330 MW火電機組鍋爐旋流低氮燃燒技術改造及模擬分析

蒙 濤，康志忠，梁雙榮

(1.國能龍源藍天節能技術有限公司，北京 100039；2.華北電力大學 能源動力與機械工程學院，北京 102206)

0 引 言

近年來，我國一直在大力推進燃煤發電機組超低排放改造以滿足國家和地區的環保政策要求[1-3]。在此背景下火電行業NOx排放得到了有效控制[4]，但尚有一批早期投運的機組在節能減排方面遇到技術瓶頸，如國內某330 MW機組墻式燃燒鍋爐由于燃用貧煤和特殊的窄爐膛結構，脫硝前NOx一直居高不下，為減輕SCR系統脫硝壓力，對這類機組燃燒制粉系統進行針對性改造十分必要。

國內外相關學者針對前后墻對沖旋流燃燒鍋爐NOx污染物排放高的問題進行深入研究[5-7]，從現場運行層面調整風煤配比以及從燃燒器結構改進方面減少NOx排放。龔彥豪等[8]研究了旋流燃燒器內外層噴口風量分配與NOx生成的關系，通過對一種新型低NOx燃燒器進行試驗研究，將NOx排放量控制在212～231 mg/m3，降低29%～35%。胡耀輝等[9]采用基于FLUENT的數值模擬方法，針對巴威公司的燃燒器進行了不同配風比例的燃燒特性研究。楊瑋等[10]研究了鍋爐負荷與NOx排放量之間的關系，并在某330 MW貧煤鍋爐開展了現場試驗，結果表明脫硝前的NOx質量濃度在低負荷或變負荷時會高于穩定負荷條件50 mg/m3以上。TSUMURA等[11]研究了加裝火焰穩定環的旋流燃燒器穩燃特性和污染物生成特性，提高了鍋爐的穩定運行負荷范圍并降低了NOx排放水平，燃用褐煤時，NOx排放質量濃度降至200 mg/m3以下。研究表明，通過優化燃燒器結構或運行參數是降低現役機組鍋爐NOx排放的有效手段，燃燒過程的數值模擬方法發揮重要作用。

利用FLUENT軟件對該鍋爐改造前后的燃燒特性及NO生成進行數值模擬研究。為提高NO生成的模擬預測精度，考慮較詳細的NO生成過程，并關注揮發分中CH4、CO、和H2組分以及對NO生成的影響，建立耦合詳細化學反應動力學的CFD模型非常必要。為此，采用考慮詳細化學反應的渦耗散概念(EDC)模型來計算伴隨煤的固體和氣體熱載體混合快速熱解機理的燃燒過程，對比燃燒制粉系統改造前后爐內的流場、溫度場、組分場和污染物生成情況。并將模擬研究結果與改造前后的現場測試數據進行對比，以考查模擬方法的實用性，為其他同類型鍋爐低氮改造提供參考。

1 原鍋爐設備和優化目標

1.1 原鍋爐設備

研究對象為某墻式燃燒330 MW亞臨界機組鍋爐，本次改造前燃燒器為前后墻布置(前墻3層后墻1層)。燃盡風噴口距最上層燃燒器6.4 m，距屏下距離為12.9 m。與相同容量類似鍋爐對比發現，該鍋爐爐膛的前后墻距離較窄，僅有約11 m。在如此“緊湊”的前后墻條件下，兩面墻均布置燃燒器，很容易造成鍋爐動力場混亂，前后墻最下層燃燒器形成的火焰易互相撞擊、破壞火焰結構、高溫區疊加，對燃燒穩定性、燃盡和NOx控制產生影響，是造成該爐脫硝前NOx濃度較高的根本原因。

原燃燒器一次風采用固定葉片形成旋轉氣流，二次風環繞一次風，并安裝切向葉片結構，手動調節旋流強度。一、二次風噴口噴出后，分布在噴口四周的濃相煤粉迅速向二次風內部擴散，混合較早，不但增加了初期點火的著火熱，造成穩燃性能差，還易在水冷壁面形成還原性氣氛等，在燃燒初期有大量NOx生成。

