超臨界塔式爐燃盡風對NOx生成的影響

李劍寧，　熊顯巍，　施鴻飛

(上海發電設備成套設計研究院，上海 200240)

?

超臨界塔式爐燃盡風對NOx生成的影響

李劍寧，熊顯巍，施鴻飛

(上海發電設備成套設計研究院，上海 200240)

摘要：以某670 MW超臨界塔式爐鍋爐最大連續蒸發量(BMCR)工況為基準模型，對八角單切圓煤粉爐的分級燃燒進行數值模擬，研究了不同燃盡風率下NOx的生成及分布特性，分析了NOx的排放規律，并與現場實際運行測試數據進行比較.結果表明：當燃盡風率由0.040增大至0.207時，爐內峰值溫度降低80 K，出口NOx質量濃度從535 mg/m3降低到373 mg/m3，說明燃盡風率變化對NOx的影響較大；綜合比較O2質量分數和溫度，實際運行中燃盡風率不宜超過0.2.

關鍵詞：超臨界塔式爐； 燃盡風率； NOx； 數值模擬

隨著經濟的高速發展，煤炭資源消耗量持續增長，尤其是電力需求所占份額最大.且由燃煤機組燃燒污染物的排放而造成的環境破壞日益突出，這已成為嚴峻的社會問題，嚴重制約了經濟社會的可持續發展，因此必須加大電廠燃煤污染物排放處理的力度.電廠燃煤排放的污染物亟待得到有效控制，繼硫化物之后，近年來氮氧化物(NOx)也成為普遍關注的焦點，根據GB 13223—2011 《火電廠大氣污染物排放標準》[1]，燃煤鍋爐的NOx排放量限值從2003年規定的450 mg/m3降到最新要求的100 mg/m3.

鍋爐燃燒NOx的生成量與煤種、燃燒系統、爐膛結構及運行參數等因素密切相關，結合不同煤種，通過先進的低NOx燃燒技術或低NOx燃燒器，能顯著降低鍋爐NOx的排放量.國內有關學者對影響NOx生成的因素進行了很多研究[2-3]，并取得了一定的技術成果，其中關注最多的爐型是四角切圓鍋爐[4-5]和單爐膛雙切圓鍋爐[6].筆者以某670 MW燃燒褐煤的八角單切圓塔式爐為研究對象，研究了燃盡風率對NOx生成和分布特性的影響，探討了不同燃盡風率下NOx的排放規律，并與現場實際運行測試數據進行比較，從而達到指導運行的目的.

1計算模型

研究對象為一次中間再熱、超臨界壓力變壓運行、帶內置式再循環泵啟動系統的直流鍋爐，采用單爐膛、平衡通風、固態排渣、全鋼架、全懸吊結構、塔式緊身封閉布置.鍋爐配8臺風扇磨煤機，鍋爐最大連續蒸發量(BMCR)工況下6臺磨煤機運行，2臺磨煤機備用.每臺磨煤機供應一角燃燒器，每角有5組燃燒器，分為上、中、下3組，其中下組和中組燃燒器各有2層燃燒器，上組燃燒器有1層燃燒器.上組燃燒器由5個風室組成，即上端部風室2個、中間空氣風室1個、煤粉風室1個和油風室1個.中組燃燒器由7個風室組成，即上端部風室1個、中間空氣風室2個、煤粉風室2個、油風室1個和下端部風室1個.下組燃燒器也由7個風室組成，即上端部風室1個、中間空氣風室2個、煤粉風室2個、油風室1個和下端部風室1個.分離燃盡風(SOFA)燃燒器由4個相同大小的空氣風室疊加組成，其中油風室中間布置有帶穩燃葉輪的噴嘴.爐膛每面水冷壁與2臺磨煤機相配，故每面墻上各布置2組燃燒器，形成“八角”小直徑單切圓燃燒，爐膛截面尺寸為212 273 mm×212 273 mm，高度為73 300 mm.燃燒器布置如圖1所示.

