1 000 MW塔式锅炉中低负荷下低NOx排放优化

汪华剑， 赵斯楠， 方庆艳， 张 成， 魏铜生， 周虹光， 陈 刚

(1．西安热工研究院有限公司，西安 710032；2．华中科技大学 煤燃烧国家重点实验室，武汉 430074)



1 000 MW塔式锅炉中低负荷下低NOx排放优化

汪华剑1， 赵斯楠2， 方庆艳2， 张 成2， 魏铜生1， 周虹光1， 陈 刚2

(1．西安热工研究院有限公司，西安 710032；2．华中科技大学 煤燃烧国家重点实验室，武汉 430074)

针对大型燃煤锅炉在中低负荷下普遍存在的炉膛出口NOx质量浓度偏高的问题,对某台1 000 MW超超临界塔式锅炉炉内流动、传热、燃烧及污染物排放特性进行了数值模拟研究.通过改变周界风挡板开度及适当降低运行氧体积分数，对该锅炉中低负荷下NOx质量浓度高的问题进行优化.结果表明：模拟结果与现场试验数据符合得较好；中低负荷下，减小周界风挡板开度，燃烧初期化学当量比减小，炉膛出口的NOx质量浓度相应下降，70%和50%负荷时分别下降了31.2%和17.0%；适当降低运行氧体积分数，NOx质量浓度有一定的降低，同时煤粉燃尽情况基本不变.

塔式锅炉； NOx排放； 周界风； 运行氧体积分数； 数值模拟

以煤为主的能源结构决定了火电在我国电力生产中的主要地位.据统计，2012年我国工业煤消耗总量的53.18%用于发电.火电厂要排放大量的氮氧化物(NOx)，2013年我国火电厂NOx排放量达到861.4万t，占全国NOx排放总量的38.67%.NOx会极大地危害人类的生存环境和身体健康[1].因此，控制火电厂燃煤产生的NOx已刻不容缓.

在我国，绝大多数燃煤机组要承担调峰任务，因而其往往不能满负荷运行，甚至处于50%以下的低负荷区间.中低负荷下SCR入口烟温往往较低，难以满足催化剂的最佳反应温度，使得SCR系统无法正常运行；同时，为满足稳定燃烧，保证炉内空气动力场，中低负荷下的运行氧体积分数一般较高，煤粉燃烧初期往往处于富氧环境，使得NOx浓度大大升高，从而难以达到低NOx排放的要求.因而，火电机组中低负荷下低NOx排放的优化就显得尤为重要.

数值模拟是研究炉内流动、燃烧及污染物排放的有效工具[2-5].笔者对某台1 000 MW超超临界塔式锅炉的燃烧过程进行了数值模拟计算，通过调节周界风挡板开度和运行氧体积分数以实现中低负荷下的低NOx排放目标.

1 锅炉概况

以某台1 000 MW超超临界变压运行螺旋管圈直流炉为研究对象，炉膛深度和宽度均为23.16 m，高度为113.4 m.采用单炉膛塔式布置、四角切圆燃烧、摆动喷嘴调温、平衡通风.锅炉制粉系统采用中速磨冷一次风机直吹式系统，每台锅炉配置6台中速磨煤机，锅炉最大连续蒸发量(BMCR)工况时，5台投运，1台备用.锅炉燃用煤种参数见表1.

炉膛结构及燃烧器布置示意图如图1所示(图中仅标出其中一组燃烧器)，燃烧方式采用低NOx同轴燃烧系统(LNCFS).LNCFS在降低NOx排放的同时，着重考虑提高锅炉不投油低负荷稳燃能力和燃烧效率，通过技术的不断更新，LNCFS在防止炉内结渣、高温腐蚀和降低炉膛出口烟温偏差等方面同样具备良好的效果.该锅炉共设有12层煤粉喷嘴，分别为A1～A4、B1～B4和C1～C4 3组，每组燃烧器内设有端部二次风、中部二次风和2层偏置二次风，其中预置水平偏角的辅助风喷嘴(CFS)和直吹风喷嘴各占出口流通面积的50%.每台磨煤机对应相邻2层燃烧器，煤粉喷嘴之间布置有 1 层燃油枪风喷嘴.在最上层燃烧器上部布置有紧凑燃尽风(CCOFA)及6层可水平摆动的分离燃尽风(SOFA)喷嘴.

