岑婷玲， 許紅勝， 趙龍生

(1. 東南大學 能源與環境學院， 南京 210096； 2. 東南大學 電力設計院， 南京 210096)

氮氧化物(NOx)會對人體和環境造成危害，形成酸雨，破壞大氣中的臭氧層，加重溫室效應；同時NOx還會與其他污染物在特殊反應條件下形成光化學煙霧，嚴重危害人類健康[1-4]。燃煤電廠是污染氣體的最大排放源之一。《江蘇省煤電節能減排升級與改造行動計劃(2014—2020年)》明確要求：到2018年年底，全省10萬kW以下燃煤機組NOx排放質量濃度≤100 mg/m3[5]。大部分電廠在未進行改造之前無法達到要求，為減少尾部脫硝改造負荷，降低投資，對鍋爐燃燒器進行低氮燃燒改造非常必要。

燃煤電廠鍋爐的NOx控制技術主要分為低NOx燃燒技術和爐后煙氣脫硝技術，其中低NOx燃燒技術主要是通過改變燃料和空氣比，形成貧氧區，從而生成HCN和NH3等還原性氣氛，將生成的NOx進行還原并且抑制新的NOx生成，從而降低NOx排放量[6-9]。高鵬等[10]在某600 MW鍋爐按比例縮小的試驗臺上進行低氮燃燒改造試驗研究，結果表明進行低氮燃燒改造后NOx排放質量濃度下降了60%左右。胡志宏等[11]對一臺600 MW對沖燃燒鍋爐進行低氮燃燒改造，NOx質量濃度從改造前的750～900 mg/m3下降到350 mg/m3以下。

與試驗研究相比，數值模擬方法投資小、精度高，因此筆者運用Fluent軟件，對某220 t/h燃煤電站鍋爐燃燒器進行數值模擬計算，對比改造前后爐內的溫度場、速度場、組分場以及NOx分布情況，并與實際運行數據對比，驗證模型可行性。

1 鍋爐概況

鍋爐為HG220/100-10型單鍋筒、自然循環、集中下降管、∏形結構的高溫高壓煤粉鍋爐，固態排渣，露天布置，全鋼架、懸吊結構，平衡通風、四角切圓燃燒，爐膛截面尺寸為7 570 mm×7 570 mm。鍋爐采用中間儲倉熱風送粉系統，配置2臺DTM 290/410型鋼球磨煤機；燃燒器為直流燃燒器，采用四角切圓布置，假想切圓直徑d=800 mm(逆時針方向)，每個角的燃燒器分別布置2層一次風噴口、3層二次風噴口和1層三次風噴口，一次風和二次風采用間隔布置。改造前燃燒設備及每個燃燒器噴口布置方式見圖1。

圖1 改造前燃燒器噴口布置示意圖

改造主要包括：(1)風口布置方式由上到下為二次風→三次風→二次風→一次風→一次風→二次風，一次風、二次風的噴口由間隔布置改為集中布置；(2)將下層一次風噴口改為外燃式微油點火燃燒器，上層一次風噴口改為濃稀相低NOx燃燒器，且2層一次風切圓由原直徑800 mm改為400 mm；(3)在原三次風風口上方增加了2層墻式可調燃盡風裝置；(4)對三次風口的結構進行重新設計優化，并在標高上與原上二次風對換；(5)上層二次風噴口和中層二次風噴口均可左右擺動，調整切圓，其中下層二次風噴口切圓不變。

圖2為改造后燃燒器噴口的布置方式，改造前后鍋爐配風參數以及燃用煤質分析分別見表1和表2。

圖2 改造后燃燒器噴口布置示意圖

項目風率/%風速/(m·s-1)風溫/℃改造前一次風 25.0 3045(上二次風)300 二次風 55.0 45(中二次風)54(下二次風)300 三次風20.04760改造后一次風25.022180二次風38.538320三次風20.05160燃盡風16.542320