煤的元素分析和工業分析如表1所示.電廠實際運行6臺磨煤機，保持3個工況下的一次風率不變，各工況下配風參數見表2.

(a)

(b)

參數工業分析元素分析w(Vdaf)/%w(Mar)/%w(Aar)/%w(Car)/%w(Har)/%w(Oar)/%w(Nar)/%w(Sar)/%Qnet,ar/(kJ·kg-1)數值44.2532.809.4943.212.6211.140.570.1715.75

表2　不同工況下的配風參數

2網格劃分及數學模型

使用CFD前處理軟件Gambit對模型進行網格劃分，按照1∶1比例建模，選取爐膛下部冷灰斗到屏式過熱器底部為計算域，考慮到塔式爐無折焰角，爐膛結構規整，在處理過程中全部采用結構化的六面體網格，并對燃燒器和燃盡風區域的網格進行局部加密處理(見圖2)，最終網格數量為903 000.

(a)燃燒器區域(b)爐膛

圖2燃燒器區域和爐膛網格劃分

Fig.2Grid division of burners and boiler

數值模擬采用三維穩態算法，采用有限容積法(FVM)來離散微分方程，對控制方程求解采用Simple算法，其余模型選取[7]見表3.一次風和二次風均采用速度入口邊界條件，入口風速和風溫根據給定參數設置，對燃盡風也采用速度入口邊界條件.出口采用壓力出口邊界條件，壓力設為-50 Pa.爐膛采用標準壁面函數(standard wall function)和無滑移邊界條件.壁面熱交換選擇第一類邊界條件，即溫度邊界條件，給定壁面溫度670 K，壁面內部輻射率為0.8[8].

表3　數學模型

根據NOx生成原因對其釆取后處理方法：熱力型NOx的主要影響因素是溫度，其中熱力型NOx一般占15%；燃料型NOx的主要影響因素是過量空氣系數，一般燃料型NOx占75%～80%；快速型NOx約占5%.筆者只考慮熱力型NOx和燃料型NOx，熱力型NOx采用Extended Zeldovich機理，根據文獻[8]當溫度，在1 500 ℃以上時，N2與O2生成NO的平衡常數很大，NO分壓增大且隨著溫度升高而增大.同時，溫度升高，NO2大量分解為NO.燃料型NOx采用De Soete機理，分為揮發分NOx和焦炭NOx2部分，焦炭N直接轉化為NO，揮發分N先轉化為HCN，HCN遇氧繼續氧化生成NO，NO遇焦炭被還原成N2[9]，轉化形式如圖3所示.在實際模擬過程中，將焦炭N與揮發分N的比例確定為1∶4[10].

圖3　NOx轉化模型

3計算結果及分析

3.1不同燃盡風率下的爐膛溫度分布

圖4和圖5分別給出了不同燃盡風率下下層燃燒器溫度分布云圖和沿爐膛高度方向上的溫度分布.從圖4可以看出，煤粉在爐膛中心區域燃燒放熱，在工況1中，主燃區溫度能夠保持相對較高的水平，保證了燃燒的充分合理與實際運行的可靠.而隨著燃盡風率的減小，中心區域燃燒溫度整體提高，這是因為主燃區二次風量增大，煤粉燃燒提前且燃燒充分導致整體平均溫度升高.

從圖5可以看出，沿爐膛高度方向上截面平均溫度呈現起伏變化，30～45 m的區域為煙氣高溫區，此區域為主燃區的燃燒器區域，一次風攜帶煤粉進入爐膛，與鄰近噴入的二次風混合，使煤粉發生化學反應開始燃燒，釋放熱量，爐膛溫度處于高溫狀態，大部分焦炭在主燃區燃盡，另外一部分隨旋轉氣流向爐膛上方運動且不斷燃燒，當進入SOFA區域時，焦炭在氧氣過量的情況下繼續燃燒，完成最后的放熱.在46～50 m處，爐膛溫度大幅下降，這是因為在這個高度處，噴入SOFA后對高溫煙氣形成冷卻作用，并對爐膛上部屏式過熱器輻射放熱，其冷卻所帶走的熱量遠大于此區域處未燃盡焦炭燃燒釋放的熱量，因此SOFA噴口區域及其以上區域的溫度并沒有升高，而是隨著焦炭的燃盡逐漸下降.在50 m以上區域的溫度略有上升，這是因為煙氣沖過SOFA區域后，未燃盡殘留焦炭與氧氣結合繼續釋放熱量，同時CO也逐漸燃燒且完全放熱，使截面平均溫度有小幅的升高.