表1 燃用煤种的工业分析和元素分析

图1 炉膛结构及燃烧器布置示意图

锅炉设计参数下，一次风率为18.9%，风温为349 K，速度为28 m/s；二次风率为51.3%，风温为620 K，速度为60.3 m/s，SOFA风率为22%，风温为620 K，速度为60.3 m/s.

2 网格划分及模型选取

2.1 网格划分

采用结构化网格划分方法，使用高质量的六面体网格进行网格划分，总网格数为2.61×106.燃烧器出口区域采用与流体流动方向一致的网格，以减小计算伪扩散产生的误差，并将该区域的网格进行加密，从而准确模拟该区域物理量梯度变化大的特性.计算区域及燃烧器出口截面的网格划分如图2所示.

2.2 模型选取

炉内燃烧包括气相流动、湍流燃烧、辐射传热和污染物排放等过程.气相湍流流动计算采用标准的k-ε双方程模型模拟，气相湍流燃烧采用混合分数/概率密度函数模型(PDF)，煤粉颗粒运动采用随机轨道模型，煤的热解采用双方程平行反应模型，焦炭燃烧采用动力/扩散控制反应速率模型，辐射传热计算采用P1法.

(a)中心截面网格(b)水平截面网格

图2 炉膛网格划分

Fig.2 Grid division of the furnace

NOx的生成模拟采用后处理方法，燃烧过程中生成的NOx只考虑热力型NOx和燃料型NOx，由于快速型NOx含量很少，计算中不予考虑.热力型NOx采用扩展的Zeldovich机理[6]描述；燃料型NOx采用de-Soete模型[7]描述，采用可预测氮释放过程的先进化学渗透脱挥发分(chemical percolation devolatilization, CPD)预测挥发分N与焦炭N质量分数的比例[8-9]，其中挥发分N占55%，焦炭N占45%，焦炭N的转化系数取0.6[10].

2.3 计算条件

炉膛壁面设置为无滑移的温度边界条件，水冷壁壁面温度和辐射率分别设为700 K和0.8.炉膛出口采用压力出口边界条件，压力设为-80 Pa.煤粉颗粒的粒径分布遵循Rosin-Rammler公式，其最大直径、最小直径和平均直径分别为250 μm 、10 μm和65 μm，分布指数为1.15.焦炭燃烧的指前因子设为0.004 3 kg/(m2·s·Pa)，活化能设为83.7 kJ/mol.

压力与速度耦合选用SIMPLE算法，求解采用逐线迭代法和低松弛因子，压力项离散采用PRESTO格式，其他项离散格式为一阶迎风.获得收敛解的判敛标准为:能量方程、辐射传热计算以及NO、HCN和NH3体积分数的残差小于10-6，其他方程残差小于10-3.

2.4 工况设置

该机组在中低负荷下运行时存在炉膛出口NOx质量浓度较高的问题，且负荷越低，NOx质量浓度越高.结合现场运行情况及理论分析[11]，出现上述现象的原因主要有2点：一是与高负荷时相比，低负荷时的一次风煤比增加了30%以上，导致一次风煤粉浓度严重偏低，燃烧初期的化学当量比增大，从而促进了燃烧初期NOx的生成反应，削弱了NOx的还原反应；二是低负荷时的运行氧体积分数大大高于高负荷时，主燃区的过量空气系数较大，处于富氧气氛，削弱了SOFA的功能，导致空气分级作用不明显.

针对以上问题，从2方面采取措施进行低NOx排放优化：(1)减小周界风挡板开度，即减少中低负荷下周界风量，从而减小燃烧初期化学当量比，使一次风喷口附近尽可能处于欠氧环境；(2)优化运行氧体积分数设置，在设备许可的条件下，尽可能降低运行氧体积分数.

研究过程中，采用数值模拟结合现场试验的方法，设置不同工况(即不同周界风挡板开度和不同运行氧体积分数)，并将两者的结果进行对比，验证模型的合理性及方案的可行性.周界风挡板开度会影响周界风量，由于周界风喷口大小固定，因此在数值模拟中，采用改变周界风速度来模拟实际运行情况；运行氧体积分数的变化通过调整总风量来实现.

具体工况设置如表2所示.其中，工况1～工况3及工况6～工况8用以研究不同负荷下周界风挡板开度变化对NOx质量浓度的影响；工况2、工况4～工况5和工况8～工况10用以研究不同负荷下运行氧体积分数变化对NOx质量浓度的影响.