1.2 優化目標

基于低階煤固體和氣體熱載體混合快速熱解理論，考慮熱載體溫度、反應條件、煤粉物理特性等因素與揮發分析出的相關性。

1)對鍋爐制粉系統進行優化，提高磨煤機干燥和研磨出力，降低煤粉細度(R90=10%左右)和煤粉外在水分(5%左右)，提高燃燒前揮發分析出效率，促進快速熱解。

2)通過改進原旋流燃燒器結構，加強燃燒器煤粉旋流強度，增大燃燒器高溫壁面與煤粉接觸面積，提高燃燒器與煤粉接觸面黑度及導熱強度，改善快速熱解反應條件，增加煤粉燃燒前揮發分析出總量，從而實現低氮及穩定燃燒。新設計的旋流燃燒器依靠內、外二次風形成的旋轉射流形成中心回流區，卷吸高溫煙氣點燃一次風煤粉，并使之穩定燃燒。同時，中心回流區內卷吸的高溫煙氣，氧含量低，揮發分氫組分及CO含量高，消耗氧量，形成還原性氣氛，大量煤粉集中在中心回流區內燃燒，可降低NOx排放。

3)去除原后墻僅有的下層燃燒器，在前墻原3層燃燒器上方(標高26.6 m)，新增設1層共6只燃燒器。改造后形成前墻布置4層旋流燃燒器的墻式燃燒方式。保留前墻最下層燃燒器的點火功能，燃燒器全部更換為上述改造方案中所述的新型煤粉燃燒器。

4)取消前后墻原有12只燃盡風燃燒器，用直管封堵，在前后墻標高31.6 m處布置12只燃盡風燃燒器(前墻6只、后墻6只)，每只均可在高度方向±10°上下擺動，以適應煤種等工況的變化，在總風量25%～35%內可調。

2 計算模型

2.1 求解區域和網格

模擬區域為爐膛內部煙氣生成和流動區域，在水平煙道處選取一個截面作為爐膛出口(圖1)。

圖1 改造前后模擬區域

為減少求解量，未構建每只燃燒器的爐外側通道，簡化為爐墻上圓環形入口邊界條件。由里到外分別是中心風、一次風、內二次風和外二次風，忽略管壁厚度，保證各噴口的實際通流面積與燃燒器實物相同。改造前后燃燒器結構的影響通過同心圓結構、風速及煤粉濃度的邊界設置體現。制粉系統改造的影響通過煤粉細度的設定體現。通過“零厚度的面”處理方法考慮屏式過熱器對流動和傳熱的影響。

考慮爐內不同區域的結構特點和參數變化梯度規律，對幾何模型進行分區域劃分網格。主燃區采用非結構網格并向噴口方向逐漸加密；其他區域采用結構化網格，以減少網格數量。

在網格劃分過程中，在不同網格尺寸及數目下對計算結果進行比較，驗證了網格數量對計算結果的無關性。不同網格數量下截面平均溫度如圖2所示，分別選取網格數量為40萬、60萬和80萬的模型，設置相同邊界條件，得到爐膛截面平均溫度及變化情況。雖然不同網格下計算結果有一定差異，但整體變化趨勢一致且差距很小，擬合結果較好，因此綜合考慮計算能力及準確性，最終確定全局網格數量約為60萬，改造后爐膛網格劃分如圖3所示。

圖2 不同網格數量下截面平均溫度

圖3 改造后爐膛網格劃分

2.2 邊界條件

按照鍋爐BMCR負荷的各燃燒器噴口一、二次風量和風溫設定各速度入口邊界條件。對每個燃燒器噴口，以其幾何中心為軸，通過當地柱坐標的方式實現旋轉氣流的設定。亞臨界鍋爐水冷壁壁溫沿爐高變化較小，故此爐膛四周采用了定溫邊界條件；爐膛出口處設定為壓力出口邊界；煤粉細度的設定是將現場測定的R90通過煤粉顆粒的粒徑分布體現；新型燃燒器徑向濃淡分離的效果通過設定一次風噴口內外環同心圓顆粒質量流量和粒徑分布的差異實現。主要邊界條件設定見表1。

