1 000 MW塔式鍋爐中低負荷下低NOx排放優化

汪華劍， 趙斯楠， 方慶艷， 張 成， 魏銅生， 周虹光， 陳 剛

(1．西安熱工研究院有限公司，西安 710032；2．華中科技大學 煤燃燒國家重點實驗室，武漢 430074)

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1 000 MW塔式鍋爐中低負荷下低NOx排放優化

汪華劍1， 趙斯楠2， 方慶艷2， 張 成2， 魏銅生1， 周虹光1， 陳 剛2

(1．西安熱工研究院有限公司，西安 710032；2．華中科技大學 煤燃燒國家重點實驗室，武漢 430074)

針對大型燃煤鍋爐在中低負荷下普遍存在的爐膛出口NOx質量濃度偏高的問題,對某臺1 000 MW超超臨界塔式鍋爐爐內流動、傳熱、燃燒及污染物排放特性進行了數值模擬研究.通過改變周界風擋板開度及適當降低運行氧體積分數，對該鍋爐中低負荷下NOx質量濃度高的問題進行優化.結果表明：模擬結果與現場試驗數據符合得較好；中低負荷下，減小周界風擋板開度，燃燒初期化學當量比減小，爐膛出口的NOx質量濃度相應下降，70%和50%負荷時分別下降了31.2%和17.0%；適當降低運行氧體積分數，NOx質量濃度有一定的降低，同時煤粉燃盡情況基本不變.

塔式鍋爐； NOx排放； 周界風； 運行氧體積分數； 數值模擬

以煤為主的能源結構決定了火電在我國電力生產中的主要地位.據統計，2012年我國工業煤消耗總量的53.18%用于發電.火電廠要排放大量的氮氧化物(NOx)，2013年我國火電廠NOx排放量達到861.4萬t，占全國NOx排放總量的38.67%.NOx會極大地危害人類的生存環境和身體健康[1].因此，控制火電廠燃煤產生的NOx已刻不容緩.

在我國，絕大多數燃煤機組要承擔調峰任務，因而其往往不能滿負荷運行，甚至處于50%以下的低負荷區間.中低負荷下SCR入口煙溫往往較低，難以滿足催化劑的最佳反應溫度，使得SCR系統無法正常運行；同時，為滿足穩定燃燒，保證爐內空氣動力場，中低負荷下的運行氧體積分數一般較高，煤粉燃燒初期往往處于富氧環境，使得NOx濃度大大升高，從而難以達到低NOx排放的要求.因而，火電機組中低負荷下低NOx排放的優化就顯得尤為重要.

數值模擬是研究爐內流動、燃燒及污染物排放的有效工具[2-5].筆者對某臺1 000 MW超超臨界塔式鍋爐的燃燒過程進行了數值模擬計算，通過調節周界風擋板開度和運行氧體積分數以實現中低負荷下的低NOx排放目標.

1 鍋爐概況

以某臺1 000 MW超超臨界變壓運行螺旋管圈直流爐為研究對象，爐膛深度和寬度均為23.16 m，高度為113.4 m.采用單爐膛塔式布置、四角切圓燃燒、擺動噴嘴調溫、平衡通風.鍋爐制粉系統采用中速磨冷一次風機直吹式系統，每臺鍋爐配置6臺中速磨煤機，鍋爐最大連續蒸發量(BMCR)工況時，5臺投運，1臺備用.鍋爐燃用煤種參數見表1.

爐膛結構及燃燒器布置示意圖如圖1所示(圖中僅標出其中一組燃燒器)，燃燒方式采用低NOx同軸燃燒系統(LNCFS).LNCFS在降低NOx排放的同時，著重考慮提高鍋爐不投油低負荷穩燃能力和燃燒效率，通過技術的不斷更新，LNCFS在防止爐內結渣、高溫腐蝕和降低爐膛出口煙溫偏差等方面同樣具備良好的效果.該鍋爐共設有12層煤粉噴嘴，分別為A1～A4、B1～B4和C1～C4 3組，每組燃燒器內設有端部二次風、中部二次風和2層偏置二次風，其中預置水平偏角的輔助風噴嘴(CFS)和直吹風噴嘴各占出口流通面積的50%.每臺磨煤機對應相鄰2層燃燒器，煤粉噴嘴之間布置有 1 層燃油槍風噴嘴.在最上層燃燒器上部布置有緊湊燃盡風(CCOFA)及6層可水平擺動的分離燃盡風(SOFA)噴嘴.

