220 t/h四角切圆锅炉低氮燃烧改造前后数值模拟

2018-10-09岑婷玲许红胜赵龙生

发电设备 2018年5期

岑婷玲，许红胜，赵龙生

(1. 东南大学能源与环境学院，南京 210096； 2. 东南大学电力设计院，南京 210096)

氮氧化物(NOx)会对人体和环境造成危害，形成酸雨，破坏大气中的臭氧层，加重温室效应；同时NOx还会与其他污染物在特殊反应条件下形成光化学烟雾，严重危害人类健康[1-4]。燃煤电厂是污染气体的最大排放源之一。《江苏省煤电节能减排升级与改造行动计划(2014—2020年)》明确要求：到2018年年底，全省10万kW以下燃煤机组NOx排放质量浓度≤100 mg/m3[5]。大部分电厂在未进行改造之前无法达到要求，为减少尾部脱硝改造负荷，降低投资，对锅炉燃烧器进行低氮燃烧改造非常必要。

燃煤电厂锅炉的NOx控制技术主要分为低NOx燃烧技术和炉后烟气脱硝技术，其中低NOx燃烧技术主要是通过改变燃料和空气比，形成贫氧区，从而生成HCN和NH3等还原性气氛，将生成的NOx进行还原并且抑制新的NOx生成，从而降低NOx排放量[6-9]。高鹏等[10]在某600 MW锅炉按比例缩小的试验台上进行低氮燃烧改造试验研究，结果表明进行低氮燃烧改造后NOx排放质量浓度下降了60%左右。胡志宏等[11]对一台600 MW对冲燃烧锅炉进行低氮燃烧改造，NOx质量浓度从改造前的750～900 mg/m3下降到350 mg/m3以下。

与试验研究相比，数值模拟方法投资小、精度高，因此笔者运用Fluent软件，对某220 t/h燃煤电站锅炉燃烧器进行数值模拟计算，对比改造前后炉内的温度场、速度场、组分场以及NOx分布情况，并与实际运行数据对比，验证模型可行性。

1 锅炉概况

锅炉为HG220/100-10型单锅筒、自然循环、集中下降管、∏形结构的高温高压煤粉锅炉，固态排渣，露天布置，全钢架、悬吊结构，平衡通风、四角切圆燃烧，炉膛截面尺寸为7 570 mm×7 570 mm。锅炉采用中间储仓热风送粉系统，配置2台DTM 290/410型钢球磨煤机；燃烧器为直流燃烧器，采用四角切圆布置，假想切圆直径d=800 mm(逆时针方向)，每个角的燃烧器分别布置2层一次风喷口、3层二次风喷口和1层三次风喷口，一次风和二次风采用间隔布置。改造前燃烧设备及每个燃烧器喷口布置方式见图1。

图1 改造前燃烧器喷口布置示意图

改造主要包括：(1)风口布置方式由上到下为二次风→三次风→二次风→一次风→一次风→二次风，一次风、二次风的喷口由间隔布置改为集中布置；(2)将下层一次风喷口改为外燃式微油点火燃烧器，上层一次风喷口改为浓稀相低NOx燃烧器，且2层一次风切圆由原直径800 mm改为400 mm；(3)在原三次风风口上方增加了2层墙式可调燃尽风装置；(4)对三次风口的结构进行重新设计优化，并在标高上与原上二次风对换；(5)上层二次风喷口和中层二次风喷口均可左右摆动，调整切圆，其中下层二次风喷口切圆不变。

图2为改造后燃烧器喷口的布置方式，改造前后锅炉配风参数以及燃用煤质分析分别见表1和表2。

图2 改造后燃烧器喷口布置示意图

项目风率/%风速/(m·s-1)风温/℃改造前一次风 25.0 3045(上二次风)300 二次风 55.0 45(中二次风)54(下二次风)300 三次风20.04760改造后一次风25.022180二次风38.538320三次风20.05160燃尽风16.542320

表2 锅炉燃用煤质特性分析

2 计算方法

2.1 网格划分

笔者以屏式再热器后的炉膛出口至冷灰斗之间的区域为计算区域，采用Gambit软件，根据锅炉的实际尺寸进行1∶1的三维建模，并进行网格划分。由于周界风以及炉膛漏风对炉内空气动力场影响较小，为了简化计算，将周界风与炉膛漏风量平均分配至二次风风口中。由于燃烧器区域燃烧剧烈，折焰角区域动力场较复杂，为了提高计算精度同时减少计算量，将炉膛划分为：燃烧器区域、燃烧器下部至冷灰斗区域、燃烧器上部至折焰角区域、折焰角区域以及折焰角上部至炉膛出口区域，并对燃烧器区域和折焰角区域的网格进行加密处理[12]。燃烧器区域截面网格采用Pave方法生成，沿炉膛边界依次形成四边形网格，并逐渐向炉膛中心扩散，直至覆盖整个截面。采用Pave方法生成的非结构型四边形网格不仅能较好地拟合边界形状，而且形成的网格线与四角切圆锅炉进风与煤粉的入射轨迹基本平行，能够有效地减少伪扩散的影响。沿燃烧器区域炉膛高度方向，采用Copper方法生成结构型六面体网格，能够尽量节约计算时间[13]。炉膛其他区域的结构都比较规则，均采用Map方法在区域截面形成结构型四边形网格，再采用Copper方法沿炉膛高度生成结构型六面体网格，在保证精度的前提下，尽量减少网格数量，提高运算速度[14]。