對比不同燃盡風率下的溫度可知，當燃盡風率增大時，爐膛截面平均溫度和峰值溫度均有所下降，峰值溫度降低80 K；當燃盡風率由0.040增大至0.122時，爐膛截面平均溫度和峰值溫度均大幅下降，這對爐內NOx的生成有直接影響，所以從控制NOx排放的角度考慮，實際操作中燃盡風率不宜過小.

(a)工況1

(b)工況2

(c)工況3

圖5　沿爐膛高度方向上的溫度分布

3.2不同燃盡風率下的O2質量分數分布

圖6給出了不同燃盡風率下沿爐膛高度方向上O2質量分數的分布.從圖6可以看出，隨著燃盡風率的減小，爐膛下部燃燒器區域O2質量分數增大，使得煤粉在高過量空氣系數下進行燃燒，加速了煤粉與空氣的混合與反應，大大加快了燃料中N與O的結合，增大了燃料型NOx的轉化率，同時在氧化性氣氛中抑制了NOx經過均相反應分解的途徑(見圖3).從圖6還可以看出，O2質量分數在23 m、31 m、38 m和46 m處最小，這些高度基本為燃燒器的布置高度附近，在這些位置處煤粉燃燒消耗大量O2，使O2質量分數達到低點；而后在46 m以上區域，由于SOFA的進入，且未燃盡碳消耗的氧量遠遠小于補充的空氣量，所以O2質量分數達到一個極值.

圖6　沿爐膛高度方向上O2質量分數的分布

3.3不同燃盡風率下的NOx質量濃度分布

圖7給出了不同燃盡風率下沿爐膛高度方向上的NOx質量濃度分布.從圖7可以看出，不同燃盡風率下，沿爐膛高度方向上的NOx質量濃度分布具有大致相同的變化趨勢，在20～45 m區域，NOx質量濃度整體上呈現上升趨勢，這是因為煤粉在主燃區燃燒放熱，溫度升高，二次風噴入大量空氣，熱力型NOx和燃料型NOx在此區域開始大量生成.另外，在高溫區NOx質量濃度分布呈現波浪形分布，這主要是由于在二次風噴口所在截面上總會有大量的低溫空氣噴入，二次風低溫抑制了NOx的生成，同時一次風攜帶煤粉進入，在噴口處形成還原性氣氛，使NOx生成量下降[11].然后煤粉燃燒放熱導致溫度升高，燃料型NOx和熱力型NOx又大量生成，形成起伏趨勢.在46 m處左右，NOx質量濃度出現一個低點，這是因為此時煤粉氣流到達燃盡區，燃盡風的加入使得沿爐膛高度方向上的溫度明顯下降，同時CO在此處形成還原性氣氛，經過溫度與CO的共同作用，NOx質量濃度出現小幅下降.

圖7　沿爐膛高度方向上的NOx質量濃度

在燃盡風率從0.040增大到0.207的過程中，出口NOx質量濃度分別為535 mg/m3、432 mg/m3和373 mg/m3，降幅逐漸減小，這說明在總風量不變的情況下，通過改變燃盡風量降低NOx質量濃度的效果在減弱.同時，燃盡風率增大導致主燃區由“富空氣燃燒”轉變為“富燃料燃燒”，加劇了主燃區燃料的不完全燃燒程度，影響爐膛燃燒放熱出力，實際運行中建議燃盡風率不宜超過0.2.