表1 燃用煤種的工業分析和元素分析

圖1 爐膛結構及燃燒器布置示意圖

鍋爐設計參數下，一次風率為18.9%，風溫為349 K，速度為28 m/s；二次風率為51.3%，風溫為620 K，速度為60.3 m/s，SOFA風率為22%，風溫為620 K，速度為60.3 m/s.

2 網格劃分及模型選取

2.1 網格劃分

采用結構化網格劃分方法，使用高質量的六面體網格進行網格劃分，總網格數為2.61×106.燃燒器出口區域采用與流體流動方向一致的網格，以減小計算偽擴散產生的誤差，并將該區域的網格進行加密，從而準確模擬該區域物理量梯度變化大的特性.計算區域及燃燒器出口截面的網格劃分如圖2所示.

2.2 模型選取

爐內燃燒包括氣相流動、湍流燃燒、輻射傳熱和污染物排放等過程.氣相湍流流動計算采用標準的k-ε雙方程模型模擬，氣相湍流燃燒采用混合分數/概率密度函數模型(PDF)，煤粉顆粒運動采用隨機軌道模型，煤的熱解采用雙方程平行反應模型，焦炭燃燒采用動力/擴散控制反應速率模型，輻射傳熱計算采用P1法.

(a)中心截面網格(b)水平截面網格

圖2 爐膛網格劃分

Fig.2 Grid division of the furnace

NOx的生成模擬采用后處理方法，燃燒過程中生成的NOx只考慮熱力型NOx和燃料型NOx，由于快速型NOx含量很少，計算中不予考慮.熱力型NOx采用擴展的Zeldovich機理[6]描述；燃料型NOx采用de-Soete模型[7]描述，采用可預測氮釋放過程的先進化學滲透脫揮發分(chemical percolation devolatilization, CPD)預測揮發分N與焦炭N質量分數的比例[8-9]，其中揮發分N占55%，焦炭N占45%，焦炭N的轉化系數取0.6[10].

2.3 計算條件

爐膛壁面設置為無滑移的溫度邊界條件，水冷壁壁面溫度和輻射率分別設為700 K和0.8.爐膛出口采用壓力出口邊界條件，壓力設為-80 Pa.煤粉顆粒的粒徑分布遵循Rosin-Rammler公式，其最大直徑、最小直徑和平均直徑分別為250 μm 、10 μm和65 μm，分布指數為1.15.焦炭燃燒的指前因子設為0.004 3 kg/(m2·s·Pa)，活化能設為83.7 kJ/mol.

壓力與速度耦合選用SIMPLE算法，求解采用逐線迭代法和低松弛因子，壓力項離散采用PRESTO格式，其他項離散格式為一階迎風.獲得收斂解的判斂標準為:能量方程、輻射傳熱計算以及NO、HCN和NH3體積分數的殘差小于10-6，其他方程殘差小于10-3.

2.4 工況設置

該機組在中低負荷下運行時存在爐膛出口NOx質量濃度較高的問題，且負荷越低，NOx質量濃度越高.結合現場運行情況及理論分析[11]，出現上述現象的原因主要有2點：一是與高負荷時相比，低負荷時的一次風煤比增加了30%以上，導致一次風煤粉濃度嚴重偏低，燃燒初期的化學當量比增大，從而促進了燃燒初期NOx的生成反應，削弱了NOx的還原反應；二是低負荷時的運行氧體積分數大大高于高負荷時，主燃區的過量空氣系數較大，處于富氧氣氛，削弱了SOFA的功能，導致空氣分級作用不明顯.

針對以上問題，從2方面采取措施進行低NOx排放優化：(1)減小周界風擋板開度，即減少中低負荷下周界風量，從而減小燃燒初期化學當量比，使一次風噴口附近盡可能處于欠氧環境；(2)優化運行氧體積分數設置，在設備許可的條件下，盡可能降低運行氧體積分數.

研究過程中，采用數值模擬結合現場試驗的方法，設置不同工況(即不同周界風擋板開度和不同運行氧體積分數)，并將兩者的結果進行對比，驗證模型的合理性及方案的可行性.周界風擋板開度會影響周界風量，由于周界風噴口大小固定，因此在數值模擬中，采用改變周界風速度來模擬實際運行情況；運行氧體積分數的變化通過調整總風量來實現.

