同的燃盡風射流形式對爐內燃料燃盡及污染物生成情況的影響.計算工況見表2，其中模擬工況均為鍋爐常規運行方式.

表1 煤質特性Tab.1 Analysis of coal quality

表2 計算工況Tab.2 Numerical simulation conditions

2 模型及計算方法

2.1 計算區域及網格劃分

經過復雜結構的一次風粉混合物及經過旋流葉片的二次風和內直外旋的主燃盡風在噴口橫截面上的分布不能用統一的軸向、徑向和切向速度來表示，每一點的運動狀態都是不同的［10］.因此，數值模擬分以下2部分進行：（1）單個煤粉燃燒器的兩相冷態數值模擬，內直外旋的主OFA 燃燒器單相冷態數值模擬；（2）爐膛的全三維冷態、熱態數值模擬.將（1）部分燃燒器出口邊界的計算結果作為（2）部分爐膛燃燒器的入口邊界條件.

（1）部分中單個煤粉燃燒器的冷態數值模擬將風箱也作為計算控制區域，這樣雖然增加了網格數量及高質量網格的劃分難度，但卻實現了內、外二次風的自然分配，而非人為配比.大風箱內的內、外二次風可根據各自的開度、角度自然配風，更符合燃燒器實際運行的調節機制，內、外二次風的流量（速度）和旋流強度也必然更接近真實工況.（2）部分中全爐膛的數值模擬選取冷灰斗底部至水平煙道入口之間作為計算區域，并考慮了爐膛上方的輻射受熱面（屏式過熱器和二級過熱器）對爐內溫度分布的影響.燃燒器及爐膛模型如圖1所示.根據流場運動及爐內燃燒的特點分區劃分網格，單個燃燒器模擬中的小爐膛軸向網格從噴口開始實行漸疏布置，而全爐膛模擬中沿爐膛深度方向采取向壁面逐漸加密的網格劃分方式［11］.除此之外，還對燃燒器噴口一定距離內的區域進行了局部網格加密，以捕捉區域內各計算量的劇烈變化.以上2部分均滿足網格獨立性驗證.

圖1 燃燒器與爐膛模型Fig.1 Calculation models for the burner and furnace

2.2 數學模型

僅對燃燒器進行三維冷態數值模擬，對爐膛則先進行冷態計算，并將冷態計算結果作為熱態計算的初始條件.湍流流動采用帶旋流修正的Realizable k－ε 雙 方 程 進 行 計 算［12］，通 過 標 準 壁 面 函 數 法（Standard Wall Function）將近壁區與爐內湍流核心區的物理量聯系起來.渦耗散（Eddy－Dissipation）模型用于考慮湍流與化學反應之間的相互作用.采用隨機軌道模型（Stochastic Tracking）來追蹤煤粉顆粒的運動軌跡［13］，其粒徑遵循Rosin－Rammler分布.爐膛熱態計算中的輻射傳熱采用離散坐標DO（Discrete Ordinates）模型［14］，揮發分的釋放采用單步反應模型（Single－Rate Model），焦炭的燃燒采用內部控制反應速率模型（Intrinsic Model）進行計算.采取后處理方法對NOx的生成量進行評估，且只考慮燃料型NOx與熱力型NOx.

2.3 邊界條件

單個煤粉燃燒器冷態數值模擬設定一次風為質量流量入口邊界條件，二次風風箱入口為壓力入口，內、外二次風在風箱內通過各自的通道擋板和葉片實現自主分配，小爐膛出口為－50 MPa的壓力出口邊界條件；在對內直外旋的主OFA 燃燒器模擬時，中心直流與外圍旋流部分均采用質量流量入口邊界條件，小爐膛出口的設定與煤粉燃燒器相同.在全爐膛的模擬計算中，側燃盡風的主要作用是確保爐膛側墻不結渣，所以3種改造工況的側燃盡風均采用剛性較強的直流射流形式，設定為質量流量入口邊界條件.改造工況1和改造工況2的主燃盡風也為質量流量入口邊界條件，而改造工況3中主燃盡風及所有工況中投運的煤粉燃燒器入口參數則分別截取上述單個內直外旋的主OFA 燃燒器及單個煤粉燃燒器對應面的計算結果，停運的煤粉燃燒器采用少量二次風進行冷卻，入口采用質量流量入口邊界條件（見圖1）.邊界設定的所有參數均取自電廠實際運行數據.

2.4 模型及計算方法的驗證

為了驗證所選模型及計算方法的正確性，先對鍋爐改造前的基準工況進行了模擬計算.爐膛溫度分布是反映燃料燃燒與污染物生成情況的重要指標，因此模擬中在爐膛屏式過熱器入口及二級過熱器出口分別建立了溫度監測截面，但由于爐膛及出口煙氣溫度非常高，無法直接進行試驗測定，因此將模擬結果與鍋爐熱力計算中的相應數據進行對比，如表3所示.由表3可知，兩者的屏式過熱器入口溫度的誤差為3.15%，二級過熱器出口溫度的誤差為0.35%，表明本次模擬所選用的計算模型及方法較為恰當，得到的結論具有較高的參考價值.