圖8給出了沿爐膛高度方向上燃料型NOx和熱力型NOx的生成速率分布.從圖8可以看出，燃料型NOx和熱力型NOx在22～50 m區域大量生成；在55 m處以上區域，燃料型NOx生成速率逐漸下降，而熱力型NOx生成速率已經基本為0，這是因為這些位置處的煙氣溫度已低于熱力型NOx生成需要的溫度，所以不再生成熱力型NOx.在22～45 m處，燃盡風率為0.207時，沿爐膛高度方向上燃料型NOx和熱力型NOx的生成速率皆低于燃盡風率為0.040時燃料型NOx和熱力型NOx的生成速率，這是因為在此區域為富燃料燃燒，還原性氣氛下碳對生成的NOx產生抑制，使燃料型NOx生成速率下降；而對應位置高度的工況1的截面平均溫度要低于工況3，從而使熱力型NOx生成速率降低.

(a)燃料型NOx生成速率

(b)熱力型NOx生成速率

4結論

(1)在總風量不變的情況下，不同燃盡風率下爐膛截面平均溫度變化趨勢一致，但隨著燃盡風率的增大，爐膛截面平均溫度和峰值溫度均有所下降，NOx質量濃度降低.

(2)在鍋爐總風量不變的情況下，燃燒器區域O2質量分數隨著燃盡風率的增大而減小，還原性氣氛增強，有效地抑制了NOx生成.

(3)燃盡風率增大，燃燒器區域熱力型NOx和燃料型NOx的生成速率受到抑制，使出口NOx質量濃度下降.

(4)從溫度和NOx質量濃度降幅的角度分析，燃盡風率增大到一定程度后，NOx質量濃度降幅有限；而燃盡風率過小會導致爐膛溫度過高，NOx生成量劇增.綜合考慮燃燒及NOx排放量的影響，實際運行中建議燃盡風率不超過0.2.

參考文獻：

[1]環境保護部，國家質量監督檢驗檢疫總局. GB 13223—2011火電廠大氣污染物排放標準[S]. 北京: 中國標準出版社, 2011.

[2]黃文靜,繆正清,王次成,等. 300 MW四角切圓煤粉鍋爐低氮燃燒的數值模擬研究[J]. 鍋爐技術, 2014, 45(3): 39-43.

HUANG Wenjing, MIAO Zhengqing, WANG Ci-cheng,etal. Numerical simulation study of low NOxemissions combustion in a 300 MW tangentially fired boiler[J]. Boiler Technology, 2014, 45(3): 39-43.

[3]鄧念念,周臻,肖祥,等. 660 MW旋流對沖燃煤鍋爐燃燒過程的數值模擬及結渣分析[J]. 動力工程學報, 2014, 34(9): 673-677.

DENG Niannian, ZHOU Zhen, XIAO Xiang,etal. Simulation on combustion process and analysis on slagging behavior of a 660 MW swirl-opposed coal-fired boiler[J]. Journal of Chinese Society of Power Engineering, 2014, 34(9): 673-677.

[4]李德波,徐齊勝,沈躍良,等. 四角切圓燃煤鍋爐變SOFA風量下燃燒特性數值模擬[J]. 動力工程學報, 2014, 34(12): 921-931.

LI Debo, XU Qisheng, SHEN Yueliang,etal. Numerical simulation on combustion characteristics in a tangentially-fired boiler with variable volumes of SOFA[J]. Journal of Chinese Society of Power Engineering, 2014, 34(12): 921-931.

[5]付忠廣,石黎,段學農,等. 低氮改造對四角切圓鍋爐NOx生成特性的影響[J]. 動力工程學報, 2015, 35 (3): 185-190.

FU Zhongguang, SHI Li, DUAN Xuenong,etal. Effects of lower-NOxretrofit on NOxformation in a tangentially-fired boiler[J]. Journal of Chinese Society of Power Engineering, 2015, 35(3): 185-190.

