600MW 對沖燃燒鍋爐NOx 排放特性的數值模擬

劉亞明，李方勇，徐齊勝，方慶艷

（1.廣東電網公司電力科學研究院，廣州510080；2.華中科技大學煤燃燒國家重點實驗室，武漢430074）

數值模擬方法能夠揭示爐內復雜的燃燒、傳熱和污染物生成過程，已廣泛應用于電站鍋爐的研究中，包括生物質燃燒、混煤摻燒、爐內結焦和NOx排放特性等.周昊等［1］采用數值模擬方法研究了某臺600 MW 電站鍋爐偏轉二次風系統對爐內結渣特性的影響；申春梅等［2］采用Phonics軟件對某臺1 000 MW 超超臨界單爐膛雙切圓燃煤鍋爐進行了數值模擬研究，得到了主燃區各截面上的速度場及溫度分布規律；方慶艷等［3］對某臺W 火焰鍋爐結渣特性進行了數值模擬研究，結果表明結渣的主要位置是下爐膛的側墻和拱部燃燒器區域等；段二朋等［4］針對某800MW 超臨界鍋爐NOx排放量較高的問題，利用CFD 軟件研究了不同配風方式對爐內燃燒、傳熱及污染物排放等的影響，并分析了爐內的溫度以及NOx和CO 組分的分布情況；宋景慧等［5］采用數值模擬方法研究了燃盡風（OFA）風量對鍋爐溫度場和NOx排放質量濃度的影響，建議OFA 風量占二次風總風量的比例（以下簡稱風量比例）不應超過0.30，綜合考慮鍋爐的安全性和NOx排放質量濃度，OFA 風量比例適宜控制在0.23～0.30內.

為了進一步降低我國火電廠大氣污染物排放量，國家發布了最新GB 13223—2011《火電廠大氣污染物排放標準》，部分燃煤電廠鍋爐通過爐內低氮燃燒器改造以及開展燃燒優化來降低鍋爐原煙氣中的NOx排放質量濃度.筆者基于這一背景對某臺600 MW 超臨界對沖燃燒鍋爐進行了NOx排放特性的數值模擬研究，探討OFA 風量比例和燃燒器運行組合方式對NOx排放特性的影響.

1 計算模型及數值模擬方法

1.1 研究對象

所研究的對象為某臺600 MW 超臨界對沖燃燒鍋爐，該鍋爐由東方日立鍋爐有限公司生產，爐膛的結構尺寸為長22.17m、寬15.46m、高60.20m，采用HT-NR3低NOx燃燒器，每層布置6 個燃燒器噴嘴，共有A、B、C、D、E和F層，安裝在爐膛的前后墻上.其中，在前墻自下而上布置為C、D 和E 層燃燒器，在后墻自下而上布置為A、F 和B 層燃燒器，在燃燒器的上方布置16個OFA 燃燒器，其中4個為側墻OFA 燃燒器.鍋爐的額定出力工況（BRL）和最大連續出力工況（BMCR）的設計參數見表1.

1.2 數值計算方法

采用的計算軟件為Ansys14.0，由于爐內流動是一個復雜的湍流流動過程，考慮到數學模型的可靠性和工程應用的可行性，選用標準k-ε湍流雙方程模型來計算爐內流動，其中壓力耦合方程采用全隱Simple算法.顆粒相采用拉格朗日方法，并采用隨機軌道模型來模擬顆粒相對流場的反向耦合作用.其他計算模型如下：爐內輻射換熱使用P1 模型，熱吸收系數的計算使用WSGG 方法，揮發分采用單步析出模型，焦炭的燃燒采用動力-擴散模型，氣相的燃燒采用混合分數-概率密度函數計算模型.本文所研究的NOx僅考慮熱力型和燃料型NO 2種，快速型NO 因其生成量較少而未包含在計算中，熱力型NO 的生成采用Zeldovich 機理［6］，燃料型NO 的生成采用了de Soete的機理［7］.煤中的氮元素在揮發分和焦炭中的分配比例以及在揮發分中的比例由化學滲透脫揮發分（CPD）［8-9］模型計算得到.CPD 模型采用化學結構參數來描述煤結構，并根據煤點陣中已斷開的不穩定橋數采用滲透統計方法來描述焦油前驅體的生成，其計算結果相對于常規的煤工業分析結果更為準確.上述方程的求解均采用一階精度的有限差分格式，計算的收斂條件對于能量方程、輻射和NO 方程均為1×10-6，對于其他物理量方程均為1×10-4.

