中心富燃料直流煤粉燃燒器燃燒及NOx生成特性

沈 濤，宋民航，夏良偉，黃 鶯，路丕思

(1.哈爾濱鍋爐廠有限責任公司，黑龍江 哈爾濱 150046；2.哈爾濱鍋爐廠有限責任公司 高效清潔燃煤電站鍋爐國家重點實驗室，黑龍江 哈爾濱 150046；3.中國科學院 過程工程研究所，北京 100190)

0 引 言

中國是世界上最大的能源消費國[1]，年均能源消費需求仍在持續增長。盡管煤炭消費占一次能源消費總量比重有所下降，但煤炭燃燒利用占煤炭消費量比重仍超過80%[2]。在未來相當長一段時期內，煤炭仍將是我國能源消費的主要燃料[3-4]。近年，隨著波動性可再生能源發電比例的不斷提高，火、熱、風、光等高度耦合的“多能互補”能源結構逐漸形成，煤電作為基礎調節能源，承擔著負荷調節的關鍵角色[5-6]。而對于現階段而言，燃煤機組的整體調峰能力距不投油穩燃時最小技術出力(20%～25%)的目標相差甚遠[7]，且難以兼顧低NOx生成的環保需求。

增強燃煤鍋爐的穩燃能力及促進高效、低NOx生成是目前機組靈活調峰過程中亟需解決的關鍵問題。而煤粉燃燒器作為鍋爐的“心臟”，是直接決定鍋爐穩燃、燃盡及NOx生成特性的關鍵核心設備[8-9]。目前電站鍋爐煤粉燃燒器主要采用直流燃燒或旋流燃燒2種燃燒方式[10]。其中，直流煤粉燃燒器的市場份額占比巨大，其特點是氣流以直流射流方式噴出，擴散角度小、射程遠，但單股射流卷吸周圍高溫煙氣的能力弱，不利于煤粉的及時著火。為避免該劣勢，常采用多只燃燒器切圓燃燒的布置方式，用以卷吸高溫煙氣直接加熱并點燃煤粉氣流[11]。

經過多年技術升級，直流煤粉燃燒器在低NOx生成、運行可靠性等方面取得了一些重要進展。在降低NOx生成方面，常采用煤粉濃淡燃燒技術，通常為水平濃淡燃燒器及垂直濃淡燃燒器。安恩科等[12]以1臺350 MW電站鍋爐為應用對象，系統對比了應用水平濃淡技術前后直流煤粉燃燒器的NOx生成特性，研究表明，相比于常規直流燃燒器，采用水平濃淡技術可使爐膛出口NOx排放濃度大幅降低28.6%。為實現對爐膛氣溫的靈活調節，周光宇等[13]針對直流煤粉燃燒器四角切圓鍋爐存在的爐膛出口煙溫偏差問題，通過將部分二次風反向偏轉，有效減弱了煙溫偏差。同時提出了采用擺動式煤粉燃燒器調節氣溫的方法。在防止直流煤粉燃燒器附近水冷壁結焦及高溫腐蝕問題方面，劉超等[14]設計了位于煤粉氣流周圍的偏置周界風，用以保持附近水冷壁區域較高的氧量。韓升利等[15]借助數值模擬方法，計算了直流燃燒器噴口的流場及溫度場分布，發現噴口肋板附近存在明顯的高溫區，為防止該位置出現燒損問題，噴口處的最低冷卻風速需大于10 m/s。在增強煤種適應性方面，賽爾江[16]提出增強直流煤粉燃燒器的靈活調節性，實現在強化燃燒與弱化燃燒間的靈活調節，提高了燃燒器對多煤種的適應性。

目前，各類型直流煤粉燃燒器在實際應用中，仍存在一定優化空間：① 煤種適應性有待進一步提高。通常在燃用煙煤時表現出良好的穩燃特點及低NOx排放性能，但在燃用難燃煤時，難以同時保證穩燃及低NOx排放；② 煤粉氣流噴口結構優化，表現為重視煤粉濃淡分離裝置作用，而對煤粉氣流噴口及其下游回流區的協同作用考慮不足；③ 難以滿足低負荷運行對穩燃及低NOx能力需求。低負荷運行下，一方面煤粉濃度降低，使著火熱增加，造成著火推遲及燃燒穩定性差[17-18]。同時，低負荷下由于還原性高溫回流區的削弱及風煤比增大等原因，抑制NOx生成能力減弱，造成NOx生成量偏高[19-20]。上述問題制約著直流煤粉燃燒器的整體性能提升[21]。

