600 MW四角切圓鍋爐分級燃燒數值模擬與試驗研究

何榮強， 李德波， 鄭 國， 周杰聯， 馮永新， 陳 拓， 廖宏楷， 成明濤

( 1. 湛江電力有限公司， 廣州湛江 524099； 2. 廣東電科院能源技術有限責任公司， 廣州 510080)

大型燃煤電廠進行超低排放改造后，需要將煙囪排放的氮氧化物(NOx)排放質量濃度控制在50 mg/m3的限值。電廠煤質多變，尤其是機組頻繁參與電網調峰，導致大型燃煤電廠選擇性催化還原(SCR)脫硝系統運行面臨很多技術問題，包括煙囪排放的NOx動態超標，SCR脫硝系統出口氨逃逸量較高導致空氣預熱器堵塞，最終使機組被迫停機。因此，從鍋爐源頭上控制NOx的生成，包括鍋爐精細燃燒調整優化等。在保證鍋爐效率的前提下降低爐膛出口NOx含量，減輕尾部SCR脫硝系統減排壓力，是目前需要解決的關鍵技術問題。國內研究者從理論研究、數值模擬和現場燃燒調整試驗等方面開展了相關的工作，并取得了工程應用成果。

在數值模擬方面，國內研究者開展了鍋爐燃燒過程及污染物生成過程數值模擬研究，為現場開展燃燒優化調整試驗提供理論基礎。李德波等[1-2]對四角切圓燃煤鍋爐變分離燃盡風(SOFA)量下的燃燒特性開展了數值模擬。王雪彩等[3]對600 MW墻式對沖鍋爐低NOx燃燒技術改造開展了數值模擬，主要研究了LYSC型雙區濃淡型低NOx燃燒器的燃燒特性及污染物生成過程。很多研究者利用數值模擬對污染物生成過程的數學模型進行了研究[4-9]。

在燃燒優化調整試驗方面，袁宏偉等[10]對600 MW對沖燃燒鍋爐開展了燃燒優化調整試驗；并且有很多研究者開展了類似的燃燒優化調整試驗研究[11-15]。這些研究成果可為現場鍋爐安全、經濟、環保和高效運行提供重要的技術參考。

筆者針對某電廠600 MW四角切圓鍋爐爐膛出口NOx含量高的問題，對兩級空氣分級配風方式的影響進行了數值模擬優化和研究，研究的主要目的是在現有分離燃盡風配風方式的基礎上，進一步優化分離燃盡風的配風方式，從而最大限度地降低爐膛出口NOx含量，同時保證鍋爐效率不降低。

1 鍋爐設備

該電廠一期3號、4號機組2臺600 MW超臨界鍋爐，鍋爐為超臨界參數變壓運行螺旋管圈直流爐，單爐膛、一次中間再熱、四角切圓燃燒方式、平衡通風、П形露天布置、固態排渣、全鋼架懸吊結構。鍋爐燃用神府東勝煤。爐后尾部布置2臺轉子直徑為13 492 mm的三分倉容克式空氣預熱器。筆者對3號機組鍋爐進行試驗。

通過采用合適的燃燒設備設計和爐膛布置方式來滿足各項燃燒指標要求，在煤種允許的變化范圍內確保煤粉及時著火、穩燃、爐內不發生明顯結渣、NOx排放量低、燃燒器狀態良好且不被燒壞。該鍋爐采用低NOx同軸燃燒系統(LNCFS)，煤粉燃燒器為四角布置、切向燃燒、擺動式燃燒器。

3號機組的鍋爐主風箱設有6層強化著火煤粉燃燒器，即主燃燒器(A、B、C、D、E、F燃燒器)，在主燃燒器噴嘴四周布置有燃料風(周界風)。在相鄰2層主燃燒器之間布置1層輔助風噴嘴，包括上下2個偏置風(CFS)噴嘴、1個直吹風噴嘴。在主風箱上部設有2層緊湊燃盡風(CCOFA)噴嘴，在主風箱下部設有1層火下風(UFA)噴嘴。同時，在主風箱上部布置SOFA燃燒器，包括5層可水平擺動的SOFA噴嘴。由于筆者對兩級空氣分級工況進行研究，故在原SOFA噴嘴下方新增3層噴嘴，在原SOFA噴嘴上方新增6層噴嘴，即SOFA噴嘴總層數增加至14層，按標高由下到上分別將每層噴嘴命名為SOFA-a、SOFA-b、SOFA-c、…、SOFA-n。

