燃尽风风率对四角切圆锅炉燃烧及排放特性的影响

任少辉，李跃峰，马 仑，黄 海，闫心永，陈 宏，刘雪冬，黄孝文

（1.武汉凯迪绿色能源开发运营有限公司，湖北 武汉 430074；2.华中科技大学煤燃烧国家重点实验室，湖北 武汉 430074）

0 引言

化石燃料的燃烧，引起了一系列的环境问题，保护环境刻不容缓。氮氧化物作为主要污染物之一，危害严重，是酸雨、臭氧破坏以及空气污染的罪魁祸首。随着人们对环境问题的重视，火电厂作为主要的NOx排放源，受到了国家日益严格的监管。空气分级燃烧技术能够有效降低NOx，其与SCR联用比单独使用SCR更能节约脱硝成本，因此在降低火电厂氮氧化物生成中得到了广泛的应用[1-3]。

SOFA风作为空气分级燃烧技术中的一个重要组成部分，其风率的和摆角会通过影响空气分级程度，对NOx排放量以及煤粉颗粒燃尽率有较大的影响。目前国内在低NOx燃烧技术领域内取得了很多有意义的成果。钟亚峰等[4]研究了SOFA风率对某600 MW四角切圆锅炉NOx生成的影响，研究结果表明：增设燃尽风，能有效降低主燃区温度，使主燃区产生较强的还原性氛围，降低NOx的产生。宋景慧等[5]研究了燃尽风量对某电厂对冲燃烧锅炉NOx排放量的影响，研究结果表明：从NOx排放质量浓度考虑，燃尽风风量占二次风总风量的比例应该控制在23%以上。孙保民等[6]研究了燃尽风率对某800 MW旋流对冲燃煤锅炉NOx生成特性的影响，研究结果表明：空气分级燃烧降低NOx排放的同时，不可避免地对燃料的燃尽及出口烟温产生不利影响。当燃尽风率在15%～20%范围内变化时，其负面影响相对较小，但在较高燃尽风率下，其负面影响开始凸显。

本文研究的意义在于:1）通过数值模拟与实验结合研究了燃尽风风率对四角切圆锅炉NOx排放特性的影响；2）研究了如何在降低NOx排放量的同时又能保证锅炉燃烧的安全性和经济性。

1 锅炉本体情况

某300 MW四角切圆锅炉为亚临界、自然循环、一次中间再热、摆动燃烧器调温、平衡通风、固态排渣、露天布置、全钢构架、全悬吊结构、Π型布置汽包锅炉。锅炉的三维结构简图和主燃区燃烧器喷口布置简图如图1所示。表1给出了锅炉燃煤的煤质分析。

图1 锅炉三维结构简图Fig.1 Schematic diagramof boiler

图2 炉膛网格Fig.2 Grid division

表1 煤质分析Tab.1 Coal quality analysis

为了研究不同SOFA风风率对四角切圆锅炉NOx排放特性的影响，文中设置了SOFA风风率分别为15%、20%和25%的3组工况，其中SOFA风率为20%的工况为基本工况，具体工况设置见表2。

表2 工况参数Tab.2 Case and parameters

2 数学模型、网格及计算方法

锅炉炉膛内的煤粉燃烧过程由多个子过程互相耦合而成，主要包含：湍流过程，颗粒相的输运，煤粉颗粒的热解和燃烧，气相反应物参与的均相燃烧反应，辐射和对流传热过程，氮氧化物等生成和还原过程等。本文针对四角切圆锅炉的具体特点，确定了模拟该煤粉锅炉燃烧过程的三维数学模型:采用Euler方法描述炉内气相湍流流动，湍流模型选择了带旋流修正的κ-ε模型;由于煤粉颗粒占气相的体积分数小于10%，因此选用离散相模型来描述颗粒相的运动;煤粉在流动的同时还伴随着挥发份析出和燃烧过程，因此采用双平行竞争反应模型模拟煤粉挥发份的析出，应用动力/扩散控制燃烧模型模拟焦炭燃烧，基于混合分数-概率密度函数模型模拟气相湍流燃烧;气相与固相之间的耦合计算采用计算单元内颗粒源项算法；选用P-1辐射模型来模拟炉内辐射换热过程。各模型的具体描述见文献[7-12]。