具體工況設置如表2所示.其中，工況1～工況3及工況6～工況8用以研究不同負荷下周界風擋板開度變化對NOx質量濃度的影響；工況2、工況4～工況5和工況8～工況10用以研究不同負荷下運行氧體積分數變化對NOx質量濃度的影響.

表2 工況設置

3 計算結果及分析

3.1 模擬結果驗證

為了驗證計算模型及模擬結果的合理性，選取工況1和工況2與現場試驗數據進行對比，結果如表3所示.

由表3可知，模擬值與試驗值符合得較好，說明所采用的網格及模型能夠合理地模擬實際燃燒過程.

表3 模擬結果與現場試驗結果的對比

3.2 變周界風擋板開度的影響

圖3和圖4分別為70%和50%負荷下一次風噴口中心截面的速度矢量圖.從圖3和圖4可以看出，隨著周界風擋板開度的減小，即周界風速度減小，一次風速度略微減小，但因周界風量較小，其速度分布并無明顯變化，均形成了良好的切圓，且沒有直接沖刷水冷壁，可見減小周界風擋板開度并不會對爐內的空氣動力場產生太大影響.不同負荷下，一次風速度分布也非常相似，這是因為雖然負荷降低后，風量會減少，但磨煤機運行臺數也相應減少，即一次風噴口開啟數量減少，因而一次風速度并無明顯變化.

(a)工況1(b)工況2(c)工況3

圖3 70%負荷下一次風噴口中心截面的速度矢量圖

圖4 50%負荷下一次風噴口中心截面的速度矢量圖

Fig.4 Primary air velocity vector on central section of nozzles at 50% load

圖5為不同負荷、不同工況下爐膛溫度(圖中用爐膛相應截面的平均溫度表示)沿爐膛高度的分布曲線.從圖5可以看出，各工況下爐膛溫度分布趨勢基本一致，在冷灰斗區域，僅有較少的煤粉進行燃燒，因而爐膛溫度較低，約為1 100 K；進入主燃區后，大量煤粉開始劇烈燃燒，爐膛溫度迅速升高，在主燃區上方達到最高.隨著爐膛高度的增加，煤粉逐漸燃盡，水冷壁不斷吸熱，爐膛溫度有所降低.在52 m附近，隨著SOFA的加入，CO與未燃盡的煤粉進一步反應釋放熱量，爐膛溫度又有所上升.進入屏區后，煤粉已基本燃盡，同時過熱器和再熱器大量吸熱，爐膛溫度迅速降低，在出口處降低到1 000 K以下.

(a)70%負荷(b)50%負荷

圖5 沿爐膛高度平均溫度分布

Fig.5 Average temperature distribution along furnace height

對比中低負荷下的幾個工況可以看出，隨著周界風擋板開度的減小，燃燒初期化學當量比也隨之減小，主燃區煤粉燃燒相對不充分，燃燒中心上移，因而會出現周界風擋板開度減小，主燃區溫度下降，主燃區上方溫度升高的情況.但各工況都能保證煤粉較好地燃盡，因而在爐膛出口處溫度基本一致.

圖6和圖7分別為70%和50%負荷下各組分沿爐膛高度的分布曲線.對比各負荷下的O2體積分數分布(即圖6(a)和圖7(a))可以看出，周界風擋板開度減小，使主燃區過量空氣系數有所減小，因而在主燃區，周界風擋板開度越小，對應O2體積分數越低，但因周界風率較小，其變化并不明顯.SOFA加入后，O2體積分數都有明顯的升高，最終在出口處基本達到一致.70%負荷下，有少部分煤粉在主燃區未燃盡，因而SOFA加入后，這部分煤粉再次燃盡，使O2體積分數又有所下降；50%負荷下，為了維持爐內的空氣動力場及煤粉的穩定燃燒，將運行氧體積分數設定較高，主燃區過量空氣系數接近1，煤粉在主燃區已基本燃盡，SOFA加入后，O2體積分數升高并趨于平衡，各工況下均沒有下降的趨勢.