表2 工况设置

3 计算结果及分析

3.1 模拟结果验证

为了验证计算模型及模拟结果的合理性，选取工况1和工况2与现场试验数据进行对比，结果如表3所示.

由表3可知，模拟值与试验值符合得较好，说明所采用的网格及模型能够合理地模拟实际燃烧过程.

表3 模拟结果与现场试验结果的对比

3.2 变周界风挡板开度的影响

图3和图4分别为70%和50%负荷下一次风喷口中心截面的速度矢量图.从图3和图4可以看出，随着周界风挡板开度的减小，即周界风速度减小，一次风速度略微减小，但因周界风量较小，其速度分布并无明显变化，均形成了良好的切圆，且没有直接冲刷水冷壁，可见减小周界风挡板开度并不会对炉内的空气动力场产生太大影响.不同负荷下，一次风速度分布也非常相似，这是因为虽然负荷降低后，风量会减少，但磨煤机运行台数也相应减少，即一次风喷口开启数量减少，因而一次风速度并无明显变化.

(a)工况1(b)工况2(c)工况3

图3 70%负荷下一次风喷口中心截面的速度矢量图

图4 50%负荷下一次风喷口中心截面的速度矢量图

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

图5为不同负荷、不同工况下炉膛温度(图中用炉膛相应截面的平均温度表示)沿炉膛高度的分布曲线.从图5可以看出，各工况下炉膛温度分布趋势基本一致，在冷灰斗区域，仅有较少的煤粉进行燃烧，因而炉膛温度较低，约为1 100 K；进入主燃区后，大量煤粉开始剧烈燃烧，炉膛温度迅速升高，在主燃区上方达到最高.随着炉膛高度的增加，煤粉逐渐燃尽，水冷壁不断吸热，炉膛温度有所降低.在52 m附近，随着SOFA的加入，CO与未燃尽的煤粉进一步反应释放热量，炉膛温度又有所上升.进入屏区后，煤粉已基本燃尽，同时过热器和再热器大量吸热，炉膛温度迅速降低，在出口处降低到1 000 K以下.

(a)70%负荷(b)50%负荷

图5 沿炉膛高度平均温度分布

Fig.5 Average temperature distribution along furnace height

对比中低负荷下的几个工况可以看出，随着周界风挡板开度的减小，燃烧初期化学当量比也随之减小，主燃区煤粉燃烧相对不充分，燃烧中心上移，因而会出现周界风挡板开度减小，主燃区温度下降，主燃区上方温度升高的情况.但各工况都能保证煤粉较好地燃尽，因而在炉膛出口处温度基本一致.

图6和图7分别为70%和50%负荷下各组分沿炉膛高度的分布曲线.对比各负荷下的O2体积分数分布(即图6(a)和图7(a))可以看出，周界风挡板开度减小，使主燃区过量空气系数有所减小，因而在主燃区，周界风挡板开度越小，对应O2体积分数越低，但因周界风率较小，其变化并不明显.SOFA加入后，O2体积分数都有明显的升高，最终在出口处基本达到一致.70%负荷下，有少部分煤粉在主燃区未燃尽，因而SOFA加入后，这部分煤粉再次燃尽，使O2体积分数又有所下降；50%负荷下，为了维持炉内的空气动力场及煤粉的稳定燃烧，将运行氧体积分数设定较高，主燃区过量空气系数接近1，煤粉在主燃区已基本燃尽，SOFA加入后，O2体积分数升高并趋于平衡，各工况下均没有下降的趋势.

(a)O2体积分数

(b)CO体积分数

(c)NOx质量浓度

(a)O2体积分数

(b)CO体积分数

(c)NOx质量浓度

从图6(b)和图7(b)可以看出，与O2体积分数分布曲线相反，CO主要集中在主燃区，这是由大量煤粉在此区域不完全燃烧产生的，进入主燃区上方后，由于空气的补足，CO被氧化成CO2，CO体积分数迅速降低.此外，随着周界风挡板开度的减小，主燃区CO体积分数有所升高，这是由于燃烧初期化学当量比减小，煤粉燃烧不充分所致.

炉内热力型NOx主要是空气中的N2在高温下氧化生成的，较大程度上依赖于炉内温度，一般占总量的20%～30%；燃料型NOx是煤中含N化合物在燃烧过程中生成的，主要依赖于燃烧初期的化学当量比，占了总量的70%～80%.