表2 鍋爐燃用煤質特性分析

2 計算方法

2.1 網格劃分

筆者以屏式再熱器后的爐膛出口至冷灰斗之間的區域為計算區域，采用Gambit軟件，根據鍋爐的實際尺寸進行1∶1的三維建模，并進行網格劃分。由于周界風以及爐膛漏風對爐內空氣動力場影響較小，為了簡化計算，將周界風與爐膛漏風量平均分配至二次風風口中。由于燃燒器區域燃燒劇烈，折焰角區域動力場較復雜，為了提高計算精度同時減少計算量，將爐膛劃分為：燃燒器區域、燃燒器下部至冷灰斗區域、燃燒器上部至折焰角區域、折焰角區域以及折焰角上部至爐膛出口區域，并對燃燒器區域和折焰角區域的網格進行加密處理[12]。燃燒器區域截面網格采用Pave方法生成，沿爐膛邊界依次形成四邊形網格，并逐漸向爐膛中心擴散，直至覆蓋整個截面。采用Pave方法生成的非結構型四邊形網格不僅能較好地擬合邊界形狀，而且形成的網格線與四角切圓鍋爐進風與煤粉的入射軌跡基本平行，能夠有效地減少偽擴散的影響。沿燃燒器區域爐膛高度方向，采用Copper方法生成結構型六面體網格，能夠盡量節約計算時間[13]。爐膛其他區域的結構都比較規則，均采用Map方法在區域截面形成結構型四邊形網格，再采用Copper方法沿爐膛高度生成結構型六面體網格，在保證精度的前提下，盡量減少網格數量，提高運算速度[14]。

圖3為爐膛與燃燒器區域截面的網格劃分示意圖，網格總數約為118萬，其中燃燒器區域網格數約為70萬。

圖3 爐膛與燃燒器區域截面網格劃分

2.2 計算方法

假設爐膛進風和煤粉的溫度保持不變，各個噴口均采用速度入口邊界條件，爐膛出口為壓力出口邊界條件，煤粉粒徑分布滿足Rosin-Rammlar分布。采用三維穩態計算，其中速度壓力耦合采用Simple算法，選取的數學模型包括：使用基于k-ε的雙方程模型模擬氣相湍流流動，揮發分的析出采用雙競爭反應熱解模型模擬，氣相湍流燃燒采用混合分數/概率密度函數模型，采用動力/擴散控制反應速率模型模擬焦炭燃燒，爐內輻射傳熱采用P1模型，煤粉顆粒的運動軌跡采用拉格朗日隨機軌道模型跟蹤，NOx生成采用后處理的方法[14-16]。

3 結果與分析

3.1 模型驗證

為驗證模型的正確性，將改造前的主要數值模擬結果與實測運行數據進行對比(見表3)。

表3 模擬結果與實際結果對比

由表3可以看出：主要數值模擬計算結果與實測運行數據的誤差均小于5%，在可接受誤差范圍內，驗證了模型的可行性。

3.2 速度場分析

圖4為燃燒器改造前后各風口的截面速度云圖。

圖4 改造前后各風口截面速度云圖

由圖4可以看出：改造后由于主燃區一部分風引入為燃盡風，因此改造后風速略低于改造前，但改造前后一、二次風噴口截面處均存在強旋流速度場，一、二次風從噴口噴出后仍能保持一定剛度，并在受到鄰角氣流與螺旋上升氣流的共同沖刷作用下發生偏斜，在爐內形成明顯的切圓，且爐膛中心存在明顯的低速區，符合實際運行規律；并且由于改造后燃燒器幾何切圓直徑比改造前小，因此可以在一定程度上防止煙氣直接沖刷水冷壁，緩解水冷壁區域的高溫腐蝕及結焦等問題[17]。

3.3 溫度場分析

圖5和圖6分別為改造前后爐膛中心截面溫度場分布和各風口水平截面溫度場分布。

圖5 改造前后爐膛中心截面溫度場分布

圖6 改造前后各風口水平截面溫度場分布

由圖5可以看出：改造前后爐內的溫度場分布變化趨勢基本相似，在主燃燒區內，由于煤粉噴入爐膛，受熱揮發分析出著火燃燒，使得主燃燒區內溫度水平快速提高。改造前由于后續低溫三次風的補入，使得爐膛平均溫度出現波動下降，這對于焦炭和三次風所攜帶煤粉的燃燒是不利的，因此改造后將三次風標高下移，從而來改善該區域內溫度波動帶來的影響。隨著煙氣螺旋上升，改造前后溫度分布均出現先“兩側高中間低”、后“兩側低中間高”的現象，符合實際運行規律；而且改造后由于布置了燃盡風，在燃盡風區域補入大量二次風，使得在主燃區燃燒未完全的焦炭進一步燃燒，因此該區域溫度水平較改造前有所上升，分級燃燒效果明顯，并使改造后爐膛溫度分布比改造前更為均勻。