為了優化及改善上述問題，哈爾濱鍋爐廠有限責任公司提出了1種中心富燃料直流煤粉燃燒器[22]，通過設置二級煤粉濃縮并結合鈍體回流及穩燃齒穩燃，強化煤粉濃淡分級燃燒、穩燃并降低NOx生成。筆者采用數值計算方法，通過調整風量配比，系統研究該類型燃燒器的流動、燃燒及NOx生成特性。通過研究，對該類型燃燒器性能認識要加深入，促進直流煤粉燃燒器的優化設計。

1 中心富燃料直流煤粉燃燒器

圖1為中心富燃料直流煤粉燃燒器結構。該燃燒器主要由入口彎管、濃縮器、淡煤粉氣流通道、濃煤粉氣流通道、穩燃板及穩燃齒等結構組成。為強化對煤粉氣流的濃縮效果，促進煤粉的快速升溫著火、穩燃及降低NOx生成[23]，設計了兩級煤粉濃縮結構。煤粉氣流由入口彎管進入，在彎管內急速轉向過程中，煤粉顆粒受離心力作用，在靠近入口彎管大直徑端的內壁流動，發生第一級煤粉濃縮。然后，高濃度煤粉氣流與濃縮器相遇后急速轉向，煤粉顆粒慣性分離，發生第二級煤粉濃縮。經深度濃縮后的濃煤粉氣流由位于中間的濃煤粉氣流通道流出，而形成的低濃度淡煤粉氣流由位于上、下部的淡煤粉氣流通道流出。同時，在濃煤粉氣流通道出口外側，設置呈鈍體狀的穩燃板用于構建高溫回流區，在濃煤粉氣流通道出口內側，布置了穩燃齒以強化煤粉氣流與高溫煙氣間的混合及傳熱。為冷卻煤粉氣流噴口，在煤粉氣流通道出口沿周向設置了風量小但風速高的周界風[11]。同時，二次風分別布置于煤粉氣流通道的上、下方區域。燃燒器燃用煤質參數見表1。

圖1 中心富燃料煤粉燃燒器結構示意Fig.1 Structure of the central fuel-rich burner

表1 煤質工業分析與元素分析Table 1 Proximate and ultimate analysis of coal

2 數值計算方法

2.1 流動及燃燒模擬理論模型

數值計算采用ANSYS Fluent 14.5平臺進行。考慮到網格劃分數量及疏密直接影響著計算精度及準確性，且燃燒器噴口附近的流動和反應較為復雜，因此待求解基本穩定后，對燃燒器噴口區域網格進行局部加密，而后繼續開展精細計算。表2為計算所采用的理論模型。顆粒發射率和散射系數分別設置為1.0和0.9，在傳熱、流動及燃燒反應計算得到穩定解后，加載NOx生成模型，計算NOx濃度。NOx生成過程通過用戶自定義函數(UDF)計算。在該UDF中，對于揮發性N的氧化，參考文獻[25]中所述的揮發性N詳細反應路徑。對于Char-N的氧化，NO通過Char-N與O2直接反應形成，并考慮了焦炭孔隙中NO被還原成N2的機理。對于焦炭表面上的NO還原反應，NO反應速率與焦炭BET比表面積、NO分壓及焦炭顆粒濃度成正比。由于煤粉燃燒過程中的快速型NOx生成量很少，因此在計算中僅考慮熱力型NOx及燃料型NOx生成，其中，分別采用澤爾多維奇機理計算熱力型NOx以及De Soete模型計算燃料型NOx。詳細計算模型及方法可參見文獻[26]。

表2 數值計算理論模型Table 2 Theoretical models used in numerical simulation

2.2 計算域及邊界條件

為方便與已有試驗數據進行對比，驗證本文采用理論模型及邊界條件的準確性，計算域模型以哈爾濱鍋爐廠的1臺30 MW燃燒器性能驗證系統為原型，建立燃燒器及爐膛結構的三維數值計算域模型(圖2)，該系統采用臥式“Π”型布置，由燃燒器、爐膛模塊1～7等組成。燃燒器計算域在考慮圖1燃燒器本體結構的同時，也考慮了各噴口的入口風道結構。數值計算共安排3個工況，詳細參數見表3。在每個工況中，固定總風量為4.02 kg/s。其中，工況1為基準設計工況(對應燃燒器設計參數)。為研究一次風煤粉濃度增加對煤粉濃縮及燃燒特性的影響，工況2基于工況1，保持燃燒器整體風量不變，一次風流量由0.96 kg/s降至0.81 kg/s，同時增大二次風流量。為了研究空氣分級對該類型燃燒器的燃燒及NOx生成特性影響，工況3基于工況1，二次風量由1.52 kg/s增至1.89 kg/s，對應燃盡風量由1.54 kg/s降至1.17 kg/s。通過改變一、二次風及燃盡風間的風量配比，探究以上配風參數變化對該燃燒器煤粉燃燒及NOx生成特性的影響規律。