采用结构化的网格划分方法，使用六面体网格。为了减少计算过程中的伪扩散，通过合适的网格划分使得燃烧器出口区域的网格线与流体流动方向基本一致，并将该区域网格加密，以准确模拟此区域物理量的大梯度特性。网格结构如图2所示，x轴为深度方向，y轴为宽度方向，z轴为高度方向。

在数值模拟计算中，入口边界条件采用速度入口条件，出口边界条件采用压力出口,方程的求解采用逐线迭代法和低松弛因子，压力与速度耦合采用SIMPLE算法，压力项离散采用PRESTO格式，其他项的离散格式为一阶迎风格式[13]。获得收敛解的判断标准为:能量方程、辐射传热计算的残差小于10-6，其他方程残差小于10-3。

3 模拟结果分析与讨论

3.1 模拟结果验证

由于研究对象为某机组实际运行工况，故可以与热态测量数据相结合来对数值模拟准确性进行验证。通过表3的数据对比，数值模拟结果与试验结果(SOFA为20%风率)符合性较好，说明本文所建立的几何模型、网格划分和数学模型能够合理地模拟炉膛内的流动、传热以及燃烧过程，可用于对实际锅炉燃烧及排放过程的模拟。

表3 模拟结果与实际测量结果的对比Tab.3 Comparison of simulated and measured results

3.2 变SOFA风率对燃烧及NOx排放特性的影响

图3分别展示了在不同SOFA风率下，炉膛宽度中心截面，最下层一次风和最下层二次风横截面的温度场分布。从图4（a）和图4-b中可以看出，在该种低氮燃烧方式下，炉膛的切圆形成较好，温度分布比较均匀。随着SOFA风量的逐渐增加，高温区温度逐渐降低，炉膛中心的低温区开始逐渐扩大，切圆开始增大。这是因为SOFA风量的增加是由部分辅助二次风引入导致。二次风风量的减少使得燃烧器区域煤粉燃烧不完全，燃尽推迟，温度降低。二次风风量的减少使得气流射流刚性减弱，气流易产生偏转。使得切圆逐渐变大。从炉膛宽度中心截面温度云图图3（c）的变化中可以看出，随着SOFA风量的逐渐提高，炉膛主燃烧器区域高温区逐渐减小。这是因为随着SOFA风量的增加，主燃烧器区域的辅助二次风风量减少，导致炉膛主燃区过量空气系数进一步减小，燃烧不充分，主燃区温度下降并产生大量的未燃尽颗粒和CO。

图3 不同SOFA风率下温度分布Fig.3 Temperature distribution under different SOFA ratios

图3（d）展示了变SOFA风率工况下，炉膛内温度随炉膛高度的变化情况。从图中可以看出，不同SOFA风率下，炉内温度沿炉膛高度变化趋势基本保持一致。随着炉膛高度的增加，炉内温度随着煤粉的逐渐燃烧开始升高。在主燃烧器区域，由于一次风和二次风的相间布置，该区域的温度呈现波动上升的情形。在高度约20 m处，温度下降较为明显，这是因为SOFA风喷入后，大量空气进入炉膛与烟气混合，炉内温度骤降。但是随着高度增加，未燃尽碳和主燃区产生的CO开始逐步燃尽，使得炉膛温度呈现了先上升后下降的趋势。对比不同SOFA风率下的温度曲线，可以发现，随着SOFA风率的增加，主燃区温度逐渐下降，这是由于二次风的减少导致了主燃区煤粉燃烧不充分，温度降低。在SOFA风给入之后，随着SOFA风率的增加，燃尽区炉内温度依然逐渐下降，这是因为随着SOFA风量的增加，SOFA风降温的效果要比其助燃的效果更加明显。

图4 不同SOFA风率下O2浓度分布Fig.4 O2distribution under different SOFA ratios

图4（a）为氧量沿炉膛高度方向的变化情况。从图4（a）中看出，不同SOFA风率下，氧量的变化情况基本一致。由于SOFA风率较高，在主燃烧器区域，过量空气系数较小，氧量保持较低的状态。由于一、二次风的相间分布，该区域的氧量呈现较大幅度的波动。当SOFA风给入之后，大量的空气进入炉膛，使得炉内氧量骤升，随着未燃尽焦炭的进一步燃尽，氧气逐渐被消耗，氧量又开始逐渐降低。随着SOFA风风率的增加，主燃区的缺氧程度加深，主燃区及其以下部分的氧量被大量消耗，氧量逐渐下降。SOFA风喷入后，大量空气进入炉膛，随着SOFA风率的增加，SOFA风喷口以上部分的氧量逐渐上升。