(a)O2體積分數

(b)CO體積分數

(c)NOx質量濃度

(a)O2體積分數

(b)CO體積分數

(c)NOx質量濃度

從圖6(b)和圖7(b)可以看出，與O2體積分數分布曲線相反，CO主要集中在主燃區，這是由大量煤粉在此區域不完全燃燒產生的，進入主燃區上方后，由于空氣的補足，CO被氧化成CO2，CO體積分數迅速降低.此外，隨著周界風擋板開度的減小，主燃區CO體積分數有所升高，這是由于燃燒初期化學當量比減小，煤粉燃燒不充分所致.

爐內熱力型NOx主要是空氣中的N2在高溫下氧化生成的，較大程度上依賴于爐內溫度，一般占總量的20%～30%；燃料型NOx是煤中含N化合物在燃燒過程中生成的，主要依賴于燃燒初期的化學當量比，占了總量的70%～80%.

圖6(c)、圖7(c)分別為不同負荷下NOx質量濃度(6%O2體積分數下，下同)沿爐膛高度的分布曲線.從圖6(c)和圖7(c)可以看出，煤粉進入爐膛后迅速燃燒，煤中揮發分N以HCN和NH3的形式大量析出，隨后被氧化成NO，其余則以焦炭N的形式在高溫下轉化為NO.另一方面，已生成的NO又會被HCN、NH3、CO和焦炭N等還原性物質還原成N2.因而在主燃區，NO的氧化反應與還原反應是同時發生的，且存在競爭關系，所以主燃區NOx質量濃度呈現波動的趨勢.進入主燃區上方，由于爐膛溫度的降低及煤粉的逐漸燃盡，NOx質量濃度逐漸下降.52 m附近，SOFA的加入使未燃盡的煤粉再次燃盡，NOx質量濃度又略微升高.對比不同工況可以看出，隨著周界風擋板開度的減小，NOx質量濃度有明顯的下降，爐膛出口NOx質量濃度如圖8所示.與周界風擋板開度為55%相比，周界風擋板開度為20%情況下，70%負荷時的NOx質量濃度下降了31.2%，50%負荷時的NOx質量濃度下降了17.0%，NOx質量濃度下降明顯.在現場試驗中，為防止燃燒器噴口燒壞，在70%負荷時僅將周界風擋板開度減小至40%.現場試驗數據顯示在70%和50%負荷時，NOx質量濃度分別下降了22.9%和23.1%.

圖8 不同周界風擋板開度下爐膛出口NOx質量濃度

NOx質量濃度下降的原因主要有3方面：周界風擋板開度從55%減至40%再減至20%，使得燃燒初期風煤比減小，70%負荷時分別為3.74、3.34和3.03，50%負荷時分別為4.18、3.75和3.43，風煤比減小明顯.從而減小了燃燒初期的化學當量比，抑制了NOx的生成反應；低周界風擋板開度時主燃區的CO體積分數高，有利于形成還原性氣氛，從而有效抑制NOx的生成；減少的周界風量有一部分分配至SOFA區域，在一定程度上加強了空氣分級程度，從而降低了NOx的生成量.

改變周界風擋板開度后爐膛出口飛灰含碳質量分數如圖9所示.從圖9可以看出，隨著周界風擋板開度的減小，飛灰含碳質量分數均處于較低的水平，說明減小周界風擋板開度對煤粉燃盡情況沒有明顯的影響；70%負荷時，隨著周界風擋板開度的減小，爐膛出口煙溫分別為907 K、906 K和903 K,50%負荷時，爐膛出口煙溫分別為887 K、882 K和880 K，僅有小幅度降低.

圖9 不同周界風擋板開度下爐膛出口飛灰含碳質量分數

3.3 變運行氧體積分數的影響

該機組在中低負荷運行過程中往往運行氧體積分數設定較高，主燃區過量空氣系數較大，無法體現出空氣分級的優勢，導致NOx質量濃度也會相應升高.因而，在不影響機組運行經濟性和穩定性的前提下，適當優化運行氧體積分數，進而實現中低負荷下低NOx排放的目標.