圖2 計算域模型及邊界條件設置Fig.2 Calculation domain model and boundary conditions

表3 數值計算工況參數Table 3 Numerical calculation parameters

2.3 數值計算模型驗證

由于前期開展了基準工況的熱態試驗，通過布置在試驗爐膛各模塊側墻上的熱電偶(布置位置如圖2所示)測量了近壁區溫度分布，并采集了爐膛出口煙氣組分濃度，通過對比這部分試驗數據與模擬結果來驗證數值計算的準確性。圖3為模擬值與試驗值對比(NOx質量濃度在6% O2下測得)。由爐膛近壁區溫度分布可知，數值計算與試驗測量得到的溫度分布規律一致。在溫度值上，試驗測量值略低于模擬獲得的溫度，差值37～81 ℃。分析原因是由于熱電偶測量過程中的輻射及熱傳導產生的熱損失[25,27]，且連續測量過程中沉積在熱電偶表面的灰渣顆粒也會降低測量值。考慮到數值計算得到的爐膛出口O2及NOx濃度與測量結果具有很好的一致性，進一步說明了計算模型及方法的有效性。

圖3 數值計算與試驗結果對比Fig.3 Comparison of numerical and experimental results

3 結果與討論

3.1 氣流流動特性

典型截面上軸向速度分布云圖如圖4所示。沿氣流流動方向，穩燃板(圖1)的截面面積逐漸增大，在穩燃板后方形成低壓區，卷吸周圍高溫煙氣形成回流，由圖4(a)可知，在穩燃板后方形成了2處明顯的對稱回流區(煤粉氣流出口藍色區域，速度為負值)，對應回流區長度約為160 mm。進一步由圖4(b)可知，速度大小呈良好的左右對稱分布，上、下二次風速較高在38 m/s附近，有利于保持二次風射流剛性。各煤粉氣流通道間的氣流速度差異較大。其中，濃、淡煤粉氣流出口平均速度如圖5所示，可知各工況濃煤粉氣流出口風速約13 m/s，明顯低于淡煤粉氣流出口風速(約8 m/s)。這將有利于延長高濃度煤粉氣流在高溫回流區的停留時間，促進煤粉的升溫著火及穩定燃燒。對比各工況間的速度分布可知，工況2中減小一次風量后，對應濃、淡煤粉氣流出口風速相對于工況1均明顯降低。而在工況3中，盡管一次風量與工況1相同，但二次風量大幅增加，由1.52 kg/s 增大至1.89 kg/s(表3)，對附近氣流的引射作用增強，具體表現為靠近二次風的上、下淡煤粉氣流風速略升高，同時濃煤粉氣流風速降低了3.4 m/s。

圖4 典型截面軸向速度分布Fig.4 Velocity distribution on typical sections

圖5 濃、淡煤粉氣流通道出口平均氣流速度Fig.5 Average gas velocity at the fuel-rich and fuel-lean flow nozzles

3.2 煤粉濃縮特性

煤粉質量濃度分布如圖6所示。由圖6(a)可知，經過入口彎管和煤粉濃縮器的依次濃縮，可將大部分煤粉(占總煤粉量的80%～90%)濃縮于中部區域，并由位于中部的濃煤粉氣流通道噴出，因此能夠在燃燒器出口的主燃區形成貧氧富燃料環境。由圖6(b)可知，濃煤粉氣流通道的左側煤粉濃度明顯高于右側，這主要是由于三維計算域模型參照了實際試驗臺管路布置，在煤粉氣流入口前端存在2處非對稱布置彎頭，對煤粉產生非對稱濃縮效果。為了消除該效果，可根據現場實際情況盡量減少入口處彎頭的設置，同時使彎頭的中截面位于燃燒器的豎直中心截面上。如受空間限制難以滿足上述要求，可考慮在入口彎頭處布置煤粉均分器。

圖6 煤粉質量濃度分布特點Fig.6 Distribution characteristics of pulverized coal mass concentration