表1 鍋爐的設計參數Tab.1 Design parameters of the boiler

通過分區網格劃分來獲得高質量的六面體網格，計算結果對網格數量的依賴性也已進行了檢驗.為了平衡計算量和計算精度，所有算例采用約150萬個網格.此外，為了減少在燃燒器噴口附近的偽擴散，對噴口附近的網格進行了加密，計算出口邊界選擇在爐膛水平煙道煙窗出口10 m 處，計算網格見圖1.

1.3 初始條件和煤質成分

根據鍋爐的設計資料，在600 MW 負荷時，入爐總風量為586.5kg／s，一次風溫度為343K，二次風和OFA的溫度為610K，入爐煤的質量流量為57.6kg／s，煤質成分見表2.表3給出了以下6個算例的初始條件和邊界條件.

2 計算結果及討論

2.1 計算方法的驗證

圖2給出了ACDEF燃燒器運行組合方式下算例4中爐膛中分面上的速度、溫度、O2體積分數、CO 質量分數和NO 體積分數的分布.由圖2（a）可以清晰地看出，一次風射流在離開燃燒器以后快速衰減，高速的OFA 能夠到達爐膛中心，射流的尾速接近10m／s.由圖2（b）可以看出，煤粉氣流在燃燒器噴口前段就開始快速著火，釋放的大量熱量導致煙氣溫度快速上升至1 400～1 500K，在爐膛中心形成的高溫區溫度約為1 800K，在OFA 燃燒器上方由于二次放熱也存在一個高溫區，其溫度接近1 800K，在分隔屏下方由于水冷壁的吸熱，煙氣溫度下降至接近1 500K.由圖2（c）可以看出，在進入爐膛以后，煤粉快速著火，O2體積分數快速下降，與煙氣溫度呈現出相反的變化趨勢，在OFA 燃燒器上方由于大量OFA 的射入，形成過量空氣系數大于1的富氧區域，為焦炭和CO 的燃盡提供O2.由圖2（d）可以看出，由于前期設計欠氧燃燒，在燃燒器主燃區有大量的CO 生成，但隨著OFA 的加入，CO的質量分數急劇下降，在爐膛煙窗出口僅有少量的CO 殘余.由圖2（e）可以看出，煤粉氣流著火以后，由于二次風提供的O2以及燃燒反應放熱后煙氣溫度的急劇上升，在火焰區域生成大量的NO，由于主燃區CO 的存在促進了NO 的還原，沿爐膛高度方向NO 體積分數逐漸下降，但在OFA 燃燒器上方，由于O2的補充和二次放熱，NO 體積分數又略有升高.

表2 煤質成分Tab.2 Coal elemental composition

表3 計算的初始條件和邊界條件Tab.3 Initial and boundary conditions for calculation

圖2 算例4中爐膛中分面上的計算結果Fig.2 Simulated results in central cross-section of the furnace in case 4

表4給出了計算結果與試驗測量結果的對比，其中相對誤差的計算方法如下：

式中：e為相對誤差；xjd為絕對值；xjs為計算值；xcl為測量值.

由表4可以看出，飛灰含碳量、爐膛出口O2體積分數和爐膛出口NO 排放質量濃度的相對誤差分別為4.0%、5.4%和5.5%，各參數的相對誤差均在10%以內，從而驗證了本文數值計算方法的可靠性.