在70%和50%負荷下，各選取3個不同的運行氧體積分數進行數值模擬，其中70%和50%負荷下的周界風擋板開度分別選取40%和20%.各工況下爐膛溫度沿爐膛高度的分布曲線如圖10所示.從圖10可以看出，70%負荷下，運行氧體積分數為4.4%時，主燃區燃燒充分，爐膛溫度較高，在最上層一次風位置，即38 m處，爐膛溫度達到最高.之后隨著煤粉的燃盡及水冷壁、換熱器的吸熱，爐膛溫度逐漸降低.運行氧體積分數降低至4.1%和3.8%時，主燃區過量空氣系數減小，煤粉燃燒不完全，主燃區溫度降低，同時燃燒中心上移，最高溫度出現在45～48 m.對于50%負荷，各工況下爐膛溫度分布基本一致，這可能是因為3個工況均處于較高的運行氧體積分數，都能保證煤粉的充分燃燒，而隨著爐膛高度的增加，高運行氧體積分數使得煤粉燃燒更加劇烈，但更多的空氣同時也會吸收更多的熱量，兩者存在同步競爭的關系，因而爐膛溫度并無明顯差異.圖11(a)和圖12(a)分別為70%和50%負荷時，不同運行氧體積分數下O2體積分數沿爐膛高度的分布曲線，其中70%負荷時O2體積分數主要的區別出現在45 m以上的區域.這與上述溫度分布具有很好的對應關系，運行氧體積分數為4.4%時，38 m附近煤粉燃燒最劇烈，之后隨著燃盡風(OFA)、SOFA的加入，O2體積分數持續升高，最終趨于穩定.低運行氧體積分數時，由于煤粉燃燒的延遲，在45 m處O2體積分數先升高后降低，之后隨著SOFA的加入，O2體積分數迅速升高.50%負荷時，各工況下O2體積分數曲線變化基本一致，高運行氧體積分數始終對應較高的O2體積分數.

(a)70%負荷(b)50%負荷

圖10 不同運行氧體積分數下沿爐膛高度的爐膛溫度分布

Fig.10 Temperature distribution along furnace height with different contents of running oxygen

圖11(b)和圖12(b)分別為70%和50%負荷時，不同運行氧體積分數下的CO體積分數分布曲線.從圖11(b)和圖12(b)可以看出，70%負荷時，運行氧體積分數越低，主燃區CO體積分數越高，在爐膛出口處，CO體積分數已基本為0.50%負荷時，各工況下主燃區均能保證煤粉充足的燃燒，因為CO體積分數并無明顯差異.

(a)O2體積分數

(b)CO體積分數

(c)NOx質量濃度

(a)O2體積分數

(b)CO體積分數

(c)NOx質量濃度

圖11(c)和圖12(c)分別為70%和50%負荷時，不同運行氧體積分數下NOx質量濃度分布曲線.從圖11(c)和圖12(c)可以看出，運行氧體積分數越低，NOx質量濃度也越低.爐膛出口的NOx質量濃度如圖13所示.從圖13可以看出，70%和50%負荷時，運行氧體積分數降低，爐膛出口NOx質量濃度下降的幅度分別為20.9%和10.4%.但在現場試驗中發現，50%負荷時，當運行氧體積分數低于5.8%時，引風機電流開始有小幅波動，因而，實際中運行氧體積分數設定值不宜低于5.8%.現場試驗結果顯示，在70%和50%負荷時，爐膛出口NOx質量濃度分別下降了17%和6.6%.

NOx質量濃度的降低一方面是因為運行氧體積分數降低，主燃區溫度有所降低，可以有效減少熱力型NOx的生成；另一方面，低運行氧體積分數可以使得爐內主燃區呈現還原性氣氛，從而抑制了燃料型NOx的生成，也可以將已生成的NOx還原，從而降低了爐膛出口的NOx質量濃度.

圖13 不同運行氧體積分數下爐膛出口NOx質量濃度

圖14給出了運行氧體積分數降低后爐膛出口飛灰含碳質量分數的變化.從圖14可以看出，飛灰含碳質量分數僅有少量上升，對機組的經濟性并沒有明顯的影響，同時，降低運行氧體積分數也可以減少送風機及引風機的功耗，降低排煙熱損失等.

圖14 不同運行氧體積分數下爐膛出口飛灰含碳質量分數

4 結 論

(1)減小周界風擋板開度即降低周界風速度，對爐內空氣動力場影響較小，同時也不會影響到煤粉的燃盡.

(2)中低負荷下，減小周界風擋板開度可以減小燃燒初期的化學當量比，大大抑制了主燃區NOx的生成，NOx質量濃度下降明顯，數值模擬結果表明70%、50%負荷時爐膛出口NOx質量濃度分別下降了31.2%和17.0%，與現場試驗結果符合得較好.

(3)適當降低運行氧體積分數可以有效發揮空氣分級的低氮燃燒作用，在一定程度上降低了爐膛出口NOx質量濃度，同時飛灰含碳質量分數也沒有明顯上升.