表3 基準工況下模擬所得監測截面溫度與鍋爐熱力計算數據的對比Tab.3 Comparison of cross section temperature between simulation and thermodynamic calculation results under base conditions °C

3 計算結果與分析

3.1 燃燒器流場特性

圖2 燃燒器中心縱截面的速度及出口煤粉質量濃度分布Fig.2 Air speed at centre longitudinal cross section of burner and pulverized coal concentration distribution at burner exit

圖2 為改造工況下LYSC－III型低氮燃燒器中心縱截面的速度及燃燒器出口煤粉質量濃度分布.由圖2可知，一次風粉混合物在管道彎頭處受慣性力作用，外側壓力大、速度低、煤粉質量濃度高，內側壓力小、速度高、煤粉質量濃度低.但經過彎頭后部高效低阻的均流裝置和一定長度的直管段后，在燃燒器出口處速度及煤粉質量濃度沿周向表現出良好的均勻性.內、外二次風從風箱兩側入口進入，分別流經獨立的內、外二次風通道進入爐膛.具有一定剛性的直流一次風將煤粉顆粒限制在燃燒器中心軸線附近，被高速旋轉的二次風所包裹并在兩者之間形成環形回流區，卷吸爐內高溫煙氣并加熱煤粉使其著火.風包粉的流場特性使燃燒器噴口及附近爐膛水冷壁處于氧化性氣氛中，可有效降低高溫結渣風險.

本文中同心圓式內直外旋的燃盡風直流部分和旋流部分風率與各自所占的面積比相等，即2部分的軸向分速度相同，所以外圍的旋流部分在燃燒器噴口及以后一定距離內的合速度大于中心直流部分.外圍旋流部分的旋流數S＝0.501，屬于弱旋流［15］，射流軸向的壓力梯度不足以產生回流區，如圖3中內直外旋的燃盡風中心縱截面的流場分布所示，旋流的作用僅表現在提高其對周圍氣流的卷吸能力和加速射流速度的衰減上，因此在噴口后某一截面出現轉折，射流中心直流部分的平均速度大于外圍旋流部分的平均速度，且直流部分范圍越來越小，旋流部分范圍越來越大［16］，模擬結果與理論符合得很好.

圖3 內直外旋燃盡風中心縱截面的流場分布Fig.3 Distribution of flow field at centre longitudinal cross section of burner with outer cyclone inner direct flow

3.2 燃盡風射流形式對爐膛各物理量的影響

圖4 為3種改造工況下主燃盡風3（從爐膛左側至爐膛右側依次為主燃盡風1、2、3、4）所在爐膛縱截面的溫度分布.由圖4可以看出，在主燃區的各次風量及運行方式保持一致、只改變燃盡風射流形式的條件下，爐膛主燃區的空氣動力場及燃燒反應情況基本不受影響.3種改造工況下均以主燃盡風3中心縱截面及前墻燃盡風中心橫截面的軸向速度從噴口29m／s衰減至5m／s為標準，對燃盡風射流特性進行研究.如圖5所示，對比改造工況1和改造工況2可以發現，主燃盡風以相同的軸向速度從噴口進入爐膛后，由于與外界煙氣間存在速度差，在黏性力作用下，射流邊界最先產生紊流漩渦層，與周圍高溫煙氣進行質量、動量和能量交換.紊流漩渦經跨流擴散侵蝕主流，形成楔形射流核.燃盡風射流的卷吸作用使其沿運動方向的流量逐漸增大，能量和速度逐漸衰減.對于面積和初速度相同的紊動直流射流來說，改造工況1中的矩形直流燃盡風外邊界面積大于改造工況2中的圓形直流燃盡風，且在流動過程中，矩形直流燃盡風并不能保持射流的截面形狀為矩形，而是在射流尖角部位形成強烈的漩渦，這些漩渦使得矩形直流燃盡風的卷吸能力有所增強，穿透爐內高溫黏性煙氣的深度為5.10m，差于圓形直流的5.23m.改造工況3中燃盡風的旋流部分使其卷吸外界高溫煙氣的能力強于改造工況1和改造工況2中的直流燃盡風，而中心的直流部分又能在一定程度上阻止速度的過快衰減，保證其具有一定的穿透能力，但仍弱于直流燃盡風工況，射入爐膛深度為4.83m.