2 數值模擬

2.1 數學模型

煤粉在鍋爐內的燃燒十分復雜，包括了煤粉顆粒受熱分解、揮發分析出、揮發分氣相燃燒、焦炭異相燃燒、湍流氣相流動、顆粒流動、氣相輻射、顆粒相輻射等物理化學過程。利用ANSYS FLUENT 18.0軟件對煤粉在爐內的燃燒進行數值模擬研究。采用Standardk-ε模型描述流體流動的情況。Standardk-ε模型在滿足工程應用精度要求的前提下，具有較高的計算效率和較好的穩定性，在鍋爐爐內的流場計算中已經得到了廣泛的應用。煤中揮發分的析出是煤粉燃燒過程中的重要步驟，采用雙步競爭模型模擬煤粉中揮發分析出的過程。在該模型中，揮發分析出由2個平行發生的反應來控制，分別適用于較低溫度和較高溫度，由2個反應的析出速率加權得到揮發分析出總速率。焦炭在煤粉燃燒中參與反應的過程是十分復雜的，也是煤粉燃燒過程中最緩慢的過程，焦炭的反應速率顯著影響燃料的燃盡率。筆者選取動力/擴散控制模型來描述焦炭燃燒的反應，該模型的最大特點是同時考慮了動力學和擴散過程對焦炭異相反應的影響。煤燃燒過程中生成的NOx主要是NO和NO2，此外還有少量的N2O，其中，NO體積分數在90%以上。按照N的來源和生成路徑，可將NOx分為熱力型、快速型和燃料型。快速型NOx主要在富碳氫化合物燃料的火焰中較多，煤粉燃燒中生成量較少，一般不予考慮。目前，普遍采用Zeldovich鏈反應機理來描述熱力型NOx的生成。燃料型NOx的生成來源于揮發分中N的氧化和焦炭中N的氧化，HCN、NH3是燃料型NOx生成過程中重要的中間產物。焦炭與NO的異相反應對NO的減排有重要作用，煤中焦炭不僅可直接作為還原劑，而且可作為催化劑催化CO對NO的還原。

同時，還采用了以下方法：采用拉格朗日隨機軌道模型考慮煤粉顆粒與煙氣的兩相流過程；采用P1模型計算爐內輻射傳熱；采用混合分數-概率密度函數模型模擬湍流氣相燃燒過程；采用SIMPLE算法求解方程。

2.2 計算條件

鍋爐燃用煤種為揮發分含量較高的煙煤，其煤質檢測結果見表1。煤樣的收到基低位發熱量為22.66 MJ/kg。煤粉顆粒的粒徑分布服從Rosin-Rammler分布，最小粒徑為1 μm，最大粒徑為200 μm，平均粒徑為61 μm。

由于最下方的3層SOFA噴嘴距離主燃區較近，無法達到較好的分級燃燒的效果，故在設計工況時最下方的3層SOFA噴嘴沒有啟用。保

表1 煤質分析

持總過量空氣系數為1.2及主燃區過量空氣系數為0.8不變，將原集中送入的分離燃盡風分為兩級送入爐膛。具體操作是維持SOFA-d、SOFA-e、SOFA-f噴嘴開啟，將原工況最上方2層分離燃盡風逐漸上移，達到兩級分級的效果。根據開啟的SOFA噴嘴，將各工況分別命名為dh工況(傳統單級空氣分級)和defij、defkl、defmn工況(兩級空氣分級)。對分離燃盡風噴入角度進行研究時，選取defkl工況，在此基礎上將原本水平設置的SOFA噴嘴分別下傾15°、25°、35°。

在上述所有工況中，鍋爐總給煤質量流量為60.08 kg/s，總風質量流量為550.85 kg/s，一次風溫度為353 K，二次風溫度為612 K，一次風速度為25 m/s，二次風速度為56 m/s。一次風、二次風和燃盡風入口均采用質量流量入口邊界條件；入口質量流量、溫度根據設計參數給定；爐膛壁面采用定壁溫邊界條件。計算迭代時，采用SIMPLE算法求解離散方程組的壓力和速度，采用逐線迭代法及低松弛因子求解方程組，離散方法均采用一階迎風格式。利用SOLIDWORKS軟件對爐膛比例按照1∶1建模，模型見圖1。

圖1 爐膛物理模型

利用ICEM軟件進行網格劃分，采用六面體結構化網格，并對燃燒器區域進行加密處理以準確模擬該區域的流動特性。經過網格獨立性判斷后，選取的網格數量為1 341 486。燃燒器區域橫截面網格見圖2。