(4)結合現場試驗及數值模擬結果，建議在機組實際運行中，70%負荷時周界風擋板開度設置在40%，運行氧體積分數設置在3.8%；50%及以下負荷時，周界風擋板開度設置在20%，運行氧體積分數設置在5.8%.

[1] 胡和兵，王牧野，吳勇民，等．氮氧化物的污染與治理方法[J]．環境保護科學，2006，32(4)：5-9．

HU Hebing，WANG Muye，WU Yongmin，etal．Pollution of nitrogen oxides and its treating method[J]．Environmental Protection Science，2006，32(4)：5-9．

[2] HABIB M A，BEN-MANSOUR R，ABUALHAM-AYELH I．Thermal and emission characteristics in a tangentially fired boiler model furnace[J]．International Journal of Energy Research， 2010，34(13)：1164-1182．

[3] ZHOU H，MO G，SI D，etal. Numerical simulation of the NOxemissions in a 1 000 MW tangentially fired pulverized-coal boiler：influence of the multi-group arrangement of the separated over fire air[J]．Energy & Fuels，2011，25(5)：2004-2012．

[4] PARK H Y，FAULKNER M，TURRELL M D，etal．Coupled fluid dynamics and whole plant simulation of coal combustion in a tangentially-fired boiler[J]．Fuel, 2010，89(8)：2001-2010．

[5] 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．

[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 G．Overall reaction rates of NO and N2formation from fuel nitrogen[J]．Symposium on Combustion，1975，15(1)：1093-1102．[8] PERRY S T，FLETCHER T H，SOLUM M S，etal．Modeling nitrogen evolution during coal pyrolysis based on a global free-radical mechanism[J]．Energy & Fuels，2000，14(5)：1094-1102．

[9] GENETTI D，FLETCHER T H.Modeling nitrogen release during devolatilization on the basis of chemical structure of coal[J]．Energy & Fuels，1999，13(15)：1082-1091．

[10] SPINTI J P，PERSHING D W．The fate of char-N at pulverized coal conditions[J]．Combustion and Flame，2003，135(3)：299-313．

[11] 蔣宏利，丁海波，魏銅生，等．切圓燃燒鍋爐低負荷NOx生成濃度偏高的原因及措施[J]．中國電力，2014，47(12)：13-16．

JIANG Hongli，DING Haibo，WEI Tongsheng，etal．The reason and solution about high concentration NOxin low load of tangentially fired boiler[J]．Electric Power, 2014,47(12)：13-16．

NOxEmission Optimization of a 1 000 MW Tower Boiler During Medium and Low Load Operation

WANGHuajian1,ZHAOSinan2,FANGQingyan2,ZHANGCheng2,WEITongsheng1,ZHOUHongguang1,CHENGang2

(1. Xi'an Thermal Power Research Institute Co., Ltd., Xi'an 710032, China; 2. State Key Laboratory of Coal Combustion, Huazhong University of Science and Technology, Wuhan 430074, China)

To solve the problem of high NOxemission commonly occurring at furnace outlet of large-scale coal-fired boilers during medium and low load operation, numerical studies were conducted on the flow, heat transfer, combustion and pollutant emission in a 1 000 MW ultra supercritical tower boiler, following which the problem was tackled by changing the damper openings of circumferential air and reducing the content of running oxygen. Results show that the simulation data agree well with actual measurements. During medium and low load operation, when the damper opening of circumferential air is reduced, the stoichiometric ratio is to be reduced in the initial period of combustion, while the NOxemission concentration would be reduced accordingly by 31.2% and 17.0% respectively at 70% and 50% unit load. The NOxemission concentration can also be reduced by appropriately lowering the volumetric fraction of running oxygen, when the burnout rate of pulverized coal would basically keep constant.

tower boiler; NOxemission; circumferential air; content of running oxygen; numerical simulation

2015-10-29

2015-12-25

華中科技大學校青年基金資助項目(01-18-120070)

汪華劍(1982-)，男，湖北武漢人，博士，主要從事電站鍋爐清潔燃燒方面的研究． 方慶艷(通信作者)，男，副教授，博士，電話(Tel．)：027-87542417-8206；E-mail：qyfang@hust.edu.cn.

1674-7607(2016)10-0765-08

TK227

A 學科分類號：470.30