图3为炉膛与燃烧器区域截面的网格划分示意图，网格总数约为118万，其中燃烧器区域网格数约为70万。

图3 炉膛与燃烧器区域截面网格划分

2.2 计算方法

假设炉膛进风和煤粉的温度保持不变，各个喷口均采用速度入口边界条件，炉膛出口为压力出口边界条件，煤粉粒径分布满足Rosin-Rammlar分布。采用三维稳态计算，其中速度压力耦合采用Simple算法，选取的数学模型包括：使用基于k-ε的双方程模型模拟气相湍流流动，挥发分的析出采用双竞争反应热解模型模拟，气相湍流燃烧采用混合分数/概率密度函数模型，采用动力/扩散控制反应速率模型模拟焦炭燃烧，炉内辐射传热采用P1模型，煤粉颗粒的运动轨迹采用拉格朗日随机轨道模型跟踪，NOx生成采用后处理的方法[14-16]。

3 结果与分析

3.1 模型验证

为验证模型的正确性，将改造前的主要数值模拟结果与实测运行数据进行对比(见表3)。

表3 模拟结果与实际结果对比

由表3可以看出：主要数值模拟计算结果与实测运行数据的误差均小于5%，在可接受误差范围内，验证了模型的可行性。

3.2 速度场分析

图4为燃烧器改造前后各风口的截面速度云图。

图4 改造前后各风口截面速度云图

由图4可以看出：改造后由于主燃区一部分风引入为燃尽风，因此改造后风速略低于改造前，但改造前后一、二次风喷口截面处均存在强旋流速度场，一、二次风从喷口喷出后仍能保持一定刚度，并在受到邻角气流与螺旋上升气流的共同冲刷作用下发生偏斜，在炉内形成明显的切圆，且炉膛中心存在明显的低速区，符合实际运行规律；并且由于改造后燃烧器几何切圆直径比改造前小，因此可以在一定程度上防止烟气直接冲刷水冷壁，缓解水冷壁区域的高温腐蚀及结焦等问题[17]。

3.3 温度场分析

图5和图6分别为改造前后炉膛中心截面温度场分布和各风口水平截面温度场分布。

图5 改造前后炉膛中心截面温度场分布

图6 改造前后各风口水平截面温度场分布

由图5可以看出：改造前后炉内的温度场分布变化趋势基本相似，在主燃烧区内，由于煤粉喷入炉膛，受热挥发分析出着火燃烧，使得主燃烧区内温度水平快速提高。改造前由于后续低温三次风的补入，使得炉膛平均温度出现波动下降，这对于焦炭和三次风所携带煤粉的燃烧是不利的，因此改造后将三次风标高下移，从而来改善该区域内温度波动带来的影响。随着烟气螺旋上升，改造前后温度分布均出现先“两侧高中间低”、后“两侧低中间高”的现象，符合实际运行规律；而且改造后由于布置了燃尽风，在燃尽风区域补入大量二次风，使得在主燃区燃烧未完全的焦炭进一步燃烧，因此该区域温度水平较改造前有所上升，分级燃烧效果明显，并使改造后炉膛温度分布比改造前更为均匀。

由图6可以看出：改造前主燃烧区内过量空气系数较大、煤粉燃烧较完全、放热量多，因此改造前主燃烧区内的温度比改造后高；由于改造后温度切圆较改造前要小，可以有效改善火焰冲刷壁面等问题。

3.4 组分场分析

图7和图8分别为改造前后炉膛中心截面O2和CO的体积分数分布云图。

图7 炉膛中心截面O2体积分数分布

图8 炉膛中心截面CO体积分数分布

对比图5和图7可以发现：在主燃烧区内，温度分布与O2体积分数分布是成反比的。在主燃区内，煤粉受热挥发分析出燃烧，消耗大量O2，并释放大量热量，使得O2体积分数迅速降低，而温度快速升高，随着后续三次风和燃尽风的补入，未燃尽的焦炭进一步燃烧，消耗部分O2，最终O2体积分数降低至稳定值，符合实际运行规律。改造后由于一部分二次风被引入为燃尽风，主燃烧区内处于缺氧燃烧，送入的O2瞬间被消耗，因此对比图7(a)和图7(b)发现：改造后主燃区内的O2体积分数低于改造前，而在燃尽风区域，由于补入大量燃尽风，因此在该区域改造后的O2体积分数高于改造前，有助于未完全燃烧的焦炭进一步燃烧，实现较好的分级燃烧效果。

由图7和图8可以看出：炉内CO体积分数分布与O2体积分数分布也是成相反趋势。在主燃区内由于煤粉快速燃烧，消耗大量O2，其中部分不完全燃烧形成CO，而随着气流上升，生成的CO逐渐氧化为CO2，因此CO体积分数随炉膛高度升高而逐渐减小。改造后由于进行分级燃烧，主燃区过量空气系数小于1，生成CO体积分数远大于改造前。

图9为改造前后炉膛中心截面NOx体积分数分布，可以看出改造后炉内NOx体积分数比改造前低很多。改造后一次风口采用集中布置，并进行分级燃烧，一部分二次风被引入为燃尽风，因此主燃区过量空气系数小于1，处于缺氧燃烧，产生大量还原性气体，将生成的NOx还原。改造前主燃区虽然也产生部分CO，但总体上生成的NOx还是远多于还原的NOx，并且改造后炉内整体温度水平低于改造前，一定程度上减少了热力型NOx的生成。炉膛出口NOx体积分数改造前为4.99×10-4，改造后为1.93×10-4，减排率达到60%左右。