表1 主要邊界條件設定

2.3 數學模型

基于FLUENT平臺，選用合適的流動、燃燒和輻射換熱等模型來模擬爐內燃燒過程?？紤]到旋流燃燒器出口氣流較強的旋轉特性，紊流模擬選取了帶旋流修正的Realizablek-ε雙方程模型；考慮到近壁區不適用強旋流模型，引入壁面函數法對近壁區流場進行求解[12]?？紤]到爐內換熱以輻射為主，選用相較P1輻射模型適用范圍更廣、計算精度更高的離散坐標模型來考慮散射及氣體與顆粒間的輻射換熱作用的影響[13]。采用離散相模型模擬顆粒相[14]，選用隨機軌道模型追蹤煤粉顆粒的軌跡[15-16]。Couple算法用于耦合速度和壓力之間的計算。

傳統的爐內NO濃度求解是在燃燒過程求解完成后，在已收斂的速度場、溫度場基礎上，單獨進行3種類型NO的迭代計算，方法簡單，預測準確性不足?？紤]到本改造和模擬的核心目標是考查不同燃燒方式下爐內NOx生成情況，本次模擬采用了能描述詳細化學反應過程的渦耗散概念(EDC)模型計算伴隨煤固體和氣體熱載體混合快速熱解機理的燃燒過程[17]。

根據鍋爐改造設計的煤種煤質分析，與文獻[18]中煤種相似，確定了本研究中煤揮發分主要成分為CH4、CO和H2，各自含量同樣參照文獻[18]煤種給定。將煤粉中N元素假設成以HCN形式存在，改造設計煤種煤質分析見表2。揮發分釋放后按GLARBORG等[19-20]詳細氣相反應機理進行反應。利用化學反應動力學方法計算了從HCN到NO的諸多反應，選取了28個主要反應，導入FLUENT中，形成了適合本文的通過反應直接計算NO生成的模擬方法。

表2 煤質分析

此外，還考慮了焦炭的表面反應[21-22]，具體為

(1)

(2)

(3)

(4)

3 模擬結果與分析

對改造前后不同燃燒方式的鍋爐進行了仿真模擬，研究了BMCR工況下鍋爐的性能。使用流場分布、燃燒溫度分布以及O2和NO濃度分布來分析改造方案的可行性。

3.1 流場分布

鍋爐縱切面速度大小分布如圖4所示，負荷均為BMCR。可知改造前，前后墻下層燃燒器出口的射流發生了互相沖撞，不利于旋流燃燒器在噴口出口處形成促進著火的合適的回流區，甚至在撞擊作用下，射流脈動過程中會對水冷壁的安全性產生影響。

圖4 改造前后爐膛縱截面流場分布

而改造后的縱切面流場顯示，各層燃燒器出口的旋轉射流均勻分布，其射程大小與爐膛深度匹配，未發生沖擊對面爐墻的現象，充滿度好。火焰呈開放式氣流，在射流中心的低速區利于產生回流區。

3.2 溫度場分析

改造前后爐膛主燃區、縱截面溫度分布如圖5所示。

圖5 改造前后爐膛主燃區、縱截面溫度分布

由圖5可知，改造前后爐內火焰溫度水平和范圍類似。在布置有燃燒器的主燃區形成了高溫燃燒火焰，并與水冷壁保持合適的距離，隨著換熱進行，在冷灰斗和OFA噴口附近火焰溫度快速降低。經統計，爐膛出口特征截面的平均煙溫在改造前后分別為1 022和1 045 ℃，后者略高與改造后火焰中心相對抬高有關。對比圖5(a)、(b)中溫度分布可以看出，改造前兩面墻的最下層燃燒器存在“沖擊”現象，從而使兩側火焰疊加，該區域的溫度升高不利于NO控制。