图6(c)、图7(c)分别为不同负荷下NOx质量浓度(6%O2体积分数下，下同)沿炉膛高度的分布曲线.从图6(c)和图7(c)可以看出，煤粉进入炉膛后迅速燃烧，煤中挥发分N以HCN和NH3的形式大量析出，随后被氧化成NO，其余则以焦炭N的形式在高温下转化为NO.另一方面，已生成的NO又会被HCN、NH3、CO和焦炭N等还原性物质还原成N2.因而在主燃区，NO的氧化反应与还原反应是同时发生的，且存在竞争关系，所以主燃区NOx质量浓度呈现波动的趋势.进入主燃区上方，由于炉膛温度的降低及煤粉的逐渐燃尽，NOx质量浓度逐渐下降.52 m附近，SOFA的加入使未燃尽的煤粉再次燃尽，NOx质量浓度又略微升高.对比不同工况可以看出，随着周界风挡板开度的减小，NOx质量浓度有明显的下降，炉膛出口NOx质量浓度如图8所示.与周界风挡板开度为55%相比，周界风挡板开度为20%情况下，70%负荷时的NOx质量浓度下降了31.2%，50%负荷时的NOx质量浓度下降了17.0%，NOx质量浓度下降明显.在现场试验中，为防止燃烧器喷口烧坏，在70%负荷时仅将周界风挡板开度减小至40%.现场试验数据显示在70%和50%负荷时，NOx质量浓度分别下降了22.9%和23.1%.

图8 不同周界风挡板开度下炉膛出口NOx质量浓度

NOx质量浓度下降的原因主要有3方面：周界风挡板开度从55%减至40%再减至20%，使得燃烧初期风煤比减小，70%负荷时分别为3.74、3.34和3.03，50%负荷时分别为4.18、3.75和3.43，风煤比减小明显.从而减小了燃烧初期的化学当量比，抑制了NOx的生成反应；低周界风挡板开度时主燃区的CO体积分数高，有利于形成还原性气氛，从而有效抑制NOx的生成；减少的周界风量有一部分分配至SOFA区域，在一定程度上加强了空气分级程度，从而降低了NOx的生成量.

改变周界风挡板开度后炉膛出口飞灰含碳质量分数如图9所示.从图9可以看出，随着周界风挡板开度的减小，飞灰含碳质量分数均处于较低的水平，说明减小周界风挡板开度对煤粉燃尽情况没有明显的影响；70%负荷时，随着周界风挡板开度的减小，炉膛出口烟温分别为907 K、906 K和903 K,50%负荷时，炉膛出口烟温分别为887 K、882 K和880 K，仅有小幅度降低.

图9 不同周界风挡板开度下炉膛出口飞灰含碳质量分数

3.3 变运行氧体积分数的影响

该机组在中低负荷运行过程中往往运行氧体积分数设定较高，主燃区过量空气系数较大，无法体现出空气分级的优势，导致NOx质量浓度也会相应升高.因而，在不影响机组运行经济性和稳定性的前提下，适当优化运行氧体积分数，进而实现中低负荷下低NOx排放的目标.

在70%和50%负荷下，各选取3个不同的运行氧体积分数进行数值模拟，其中70%和50%负荷下的周界风挡板开度分别选取40%和20%.各工况下炉膛温度沿炉膛高度的分布曲线如图10所示.从图10可以看出，70%负荷下，运行氧体积分数为4.4%时，主燃区燃烧充分，炉膛温度较高，在最上层一次风位置，即38 m处，炉膛温度达到最高.之后随着煤粉的燃尽及水冷壁、换热器的吸热，炉膛温度逐渐降低.运行氧体积分数降低至4.1%和3.8%时，主燃区过量空气系数减小，煤粉燃烧不完全，主燃区温度降低，同时燃烧中心上移，最高温度出现在45～48 m.对于50%负荷，各工况下炉膛温度分布基本一致，这可能是因为3个工况均处于较高的运行氧体积分数，都能保证煤粉的充分燃烧，而随着炉膛高度的增加，高运行氧体积分数使得煤粉燃烧更加剧烈，但更多的空气同时也会吸收更多的热量，两者存在同步竞争的关系，因而炉膛温度并无明显差异.图11(a)和图12(a)分别为70%和50%负荷时，不同运行氧体积分数下O2体积分数沿炉膛高度的分布曲线，其中70%负荷时O2体积分数主要的区别出现在45 m以上的区域.这与上述温度分布具有很好的对应关系，运行氧体积分数为4.4%时，38 m附近煤粉燃烧最剧烈，之后随着燃尽风(OFA)、SOFA的加入，O2体积分数持续升高，最终趋于稳定.低运行氧体积分数时，由于煤粉燃烧的延迟，在45 m处O2体积分数先升高后降低，之后随着SOFA的加入，O2体积分数迅速升高.50%负荷时，各工况下O2体积分数曲线变化基本一致，高运行氧体积分数始终对应较高的O2体积分数.