2.2 OFA 風量比例的影響

圖3（a）給出了算例1～算例3中爐膛截面平均煙氣溫度沿爐膛高度方向的變化.由圖3（a）可以看出，在OFA 燃燒器以下，爐膛截面平均煙氣溫度沿爐膛高度方向快速升高，在上層燃燒器與OFA燃燒器之間，爐膛截面平均煙氣溫度達到最高值，接近1 700K.當大量的OFA 進入爐膛以后，由于OFA 的溫度相對于煙氣溫度較低，混合后爐膛截面平均煙氣溫度會明顯下降，隨著OFA 風量的增大其下降幅度同步增大.在OFA 風量比例為35%時（算例3），爐膛截面平均煙氣溫度下降至接近1 450K；在OFA 風量比例為30%時（算例2），爐膛截面平均煙氣溫度下降至接近1 470K.在OFA 燃燒器上方，由于未燃盡焦炭的再燃和CO 轉化成CO2釋放出大量的熱量，爐膛截面平均煙氣溫度又上升至1 600 K 以上，隨后沿爐膛高度方向熱量被水冷壁吸收，爐膛截面平均煙氣溫度下降.對比算例1～算例3的計算結果可以看出，隨著OFA 風量比例的增大，主燃區的O2減少，該區域的不完全燃燒程度增強，釋放的熱量減少，爐膛截面平均煙氣溫度降低，并且OFA 的冷卻作用也隨著其風量比例的增大而增強，但在OFA 燃燒器上方的二次放熱會隨OFA 風量比例的增大而增加，爐膛截面平均煙氣溫度會更高，燃燒推遲的現象會更加明顯.

圖3（b）給出了煙氣中O2體積分數沿爐膛高度方向的變化.由于煤粉射入爐膛以后快速著火燃燒，一次風和二次風中的O2快速消耗，燃燒器區域煙氣中的O2體積分數沿爐膛高度方向快速下降.當OFA 射入爐膛以后，大量的O2補入煙氣中，因此O2體積分數明顯上升，隨后由于未燃盡焦炭的燃燒及CO 繼續轉化成CO2消耗O2，O2體積分數又逐漸下降.

圖3（c）給出了煙氣中CO 質量分數沿爐膛高度方向的變化.由于算例1～算例3中主燃區過量空氣系數均在0.8左右，因此大量的CO 在主燃區生成，CO 質量分數與OFA 風量比例的大小呈現相同的變化趨勢，隨著OFA 的射入，煙氣中CO 質量分數快速下降，在爐膛出口水平煙窗處只有少量的CO 逃逸出去（其質量分數低于1×10-4），造成了化學不完全燃燒損失.

圖3（d）給出了煙氣中NO 排放質量濃度沿爐膛高度方向的變化.在算例2和算例3中，主燃區的過量空氣系數分別為0.80和0.75，在主燃區產生大量的CO，形成了強烈的還原性氣氛，依據相關文獻對NO 生成機理的研究，還原性氣氛有利于抑制并還原煙氣中的部分NO.在OFA 燃燒器上方由于大量的OFA 射入爐膛，煙氣中O2體積分數升高，加上高溫煙氣的存在，NO 排放質量濃度稍有上升，但由于存在部分未燃盡碳的還原作用，在分隔屏下方NO 排放質量濃度有所下降.

圖4給出了飛灰含碳量、NO 排放質量濃度與OFA 風量比例的關系.由圖4可以看出，隨著OFA風量比例從25%增大至30%，最后增大至35%，飛灰含碳量從1.31%增至1.97%，最后增至2.53%，增加了1.22%，隨OFA 風量比例增大飛灰含碳量呈線性增長的趨勢，其主要原因是隨著OFA 風量比例的增大，主燃區過量空氣系數減小，煤粉燃燒推遲加劇，增加了不完全燃燒碳的含量.同時隨著OFA 風量比例的增大，主燃區過量空氣系數從0.85減小至0.75，在主燃區生成的CO 質量分數上升，抑制并還原了部分NO，尤其是OFA 風量比例從25%增大至30%的過程中，NO 排放質量濃度下降了293mg／m3；而在OFA 風量比例從30%增大至35%的過程中，NO 排放質量濃度僅下降了54mg／m3，表明OFA 風量比例對NO 排放質量濃度影響最為顯著的區間為30%OFA 風量比例以下.綜合飛灰含碳量、CO 質量分數和NO 排放質量濃度，在算例2（30%OFA 風量比例）下鍋爐的燃燒工況是比較理想的.