圖2 燃燒器區域橫截面網格

3 結果與分析

3.1 溫度場分布

為研究燃燒區域內沿爐膛高度方向的溫度分布，從標高為21 600 mm至56 600 mm，每隔1 000 mm計算出各橫截面溫度(平均值)，計算結果見圖3。由圖3可得：兩級空氣分級沒有對主燃區溫度場造成明顯影響；燃盡區溫度有明顯差異，兩級空氣分級使得燃盡區的溫度沿爐膛高度方向出現了降溫→升溫→降溫→升溫的過程，使兩級空氣分級時燃盡區溫度高于傳統單級空氣分級；隨著第二級分離燃盡風噴入位置的提高，燃盡區溫度上升，這是因為隨著第二級分離燃盡風噴入的推遲，分離燃盡風的噴入導致煙氣降溫及燃料在第一級分離燃盡風噴入后的燃燒引起的升溫區間延后。

圖3 爐膛溫度

3.2 NOx排放

根據NOx的生成機理，可以看出無論是熱力型NOx還是燃料型NOx，其生成均與爐內的氣氛有很大的關系。圖4為沿爐膛高度方向的O2物質的量分數(平均值)。由圖4可得：兩級空氣分級對燃盡區O2物質的量分數造成了明顯的影響。由于燃盡風分兩級噴入爐膛，相比傳統單級空氣分級，兩級空氣分級時O2物質的量分數峰值降低；另外，隨著兩級分離燃盡風之間距離的增加，第二級分離燃盡風噴入的推遲，使燃盡區O2物質的量分數逐漸降低。與傳統單級空氣分級相比，兩級空氣分級稀釋了燃盡區的氧化性氣氛，有利于減排NOx。

圖4 爐膛O2物質的量分數

由于燃料型NOx占爐內NOx生成量的絕大部分，所以其生成速率的變化對總NOx生成量有決定性的影響。計算燃盡區內沿爐膛高度方向的燃料型NOx生成速率(平均值)，結果見圖5。由圖5可得：相比傳統單級空氣分級，兩級空氣分級工況下燃盡區的燃料型NOx生成速率下降；在defkl和defmn工況下，燃盡區的燃料型NOx的生成速率大部分為負值，即燃料型NOx被部分還原。

圖5 燃盡區燃料型NOx生成速率

圖6為不同兩級空氣分級工況下爐膛出口NOx質量分數。由圖6可得：隨著第二級分離燃盡風噴入位置的提高，NOx質量分數逐漸下降，說明兩級空氣分級加速了NOx的還原，有利于減排NOx。

圖6 爐膛出口NOx質量分數

4 試驗驗證

在數值模擬的基礎上，筆者進行了現場燃燒優化調整，同時對鍋爐效率進行了試驗研究。3號機組的鍋爐效率測試及計算結果見表2(B、D磨煤機燃用447陜西煤，C、E、F磨煤機燃用443神華煤)。對鍋爐進行燃燒優化調整后，鍋爐效率變化較小(調整前鍋爐效率為93.94%)，飛灰和爐渣含碳質量分數沒有增加。

表2 鍋爐效率測試結果

鍋爐燃燒器噴嘴處火焰溫度使用Raytek高溫紅外測溫槍進行測量，因為A、B層燃燒器改造后沒有預留觀火孔，故此次試驗沒有對其進行測量。另外，3號機組鍋爐共有14層SOFA燃燒器和2層CCOFA燃燒器，但由于現場燃盡風風口只有1個觀火孔，無法確切地分辨出SOFA燃燒器，所以在測量時SOFA噴嘴火焰溫度時位置按照上層(jklmn)、中層(ghi)、下層(abcdef)進行噴嘴火焰溫度測量，測量結果見表3，其中：3號角F層燃燒器處結大焦。

表3 鍋爐燃燒器噴嘴火焰溫度測試結果 ℃

由表3可得：燃盡區火焰溫度分布得比較均勻，都在1 300 ℃左右，說明爐膛火焰經燃盡風配合燃燒后，煙氣在爐膛上部后混合得比較均勻。

5 結語

筆者對600 MW四角切圓鍋爐兩級空氣分級燃燒特性進行了數值模擬研究。主要結論如下：

(1) 兩級空氣分級對燃盡區的氧量造成了明顯的影響。由于分離燃盡風分兩級噴入爐膛，相比傳統單級空氣分級，氧量峰值降低。另外，隨著兩級分離燃盡風間距離的增加和第二級分離燃盡風噴入的推遲，燃盡區平均氧量逐漸降低。

(2) 兩級空氣分級對主燃區溫度場沒有造成明顯影響，然而對燃盡區有較大影響。兩級空氣分級使燃盡區溫度沿爐膛高度方向出現降溫→升溫→降溫→升溫的過程，導致燃盡區溫度高于傳統單級空氣分級。隨著第二級分離燃盡風噴入位置的提高，燃盡區平均溫度上升。

(3) 對鍋爐進行燃燒優化調整后，鍋爐效率沒有降低，飛灰和爐渣含碳量沒有增加。爐膛火焰經燃盡風配合燃燒后，煙氣在爐膛上部后混合得比較均勻。