圖4 3種改造工況下爐膛縱截面的溫度分布Fig.4 Temperature distributions at centre longitudinal cross section of furnace under three retrofit conditions

改造工況中的3種燃盡風除具有各自的射流特性外，還同時受到爐內上游高溫煙氣流的托舉作用，因此燃盡風從噴口進入爐內一段距離后，射流出現明顯上翹現象，下側速度梯度大于上側.矩形直流燃盡風相比圓形直流燃盡風工況，迎流面積大，射流上翹的轉折點更靠近噴口根部，這也在一定程度上削弱了其對爐內高溫火焰的穿透能力，與圖5中的模擬結果相符.而對于改造工況3中內直外旋的燃盡風來說，由于本身外圍氣流的旋轉，在距噴口相同距離時卷吸周圍的高溫煙氣量大于直流燃盡風工況，因此氣流速度衰減較快，剛性減弱，在爐內上升煙氣的沖擊作用下流向更容易發生改變：向爐膛下部空間擴張的氣流被重新折向上方，擴展角減小且在噴口中心橫截面上氣流延伸得更遠，而向爐膛上部空間擴張的氣流在上升煙氣的影響下，擴展角顯著增大；主燃盡風的旋向使每個噴口靠近爐膛側墻一面的速度分量與爐內高溫煙氣的流向一致，速度梯度較大，而靠近爐膛中心一面的速度分量與其相反，速度梯度較小.

圖5 3種改造工況下主燃盡風3中心縱截面以及前墻燃盡風中心橫截面的軸向速度分布Fig.5 Axial velocity distributions at centre longitudinal cross section of the main over fire air 3and at middle cross section of nozzles on the front wall under three retrofit conditions

為了量化分析改造工況中3種燃盡風射流形式對鍋爐燃盡率及NOx生成情況的影響，在4層主燃燒器、一層燃盡風燃燒器、屏式過熱器入口及二級過熱器出口建立監測截面.以改造工況1矩形直流燃盡風中各截面的CO 或NOx濃度為基準，其他2種工況與改造工況1中相應參數的比值為縱坐標，繪制如圖6所示的2個參數沿爐膛高度的變化曲線.由圖6（a）可以看出，與前述分析的結論相同，只改變燃盡風的射流形式不會影響主燃區的燃燒情況，因此3種改造工況下從主燃區到燃盡風所在爐膛高度各截面的CO 濃度基本相同，但經不同射流形式的燃盡風作用后，CO 濃度變化明顯.由于CO 在煤粉燃燒器噴口附近隨揮發分的釋放大量生成并且聚集，而后一邊參與燃燒反應一邊隨爐內高溫煙氣上升，在爐膛前后墻部位的濃度較高.改造工況1中的矩形直流燃盡風在爐膛高度橫截面上射流根部的覆蓋范圍最廣，因此CO 濃度最低.而改造工況3中的燃盡風在爐膛高度橫截面上雖覆蓋面積不大，但沿煙氣流程的燃盡風層厚度最厚，CO 生成量較矩形直流燃盡風工況多，但遠遠少于射流根部覆蓋面積和沿煙氣流程氣流層厚度綜合水平較低的圓形直流燃盡風工況.由圖6（b）可以看出，3種改造工況下燃盡風的射流形式幾乎不會對爐內各截面及出口的NOx生成量產生影響.

圖6 3種改造工況下CO 濃度比與NOx 濃度比沿爐膛高度的變化Fig.6 Concentration ratio variation of CO and NOxalong with furnace height under three retrofit conditions

由于碳的燃盡過程較為緩慢，主燃區未來得及燃燒的碳粒主要集中在爐膛中心部位的高溫煙氣中，因此對于穿透黏性煙氣能力和后期混合能力相當的直流燃盡風（改造工況1和改造工況2）來說，二級過熱器出口煙氣中的飛灰含碳量幾乎相同，分別為5.81%和5.79%.改造工況3的燃盡風穿透能力雖不及其他2種工況，但旋流卷吸作用使煙氣與燃盡風的后期混合劇烈程度大大增強，因此二級過熱器出口飛灰含碳量最低，為5.13%.

4 結 論

（1）燃盡風射流根部在爐膛高度橫截面的覆蓋范圍和沿煙氣流程的氣流層厚度綜合水平對CO 濃度的影響顯著.迎流面積較大的矩形直流燃盡風工況下CO 濃度最低，內直外旋燃盡風工況次之，圓形直流燃盡風工況下CO 濃度遠遠高于其他2 種工況.

（2）內直外旋燃盡風的中心直流部分使射流整體具有一定的穿透能力，外圍的旋流部分又使其具有較強的卷吸能力，增強了燃盡風與爐膛中心高溫煙氣的后期混合劇烈程度，因此飛灰含碳量最低.

（3）在主燃區的配風方式、燃盡風風率、燃盡風噴口面積和距最上層煤粉燃燒器高度均相同的條件下，3種改造工況出口NOx的濃度幾乎相等，說明NOx的生成對燃盡風射流形式不敏感.

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