圖3 算例1～算例3中各參數沿爐膛高度方向的變化Fig.3 Changes of various parameters along furnace height in cases 1，2and 3

圖4 算例1～算例3中飛灰含碳量和NO 排放質量濃度與OFA 風量比例的關系Fig.4 Fly ash carbon content and NO emission vs.OFA ratio in cases 1，2and 3

2.3 燃燒器運行組合方式的影響

圖5（a）給出了不同燃燒器運行組合方式時算例4～算例6中爐膛截面平均煙氣溫度沿爐膛高度方向的變化.由圖5（a）可以看出，隨著燃燒器運行組合方式的變化，在算例4（對應停運上層燃燒器B）和算例5（對應停運中間層燃燒器F）中，爐膛下方的溫度要高于算例6（對應停運下層燃燒器A），尤其是下層燃燒器至冷灰斗區域最為明顯；而在OFA 燃燒器上方，算例6的爐膛截面平均煙氣溫度高于算例4和算例5，其主要原因是燃料投運位置發生變化，在總熱量一定的前提下，部分熱量從爐膛下部釋放改變為從爐膛中部釋放.

圖5（b）給出了煙氣中O2體積分數沿爐膛高度方向的變化.由圖5（b）可以看出，煤粉射入爐膛以后快速著火并消耗O2，煙氣中O2體積分數沿爐膛高度方向明顯下降，但投運燃燒器的不同使得在不同爐膛高度上截面平均O2體積分數不同，這是因為投運燃燒器對應的煤粉量、一次風風量和二次風風量發生變化，在停運下層燃燒器A 時，在爐膛下層燃燒器與冷灰斗之間的區域O2體積分數要偏低一些，而在停運中層燃燒器F時燃燒器中間區域對應的O2體積分數要偏低一些.此外，對比3個算例在OFA 燃燒器上方和出口煙窗的O2體積分數可知，停運上層燃燒器B 時煤粉燃燒在OFA 燃燒器上方與屏底之間存在分布上的差異，因為煤粉在爐內停留時間更長，燃燒推遲的程度有所減少，表現在后端O2體積分數要高于其他2個算例.

圖5 算例4～算例6中各參數沿爐膛高度方向的變化Fig.5 Changes of various parameters along furnace height in cases 4，5and 6

圖5（c）給出了煙氣中CO 質量分數沿爐膛高度方向的變化.由于主燃區過量空氣系數小于1，因此主燃區的CO 質量分數非常高，但在OFA 燃燒器上方由于補充了OFA 和O2，CO 大量轉化為CO2，CO質量分數快速下降.對比3個算例，停運上層和中層燃燒器時主燃區的CO 質量分數高于停運下層燃燒器，停運中層燃燒器F時CO 質量分數最高.

圖5（d）給出了煙氣中NO 排放質量濃度沿爐膛高度方向的變化.由于算例4～算例6中OFA 的風量相同，主燃區的過量空氣系數均為0.80，因此主燃區NO 的生成和還原是影響NO 排放質量濃度的決定因素.由于主燃區一直處于還原性氣氛中，在停運上層燃燒器時，煤粉初期燃燒所生成的大量NO 能夠獲得更長時間的還原，最終的NO 排放質量濃度相比于停運中層與下層燃燒器時更低，而停運下層燃燒器時，由于上層燃燒器區域的溫度更高，煤粉著火后會生成更多的NO，同時由于在還原區的停留時間減少，最終的NO 排放質量濃度最高.

圖6給出了算例4～算例6中NO 排放質量濃度、燃盡度和飛灰含碳量與燃燒器運行組合方式的關系.由圖6可以看出，相比于停運中層和下層燃燒器，停運上層燃燒器時NO 排放質量濃度有所下降；與停運下層燃燒器相比，停運上層燃燒器時NO 排放質量濃度從321mg／m3（算例4）降低至281mg／m3（算例6），降低了40 mg／m3，相對降低幅度為12.5%，這是由于停運上層燃燒器時煙氣在還原區的停留時間相對減少.主燃區停留時間的差異影響了煤粉的燃盡度和飛灰含碳量，停運上層燃燒器時燃盡度最高，飛灰含碳量最低.與停運下層燃燒器相比，停運上層燃燒器時飛灰含碳量降低了0.46%.算例4～算例6 的爐膛煙氣溫度分別為1 482 K、1 487K和1 499K，這意味著停運上層燃燒器可以在一定程度上降低爐膛出口煙氣溫度，對控制分隔屏和屏式換熱面的結焦有利.綜合不同燃燒器運行組合方式下NO 的排放質量濃度、飛灰含碳量、燃盡度和爐膛出口煙氣溫度，在600 MW 額定負荷時推薦采用ACDEF燃燒器運行組合方式.