中濃、淡煤粉氣流出口的煤粉質量濃度如圖7所示，通過對比可知，相比工況1，工況2中一次風量減小，各通道出口煤粉濃度均有所升高。而在工況3中，盡管一次風量與工況1相同，但濃煤粉氣流的煤粉質量濃度提高了0.62 kg/m2，結合第3.1節可知，受高質量速二次風引射影響，濃煤粉氣流風量降低，對應煤粉質量濃度升高明顯。

圖7 濃、淡煤粉氣流通道出口平均煤粉質量濃度Fig.7 Average pulverized-coal mass concentration at the fuel-rich and fuel-lean flow nozzles

3.3 揮發分釋放及溫度分布

揮發分釋放及其濃度分布是影響煤粉著火及火焰分布的重要因素。各工況揮發分釋放速率及濃度分布如圖8所示，由圖8(a)可知，各工況的揮發分釋放位置基本相同，位于距燃燒器出口300 mm附近。對比揮發分釋放速率可知，最大釋放速率由工況1、工況3至工況2依次降低。這是由于工況2中一次風量減少，不利于已釋放揮發分的充分燃燒及放熱，一定程度上抑制了后續揮發分的快速釋放。由圖8(b)可知，由于后續二次風的補充助燃，使揮發分在距燃燒器出口不遠處基本消耗殆盡。對比工況1～3，高濃度揮發分區域的長度逐漸減小，分析原因是由于二次風量由工況1中的1.52 kg/s逐漸增大至工況3中的1.89 kg/s，使二次風對揮發分的混合稀釋作用增強，從而呈現出高濃度揮發分區域長度逐漸縮短的趨勢。

圖8 揮發分釋放速率及質量分數Fig.8 Volatile release rate and mass fraction

圖9為各工況下的揮發分反應速率及溫度分布，可知揮發分的反應速率與其釋放速率(圖8)直接相關，同樣呈現出由工況1、工況3至工況2逐漸減小的規律。由溫度分布可知，各工況著火位置基本接近，由于工況1的揮發分高且反應速率大，爐膛高溫區面積明顯大于其他工況。為定量對比各工況間的溫度變化規律，圖10進一步提取了沿爐膛各截面的平均溫度。可知，高溫區位于爐膛模塊1及模塊2內，相比之下，工況2的高溫區溫度略低，但整體高溫區長度明顯增大。分析原因是由于工況2的揮發分反應速率低，導致燃燒反應時間增加，延長了高溫區長度范圍。對比工況1及工況3可知，工況3中模塊1的平均溫度略低于工況1，而模塊2～7的整體溫度要高于工況1。這是由于工況3的燃燒初期具有較多低溫二次風供入(表3)，降低了燃燒初期的平均溫度，而后相對充足的二次風為后續煤粉燃燒持續補氧，促進了后續煤粉的持續燃燒放熱。

圖9 揮發分反應速率及溫度分布Fig.9 Volatile reaction rate and temperature distribution

圖10 沿著爐膛方向截面平均溫度分布Fig.10 Average temperature distribution along the furnace section

3.4 CO生成及固定碳燃盡特性

圖11為CO濃度及固定碳燃盡速率分布。由于在燃燒器出口形成了貧氧富燃料區(圖6)，煤粉燃燒初期氧量供應不足，使揮發分釋放初期生成大量CO。對比之下，工況1中CO體積分數較高，而在工況2中，由于燃燒反應時間延長，煤粉燃燒初期的CO生成量相應降低。盡管工況3與工況1的一次風量相同，但受風量增加二次風的降溫稀釋作用，CO體積分數仍低于工況1。由圖11(b)可知，各工況的固定碳最大燃盡率區域則主要集中于高溫區內。

圖11 CO體積分數及固定碳燃盡速率Fig.11 CO mass fraction and fixed carbon burnout rate

圖12為爐膛出口平均CO濃度及固定碳燃盡率。可知，工況1的爐膛出口CO質量濃度為207 mg/m3(O2體積分數6%)，燃盡率達98.15%，說明該燃燒器具有良好的燃盡特性。而在工況2中，由于高溫區范圍增大(圖10)，燃盡區溫度高于其他工況，使得CO及固定碳在燃盡區仍能持續燃燒，爐膛出口保持較低的CO質量濃度及較高的固定碳燃盡率。