[6]李代力,王智化,許巖韋,等. 燃盡風配風比例對1 000 MW超超臨界鍋爐爐內燃燒過程影響的數值模擬[J]. 能源工程, 2012(4): 1-5, 14.

LI Daili, WANG Zhihua, XU Yanwei,etal. Numerical simulation of combustion process for an 1 000 MW ultra-supercritical boiler at different air distribution proportions[J]. Energy Engineering, 2012(4): 1-5, 14.

[7]劉亞明,李方勇,徐齊勝,等. 600 MW對沖燃燒鍋爐NOx排放特性的數值模擬[J]. 動力工程學報, 2015, 35(5): 341-347.

LIU Yaming, LI Fangyong, XU Qisheng,etal. Numerical study on NOxemission characteristics of a 600 MW opposed firing boiler[J]. Journal of Chinese Society of Power Engineering, 2015, 35(5): 341-347.

[8]李德波,徐齊勝,沈躍良,等. 660 MW四角切圓鍋爐低氮改造后變磨煤機組合方式下燃燒特性數值模擬[J]. 動力工程學報, 2015, 35(2): 89-95, 146.

LI Debo, XU Qisheng, SHEN Yueliang,etal. Numerical simulation on combustion characteristics of a 660 MW tangentially-fired boiler after low-NOxretrofit under different coal mill combinations[J]. Journal of Chinese Society of Power Engineering, 2015, 35(2): 89-95, 146.

[9]吳碧君. 燃燒過程中氮氧化物的生成機理[J]. 電力環境保護, 2003, 19(4): 9-12.

WU Bijun. The composing mechanism of NOxin combustion[J]. Electric Power Environmental Protection, 2003, 19(4): 9-12.

[10]曾漢才, 朱全利. 大型鍋爐煤粉穩燃技術對NOx生成影響的研究[J]. 湖北電力, 2002, 26(3): 1-2.

ZENG Hancai, ZHU Quanli. Study on the influence of sustained powered-coal combustion technology on NOxproduct in large boiler[J]. Hubei Electric Power, 2002, 26(3): 1-2.

[11]王頂輝,王曉天,郭永紅,等. 燃盡風噴口位置對NOx排放的影響[J]. 動力工程學報, 2012, 32(7): 523-527.

WANG Dinghui, WANG Xiaotian, GUO Yonghong,etal. Influence of OFA nozzle position on NOxemission[J]. Journal of Chinese Society of Power Engineering, 2012, 32(7): 523-527.

Effects of SOFA Ratio on NOxGeneration Characteristics in a Supercritical Tower Boiler

LIJianning,XIONGXianwei,SHIHongfei

(Shanghai Power Equipment Research Institute, Shanghai 200240, China)

Abstract：Taking a 670 MW supercritical tower boiler under BMCR condition as the benchmark model, numerical simulations were implemented on staged combustion of the eight-corner single-tangential firing boiler, so as to study the generation, distribution and emission characteristics of NOx at different SOFA ratios, and to compare the simulation data with actual measurements. Results show that when the SOFA ratio is raised from 0.040 to 0.207, the peak temperature in furnace would be reduced by 80 K, and the outlet NOx concentration would be reduced from 535 mg/m3 to 373 mg/m3, indicating obvious effects of SOFA ratio on the NOx emission. By comprehensively considering the oxygen and temperature factors, it is recommended to keep the SOFA ratio no more than 0.2 in actual operation.

Key words：supercritical tower boiler; SOFA ratio; NOx; numerical simulation

收稿日期：2015-07-24

修訂日期：2015-09-11

作者簡介：李劍寧(1990-)，男，山西晉中人，碩士研究生，研究方向為電站鍋爐性能計算與分析. 電話(Tel．)：18317001565；

文章編號：1674-7607(2016)07-0513-06中圖分類號：TK229

文獻標志碼：A學科分類號：470.30

E-mail：lijianning@speri.com.cn．