圖6 算例4～算例6中飛灰含碳量、燃盡度和NO 排放質量濃度與燃燒器運行組合方式的關系Fig.6 Fly ash carbon content and NO emission vs.the modes of inservice burner layers in cases 4，5and 6

3 結 論

（1）OFA 風量比例和燃燒器運行組合方式對鍋爐NOx排放質量濃度、飛灰含碳量和燃盡度均有一定程度的影響.隨著OFA 風量比例的增大，飛灰含碳量近似呈線性增加，但NO 排放質量濃度明顯下降，在30%OFA 風量比例時，鍋爐整體的經濟性和NO 排放質量濃度處于最佳.

（2）不同的燃燒器運行組合方式主要影響了煤粉在主燃區及NO 被還原的停留時間，停運上層燃燒器在一定程度上增加了煤粉在爐內主燃區的停留時間，同時NO 生成時的溫度相對有所下降，因此該方式對應的飛灰含碳量和NO 排放質量濃度較停運中層和下層燃燒器時更低，在600 MW 額定負荷時推薦采用ACDEF燃燒器運行組合方式.

［1］周昊，孫平，池作和，等.600 MW 偏轉二次風系統鍋爐爐內結渣特性的數值模擬［J］.燃燒科學與技術，2002，8（4）：328-332.

ZHOU Hao，SUN Ping，CHI Zuohe，etal.Simulation of slagging prevention property of the furnace with deviated secondary air system［J］.Journal of Combustion Science and Technology，2002，8（4）：328-332.

［2］申春梅，孫銳，吳少華.1GMW 單爐膛雙切圓爐內煤粉燃燒過程的數值模擬［J］.中國電機工程學報，2006，26（15）：51-56.

SHEN Chunmei，SUN Rui，WU Shaohua.Numerical simulation of pulverized coal combustion in a 1GMW dual circle tangential firing single chamber boiler［J］.Proceedings of the CSEE，2006，26（15）：51-56.

［3］方慶艷，周懷春，汪華劍，等.W 火焰鍋爐結渣特性數值模擬［J］.中國電機工程學報，2008，28（23）：1-7.

FANG Qingyan，ZHOU Huaichun，WANG Huajian，et al.Numerical simulation of the ash deposition characteristics in W-flame boiler furnace［J］.Proceedings of the CSEE，2008，28（23）：1-7.

［4］段二朋，孫保民，郭永紅，等.800 MW 旋流對沖燃燒鍋爐低NOx改造的數值模擬［J］.動力工程學報，2012，32（11）：825-829.

DUAN Erpeng，SUN Baomin，GUO Yonghong，etal.Numerical simulation on an 800MW swirl-opposed firing boiler retrofitted for low NOxemission［J］.Journal of Chinese Society of Power Engineering，2012，32（11）：825-829.

［5］宋景慧，李兵臣，李德波，等.不同燃盡風風量對爐內燃燒影響的數值模擬［J］.動力工程學報，2014，34（3）：176-181.

SONG Jinghui，LI Bingchen，LI Debo，etal.Numerical simulation on effects of OFA rate on in-furnace combustion of boilers［J］.Journal of Chinese Society of Power Engineering，2014，34（3）：176-181.

［6］HILL S C，SMOOT L D.Modeling of nitrogen oxides formation and destruction in combustion systems［J］.Progress in Energy and Combustion Science，2000，26（4）：417-458.

［7］de SOETE G.Overall reaction rates of NO and N2formation from fuel nitrogen［C］／／Proceedings of 15th Symposium（international）on Combustion.Pittsburgh，USA：The Combustion Institute，1975：1093-1102.

［8］GENETTI D，FLETCHER T H.Modeling nitrogen release during devolatilization on the basis of chemical structure of coal［J］.Energy Fuels，1999，13（5）：1082-1091.

［9］PERRY S T，FLECTCHER T H.Modeling nitrogen evolution during coal pyrolysis based on a global freeradical mechanism［J］.Energy Fuels，2000，14（5）：1094-1102.