(a)70%负荷(b)50%负荷

图10 不同运行氧体积分数下沿炉膛高度的炉膛温度分布

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

图11(b)和图12(b)分别为70%和50%负荷时，不同运行氧体积分数下的CO体积分数分布曲线.从图11(b)和图12(b)可以看出，70%负荷时，运行氧体积分数越低，主燃区CO体积分数越高，在炉膛出口处，CO体积分数已基本为0.50%负荷时，各工况下主燃区均能保证煤粉充足的燃烧，因为CO体积分数并无明显差异.

(a)O2体积分数

(b)CO体积分数

(c)NOx质量浓度

(a)O2体积分数

(b)CO体积分数

(c)NOx质量浓度

图11(c)和图12(c)分别为70%和50%负荷时，不同运行氧体积分数下NOx质量浓度分布曲线.从图11(c)和图12(c)可以看出，运行氧体积分数越低，NOx质量浓度也越低.炉膛出口的NOx质量浓度如图13所示.从图13可以看出，70%和50%负荷时，运行氧体积分数降低，炉膛出口NOx质量浓度下降的幅度分别为20.9%和10.4%.但在现场试验中发现，50%负荷时，当运行氧体积分数低于5.8%时，引风机电流开始有小幅波动，因而，实际中运行氧体积分数设定值不宜低于5.8%.现场试验结果显示，在70%和50%负荷时，炉膛出口NOx质量浓度分别下降了17%和6.6%.

NOx质量浓度的降低一方面是因为运行氧体积分数降低，主燃区温度有所降低，可以有效减少热力型NOx的生成；另一方面，低运行氧体积分数可以使得炉内主燃区呈现还原性气氛，从而抑制了燃料型NOx的生成，也可以将已生成的NOx还原，从而降低了炉膛出口的NOx质量浓度.

图13 不同运行氧体积分数下炉膛出口NOx质量浓度

图14给出了运行氧体积分数降低后炉膛出口飞灰含碳质量分数的变化.从图14可以看出，飞灰含碳质量分数仅有少量上升，对机组的经济性并没有明显的影响，同时，降低运行氧体积分数也可以减少送风机及引风机的功耗，降低排烟热损失等.

图14 不同运行氧体积分数下炉膛出口飞灰含碳质量分数

4 结 论

(1)减小周界风挡板开度即降低周界风速度，对炉内空气动力场影响较小，同时也不会影响到煤粉的燃尽.

(2)中低负荷下，减小周界风挡板开度可以减小燃烧初期的化学当量比，大大抑制了主燃区NOx的生成，NOx质量浓度下降明显，数值模拟结果表明70%、50%负荷时炉膛出口NOx质量浓度分别下降了31.2%和17.0%，与现场试验结果符合得较好.

(3)适当降低运行氧体积分数可以有效发挥空气分级的低氮燃烧作用，在一定程度上降低了炉膛出口NOx质量浓度，同时飞灰含碳质量分数也没有明显上升.

(4)结合现场试验及数值模拟结果，建议在机组实际运行中，70%负荷时周界风挡板开度设置在40%，运行氧体积分数设置在3.8%；50%及以下负荷时，周界风挡板开度设置在20%，运行氧体积分数设置在5.8%.

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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

华中科技大学校青年基金资助项目(01-18-120070)

汪华剑(1982-)，男，湖北武汉人，博士，主要从事电站锅炉清洁燃烧方面的研究． 方庆艳(通信作者)，男，副教授，博士，电话(Tel．)：027-87542417-8206；E-mail：qyfang@hust.edu.cn.

1674-7607(2016)10-0765-08

TK227

A 学科分类号：470.30