為了定量比較改造前后的爐內溫度場差異，對沿爐高度方向不同橫截面的煙氣平均溫度進行統計，如圖6所示。在燃燒器區域下方(標高10 m以下)，受兩側火焰疊加影響，改造前各截面溫度水平高于改造后；在標高10～23 m，2者溫度水平相當；在標高23 m后，改造后的溫度水平總體偏高，原因是改造后4層燃燒器的布置增大了高溫區的范圍。

圖6 改造前后溫度場分布

3.3 組分場分析

改造前后爐膛縱截面上O2體積分數和NOx質量濃度分布如圖7所示。

圖7 改造前后爐膛縱截面上O2體積分數和NOx質量濃度分布

由于煤粉射入燃燒消耗大量氧氣，并釋放大量熱量，所以圖7(a)中氧氣分布與圖5(b)中溫度分布呈現相反趨勢。同時也說明“風包火”現象明顯，減緩了高溫腐蝕問題。

為了對比NOx數值模擬結果與現場測試數據，在FLUENT中用場函數的方法，將模擬結果中NO體積分數折算為NOx(O2體積分數為6%)再進行云圖展示和統計分析。

由圖7(b)可知，NOx在冷灰斗附近分布較少，隨著燃燒器將煤粉噴入，主燃區生成了大量NOx，在每只燃燒器出口的回流區，存在一個NOx的低濃度區，說明該區域存在NOx的還原反應。

改造后，細煤粉比表面積加大，快速熱解反應條件充分，揮發分釋放速度提高，氫組分及CO含量高，消耗氧量，使得該區域火焰為高溫還原性火焰，有利于抑制NOx的生成。改造后燃燒器出口的NOx低濃度區相比改造前范圍更大。而改造前燃燒器區域的NOx質量濃度相對較高，這與兩側火焰疊加形成的高溫環境有關，兩側火焰的撞擊也不利于回流區和還原區的產生。

改造前后爐內NOx分布如圖8所示，可知改造后，在沿爐膛高度方向上，整體NOx生成量均下降，爐膛出口NOx排放質量濃度由552 mg/m3下降至345 mg/m3。在燃盡風噴入前后，改造后工況的NOx下降和上升幅度較改造前大，這是因為改造后爐內煤粉穩燃效果增強，燃盡風占比增加，增強了主燃區火焰的還原性氣氛，有利于抑制NOx的生成。

圖8 改造前后爐內NOx分布

4 改造效果驗證

為驗證改造效果，某電力科學研究院對該鍋爐改造前后進行了性能試驗。在機組BMCR負荷下測得的NOx數據如圖9所示(6%氧量)?？芍脑烨昂驨Ox排放質量濃度由564 mg/m3降至338 mg/m3，下降了40%。數值模擬結果與實際試驗值趨勢相符，說明改造效果良好，構建的NOx模型可以較好地反映伴隨煤和氣體熱載體混合快速熱解機理的低氮化燃燒技術對NOx排放的影響。

圖9 改造前后鍋爐性能試驗與數值計算結果對比

5 結 論

1)改造后細煤粉比表面積加大，快速熱解反應條件充分，揮發分釋放速率提高，氫組分及CO含量高，消耗氧量，減少了NO生成。

2)基于鍋爐爐膛前后深度不足的情況，將后墻燃燒器改到前墻后，改善了爐內空氣動力場，避免了兩側原底層燃燒器互相沖擊、高溫區疊加現象，爐內速度分布更為均勻，各層旋流燃燒器出口回流區及還原區較為明顯，有利于煤粉氣流的著火和降低NOx的生成。

3)改造后，在沿爐膛高度方向上，整體NO生成量均有下降，模擬結果表明爐膛出口NOx排放質量濃度由552 mg/m3下降至345 mg/m3，與現場測試數據趨勢相符，改造效果良好，說明所構建的NOx模型可以較好地反映伴隨煤和氣體熱載體混合快速熱解機理的低氮化燃燒技術對NOx排放的影響。