由圖6可以看出：改造前主燃燒區內過量空氣系數較大、煤粉燃燒較完全、放熱量多，因此改造前主燃燒區內的溫度比改造后高；由于改造后溫度切圓較改造前要小，可以有效改善火焰沖刷壁面等問題。

3.4 組分場分析

圖7和圖8分別為改造前后爐膛中心截面O2和CO的體積分數分布云圖。

圖7 爐膛中心截面O2體積分數分布

圖8 爐膛中心截面CO體積分數分布

對比圖5和圖7可以發現：在主燃燒區內，溫度分布與O2體積分數分布是成反比的。在主燃區內，煤粉受熱揮發分析出燃燒，消耗大量O2，并釋放大量熱量，使得O2體積分數迅速降低，而溫度快速升高，隨著后續三次風和燃盡風的補入，未燃盡的焦炭進一步燃燒，消耗部分O2，最終O2體積分數降低至穩定值，符合實際運行規律。改造后由于一部分二次風被引入為燃盡風，主燃燒區內處于缺氧燃燒，送入的O2瞬間被消耗，因此對比圖7(a)和圖7(b)發現：改造后主燃區內的O2體積分數低于改造前，而在燃盡風區域，由于補入大量燃盡風，因此在該區域改造后的O2體積分數高于改造前，有助于未完全燃燒的焦炭進一步燃燒，實現較好的分級燃燒效果。

由圖7和圖8可以看出：爐內CO體積分數分布與O2體積分數分布也是成相反趨勢。在主燃區內由于煤粉快速燃燒，消耗大量O2，其中部分不完全燃燒形成CO，而隨著氣流上升，生成的CO逐漸氧化為CO2，因此CO體積分數隨爐膛高度升高而逐漸減小。改造后由于進行分級燃燒，主燃區過量空氣系數小于1，生成CO體積分數遠大于改造前。

圖9為改造前后爐膛中心截面NOx體積分數分布，可以看出改造后爐內NOx體積分數比改造前低很多。改造后一次風口采用集中布置，并進行分級燃燒，一部分二次風被引入為燃盡風，因此主燃區過量空氣系數小于1，處于缺氧燃燒，產生大量還原性氣體，將生成的NOx還原。改造前主燃區雖然也產生部分CO，但總體上生成的NOx還是遠多于還原的NOx，并且改造后爐內整體溫度水平低于改造前，一定程度上減少了熱力型NOx的生成。爐膛出口NOx體積分數改造前為4.99×10-4，改造后為1.93×10-4，減排率達到60%左右。

圖9 改造前后爐膛中心截面NOx體積分數分布

4 結語

筆者對某220 t/h四角切圓鍋爐燃燒器改造前后進行數值模擬計算，對比研究改造前后爐內的速度場、溫度場、組分場以及NOx體積分數分布情況，并與實際運行數據比較，驗證模型可靠性。結果表明：

(1) 低氮燃燒改造后，爐內總體溫度水平較改造前降低，減少局部高溫區域可有效緩解爐內結焦，并一定程度上抑制熱力型NOx的生成。

(2) 改造后溫度切圓較改造前要小，因此可以有效改善火焰沖刷壁面等問題，燃燒情況得到改善。

(3) 低氮燃燒改造后采用分級燃燒，主燃燒區缺氧燃燒，產生大量還原性氣體，有效抑制NOx生成，改造后NOx排放體積分數降低了60%左右，效果較好。

(4) 計算所得各種場的分布均符合四角切圓煤粉鍋爐的實際運行規律，且模擬結果與運行數據能較好擬合，誤差均在5%以下，因此采用的模型和計算方法均合理，預測結果較準確，對同類型鍋爐低氮燃燒改造具有一定指導意義。