图5（a）为CO浓度在炉膛宽度中心截面的分布情况，从图中可以看出，在不同的SOFA风率下，炉内CO分布情况基本一致。由于引入SOFA风，在主燃烧器区域的过量空气系数较低，煤粉不完全燃烧，产生了大量的CO，呈现出还原性气氛。随着SOFA风的给入，CO逐步燃烧转变为CO2，在燃尽区CO浓度很低。随着SOFA风量的增加，主燃烧器区域过量空气系数逐渐减小，煤粉燃烧愈不充分，产生的CO浓度逐渐升高，在图上可以看到CO浓度较高部分的面积也在逐渐变大。

图5 不同SOFA风率下CO分布Fig.5 CO distribution under different SOFA ratios

图5（b）为CO浓度沿炉膛高度方向的变化曲线，从图中可以看出，在不同SOFA风量工况下，炉内CO浓度的变化情况趋于一致。在炉膛主燃区，CO浓度保持在一个较高的范围，该区域呈还较强的原性气氛。主燃区一、二次风的相间分布导致CO浓度出现波动。随着后面SOFA风的送入，大量空气被送入炉膛，主燃区生成的CO开始燃烧，CO浓度持续下降。比较不同SOFA风率下的CO浓度变化曲线，可以发现，随着SOFA风率的增加，CO浓度逐渐升高，这是由于SOFA风量的增加炉膛下部和主燃区的过量空气系数减小，煤粉颗粒燃烧不充分，产生了更多的CO。这一变化趋势与炉膛宽度中心截面的CO浓度分布云图相对应。随着高度的增加，在SOFA风补充燃烧的作用下CO被迅速消耗生成CO2，所以尽管SOFA风率各有不同，但是上升到一定高度后，不同SOFA风率下的CO浓度基本相同并且都保持在较低水平。

图6 不同SOFA风率下NO分布Fig.6 NO distribution under different SOFA ratios

图6（a）给出了不同SOFA风率下，炉膛宽度中心截面NOx浓度的分布云图。从图中可以看出，主燃烧器区域，燃烧器喷口处的NOx浓度最大，因为喷口附近燃烧剧烈、氧含量相对较高，NOx的消除反应比NOx的生成反应弱。随着高度的增加NOx浓度随之降低，这是因为较小的过量空气系数导致燃烧不充分，延迟煤粉燃烧，产生了大量的CO，抑制了NOx的生成。对比不同工况下的曲线图6（b），可以看出，随着SOFA风率的提高，在整个炉膛范围内，产生的平均NOx浓度在逐渐减少，说明增大SOFA风率是有利于减少NOx的生成的。

图7是不同SOFA风率下的炉膛出口处参数变化规律，从图中可以看出，随着SOFA风率的增加，炉膛出口处的CO浓度和飞灰含碳量逐渐上升，而NOx排放浓度在逐渐下降。SOFA风率从15%增加到20%时，CO浓度和飞灰含碳量逐渐增加，NOx下降幅度明显；但SOFA风率从20%增加到25%时，CO浓度和飞灰含碳量的增加较为显著，但NOx下降幅度较小。综合考虑燃烧经济性和脱硝成本，20%SOFA风率较为合理。

4 结论

对某电厂300 MW四角切圆锅炉不同SOFA风率(15%、20%、25%)对燃烧及排放特性展开了数值模拟研究。数值模拟的结果与现场实际情况吻合比较好，研究结果表明：随着SOFA风率的增加，炉膛出口处的CO浓度和飞灰含碳量逐渐上升，而NOx排放浓度在逐渐下降；考虑经济性与排放特性，SOFA风风率20%能达到高效低NOx的目的。

图7 不同风率下出口参数统计Fig.7 The results of the outlet

[参考文献]（References）

[1] 王雪彩,孙树翁,李明等.600 MW墙式对冲锅炉低氮燃烧技术改造的数值模拟[J].中国电机工程学报,2015,35(07):1689-1696.WANG Xuecai,SUN Shuweng,LI Ming,et al.Numeri⁃cal simulation on low NOxcombustion technologi⁃cal transformation of a 600 MW boiler with op⁃posed wall swirling burners[J].Proceedings of the CSEE,2015,35(07):1689-1696.