3.5 NO生成特性

圖13為煤粉燃燒過程中的NO體積分數及對應生成速率。結合圖9(b)溫度分布可知，NO生成主要集中于高溫區，且由于二次風的補入，使高濃度NO分別出現于煤粉氣流的上、下部區域，且對應較高的NO生成速率。而后，由于主燃燒區內存在大量CO及固定碳(圖11)，使得部分NO在后續反應過程中被還原成N2。圖14為爐膛出口O2量及NOx質量濃度。由于工況1在主燃區形成了貧氧、富燃料燃燒氛圍，有利于抑制NOx生成，其NOx質量濃度在各工況中最低為162.34 mg/m3(O2體積分數6%)。而在工況1～工況3，爐膛出口NOx質量濃度逐漸升高。分析原因是由于，工況2中，由于一次風量減少，強化了煤粉濃縮(圖7)和著火放熱效果，而后與之相鄰且風量增加的二次風補入，削弱了煤粉燃燒初期的還原性氛圍，使該工況的NOx質量濃度略升高約10 mg/m3(O2體積分數6%)。而在工況3中，由于燃盡風量減少，同時二次風量大幅增加(表3)，使主燃區的氧化性氛圍進一步增強，NOx生成量增多，對應爐膛出口NOx質量濃度增加至237.3 mg/m3(O2體積分數6%)，相比于工況1增加了40%。同時，由爐膛出口氧量變化可知，氧量從工況1～工況3逐漸降低，而在工況3中，呈現了爐膛出口固定碳燃盡率(圖12)及氧量均較低的結果。分析可能原因是由于工況3中二次風量大幅增加，使二次風入射速度增加約7 m/s(圖4)，一定程度上有利于二次風與氣相揮發分間的混合燃燒。加之，二次風量大幅增加，對應空氣分級燃燒效果減弱，氧化性氛圍增強，促進了氧與N元素等的結合，使NOx生成量大幅升高，對應爐膛出口氧量有所降低。

圖13 NO濃度及生成速率Fig.13 NO concentration and generation rate

圖14 爐膛出口氧量及NOx排放濃度Fig.14 O2 content and NOx emission concentration at the furnace exit

綜上所述，中心富燃料直流煤粉燃燒器具有著火及時、穩燃及低NOx生成特性。將該燃燒器應用于四角切圓的燃燒方式時，其及時著火及促進穩燃的特性將有利于增強實際鍋爐低負荷及升(降)負荷運行下的燃燒穩定性。由于實際爐膛尺寸巨大，將增加煤粉在爐內高溫區的停留時間，促進煤粉的整體燃盡效果。在NOx生成方面，在工況1中燃燒器設計參數下，NOx質量濃度較低，為162.34 mg/m3(O2體積分數6%)。由于研究主要針對單只直流煤粉燃燒器，而目前已發表文獻多基于應用直流煤粉燃燒器的四角切圓鍋爐[28-31]，整體NOx生成特性受燃燒器類型及數量、鍋爐負荷、煤質及配風參數等共同影響，爐膛出口NOx質量濃度多高于200 mg/m3(O2體積分數6%)[28-30]，部分燃燒器甚至高達300 mg/m3(O2體積分數6%)以上[31]。考慮到單只中心富燃料直流煤粉燃燒器設計參數下可實現較低的NOx質量濃度，有望在后續應用于四角切圓鍋爐上時，結合爐膛深度空氣分級及煙氣再循環等低氮技術，使爐膛出口NOx排放保持在較低水平。

4 結 論

1)煤粉氣流經二級濃縮后，可以將大部分煤粉(80%～90%)濃縮于中間濃煤粉氣流通道，形成上、下側淡煤粉氣流夾著中間濃煤粉氣流的燃燒方式，濃煤粉氣流噴出速度在12～16 m/s，能夠在燃燒器出口形成低速、富燃料區，使中間濃煤粉氣流率先著火后點燃兩側的淡煤粉氣流，對應著火位置距燃燒器出口約300 mm。同時，穩燃板及穩燃齒的設置可以在燃燒器出口形成2處對稱高溫回流區，對應回流區長度約為160 mm，有助于強化煤粉氣流的著火及穩燃。

2)減小一次風量并增大二次風量，將降低揮發分的反應速率，延長CO及固定碳的反應時間，火焰高溫區長度相應增大。而當增大二次風量同時減小燃盡風量時，高速二次風對煤粉氣流的引射作用增強，為后續煤粉燃燒持續補氧，促進后續煤粉的燃燒放熱。

3)煤粉深度濃淡分級加高溫回流區的共同作用，使燃燒器出口形成貧氧富燃料的強還原性氛圍，明顯抑制了NOx生成。燃燒器設計參數下的爐膛出口氧量為3.46%，NOx質量濃度為162.34 mg/m3(O2體積分數6%)。大幅增加二次風量后，削弱了主燃區還原性效果，使NOx質量濃度大幅升高至237.3 mg/m3(O2體積分數6%)，相比于設計工況，增加約40%。