[2] 高明.低氮燃烧及烟气脱硝国内外研究现状[J].广州化工,2012,40(17):18-19,22.GAO Ming.Low nitrogen combustion and flue gas denitration research situation[J].Guangzhou Chemi⁃cal Industry,2012,40(17):18-22.

[3] 陈伟霖.燃气锅炉增容与低氮燃烧改造设计方案及其应用[J].热力发电,2014,43(06):127-131.CHEN Weilin.Design scheme and engineering ap⁃plication of capacity upgrading and low NOX com⁃bustion retrofitting for gas boilers[J].Thermal Pow⁃er Generation，2014,43(06):127-131.

[4] 钟亚峰,孙保民.600 MW锅炉SOFA风率降低NOx影响研究[J].电站系统工程,2013,29(06):33-36.ZHONG Yafeng,SUN Baomin.Study on the effect ofSOFA rate to reduce Noxon a 600 MW boiler[J].Power System Engineering,2013,29(06):33-36.

[5] 宋景慧,李兵臣,李德波,等.不同燃尽风风量对炉内燃烧影响的数值模拟[J].动力工程学报,2014,34(03):176-181.SONG Jinghui,LI Bingchen,LI Debo,et al.Numeri⁃cal simulation on effects of OFA rate on in-fur⁃nace combustion of boilers[J].Chinese Journal of Power Engineering,2014,34(03):176-181.

[6] 孙保民,王顶辉,段二朋,等.燃尽风率对燃煤锅炉NOx生成特性影响的数值模拟[J].电站系统工程,2013,29(01):9-12.SUN Baomin,WANG Dinghui,DUAN Erpeng,et al.Numerical simulation of effect of over-fire air ra⁃tio on NOxformation in coal-fired boiler[J].Pow⁃er System Engineering,2013,29(01):9-12.

[7] Smoot L D,Smith P J.Coal combustion and gasifi⁃cation[M].New York:Plenum Press,1989.

[8] BE Launder，DB Spalding.The numerical computation of turbulent flows[J].Computer Methods in Applied Mechanics and Engineering,1974,103(2):269-289.

[9] GGD Desoet.Overall reaction rate of NO and N2 formation from fuel nitrogen//15th symp.(Int)on Combustion[C].Pittsburgh,PA,1975,093-1102.

[10] S.C.Hill L.Douglas Smoot.Modeling of nitrogen oxides formation and destruction in combustion systems[J].Progress in Energy and Combustion Sci⁃ence,2000,26(4):417-458.

[11] 李超亮.某1000 MW超超临界旋流对冲锅炉外二次风叶片开度对燃烧及NOx排放影响的数值模拟[J].湖北电力,2017,41(05):25-31.LI Chaoliang.Numerical simulation of effect of dif⁃ferent outer secondary-air vane opening degrees on coal combustion characteristic and NOxemission in a 1000 MW ultra-supercritical opposed swirling fired utility boiler[J].Hubei Electric Power,2017,41(05):25-31.

[12] 周亮.贴壁风配风方式对四角切圆锅炉高温腐蚀的影响[J].湖北电力,2017,41(05):35-40.ZHOU Liang.Effect of air volume proportion be⁃tween closing-to-wall air on the high tempera⁃turecorrosion ofa300 MW tangentiallyfired boiler[J].Hubei Electric Power,2017,41(05):35-40.

[13] 李德波,徐齐胜,沈跃良,等.四角切圆燃煤锅炉变SO⁃FA风量下燃烧特性数值模拟[J].动力工程学报,2014,34(12):921-931.LI Debo,XU Qisheng,SHEN Yuelian,et al.Numeri⁃cal simulation on combustion characteristics in a tangentially-fired boiler with variable volumes of SOFA[J].Journal Of Chinese Society Of Power En⁃gineering,2014,34(12):921-931.