旋流对冲锅炉低NOx燃烧优化数值模拟

2020-11-04檀哲林

山东化工 2020年18期

檀哲林

(上海理工大学能源与动力工程学院，上海 200093)

根据《火电厂大气污染物排放标准》(GB13223-2011)，我国燃煤电站锅炉氮氧化物排放(以NO2计)不超过100mg·m-3。最新的《煤电节能减排升级与改造行动计划》(2014-2020年)中规定东部地区氮氧化物排放浓度不高于50 mg·m-3。由此可见，我国对于环保的标准日益严格。目前，各电站采用锅炉低氮燃烧和尾部脱硝装置相结合的方式来降低NOx的排放，以此来实现超低排放。

但是，尾部增加脱硝装置的后处理方法成本较高，若从源头上通过炉内燃烧优化来降低NOx的生成，从而降低脱硝装置的成本，更具有超低排放的意义。近年来，众多学者研究低氮燃烧技术，邱广明[1]通过实验探究了某100MW煤粉炉炉膛轴向和径向分级风、过量空气系数、负荷变化对炉内NOx生成的影响。刘泰生[2]对一台600MW旋流对冲炉进行数值模拟，研究满负荷下燃尽风的加入能减少NOx的生成量。段二朋[3]针对一台800MW锅炉研究了燃尽风率及燃尽风口高度对NOx生成量的影响。钟用禄[4]分析了一台660MW旋流对冲炉在不同层燃烧器组合运行工况下NOx的排放特性，研究表明，将上层燃烧器关闭更有利于降低NOx的排放。钟礼今[5]对一台700MW锅炉采用空气分级燃烧技术在不同负荷下进行模拟与实验的结果对比，发现采用空气分级燃烧技术后，NOx排放量降低。陈辉[6]研究了锅炉在不同负荷下煤粉细度对燃烧产生的影响，并对NOx生成作出分析。韩志成[7]模拟了600MW锅炉负荷下不同一次风压和一次风量对燃烧的影响，得出最优一次风量和一次风压，降低了NOx排放。林海翔[8]通过讨论主燃区风量配比和燃尽区风量配比对锅炉NOx生成进行研究，得出最佳的配风比例。前述各学者研究结果表明，炉膛内进行低氮燃烧技术是降低NOx排放的重要手段，并且不同锅炉依据自身不同条件情况有不同的燃烧优化情况。

本文针对一台改造后的锅炉在300MW工况下进行数值模拟，由于改造之后的锅炉燃烧研究很少，目前探究不同一次风煤比、燃尽风率对炉膛流动、燃烧产生的影响，为锅炉运行及低NOx排放提供依据。

1 锅炉概况

本文以某电厂锅炉作为研究对象，该锅炉是北京巴威公司引进美国B&W公司RB技术标准设计制造的亚临界参数、自然循环、单炉膛单汽包、一次中间再热、π型布置、前后墙旋流对冲燃烧锅炉。折焰角上方布置二级高温过热器，水平烟道布置了垂直再热器，尾部竖井被分隔成前后两个烟道，前部烟道布置水平再热器，后部烟道布置一级过热器与省煤器。在分烟道底部设有烟气调节挡板装置，用来分流烟气量。用挡板调节烟气后，通过两尾烟道引入左右两侧的回转式空气预热器。具体结构如图1所示。

图1 锅炉结构图

该锅炉炉宽13.8m、炉深12.3m、炉高48.5m，如图2所示。改造前燃烧器对称布置，前、后墙均为三层DRB-XCL型双调风旋流燃烧器。为实现低氮排放进行改造，改造之后燃烧器前墙布置三层，后墙布置两层，每层4只，共20只，并配有5台MPS-ZGM113K型磨煤机，每台磨煤机为一层燃烧器供应煤粉。在炉膛上部，前后墙各布置一层SOFA喷口，每层4只，共8只。第一层燃烧器采用DRB-4Z燃烧器，二、三层采用Airjet燃烧器。燃烧器均为旋流燃烧器，燃尽风也为旋流风，设置多层风口，这样形成了空气分级，有效避免NOx大量产生。

图2 物理模型

2 数学模型及边界条件

2.1 数学模型

本文主要控制方程为连续性方程、动量方程和能量方程。湍流模型采用对强旋流有修正作用的Realizable k-ε模型[9]。气固两相流模型采用Eular-Lagrange方法，颗粒轨道计算采用随机轨道模型来描述煤粉的湍流扩散；挥发分析出采用双竞争反应模型；挥发分燃烧采用混合分数-概率密度模型；焦炭燃烧采用扩散/动力控制反应速率模型；组分反应模型采用非预混燃烧模型；辐射换热模型采用P1模型。

污染物NOx主要是NO和少量NO2。NOx生成可分为三种，第一种是热力型NOx，主要是在高温条件下空气中N2氧化生成；第二种是燃料型NOx，为燃料中氮氧化物热解后氧化生成；第三种为快速型NOx，为N2和燃料中离子团反应生成，但其占比很少可忽略不计。故考虑热力型NOx和燃料型NOx。NOx生成模拟采用后处理方法。

热力型NOx根据广义的Zeldovich机理，空气中的N2按表1所示进行链式反应。各反应速率是大量经验数据，Baulch等[10]和Hanson及Salimian[11]对这些数据进行了精确评估。O2和N2浓度由PDF表查询；O和OH基的浓度由部分平衡法求得。

燃料型NOx根据De'Soete机理，由挥发分N和焦炭N分别发生复杂化学变化产生的。表2表示燃料型NOx反应原理。

表1 热力型NOx反应原理

表2 燃料型NOx反应原理

2.2 网格划分

根据锅炉的物理几何尺寸建立三维全尺寸模型，如图2所示。将整个锅炉分为冷灰斗区，主燃区，SOFA风区，屏式过热器区和尾部烟道区域。借助ICEM软件采用结构化六面体网格进行区域划分，如图1所示，并对主燃区和SOFA风区燃烧强烈的区域进行网格加密，如图3所示，经过网格无关性验证，最终确定网格数目约为220万。

图3 网格划分

2.3 边界条件

边界条件按照实际运行工况进行设置。燃烧器喷嘴、SOFA喷嘴设置为速度入口，一次风燃尽风等旋流风将其分解成切向速度及轴向速度，作为速度边界条件。计算域出口处设为压力出口，炉膛壁面是无滑移边界条件。炉膛内部受热壁面发射率为0.75。计算域出口、一次风口及冷灰斗底部设置颗粒的碰撞属性为逃逸，其余壁面均设为反弹。根据实际运行数据，炉膛壁温从下至上分段给定为：冷灰斗区域685K，主燃区690K，SOFA区域690K，屏式过热器所在区域690K，屏式过热器壁面为710K。因模拟区域仅到炉膛出口处，尾部烟道中并未设置受热面，故此部分边界条件设置为绝热。煤粉的直径分布遵循Rosin-Rammler分布，最小直径10μm，最大直径300μm，平均直径61.5μm。计算时各参数如表3所示，煤种参数如表4所示。本文计算方法采用SIMPLE方法。

表3 实际运行工况各燃烧器风量

表4 煤粉的元素分析与工业分析数据

3 计算结果与分析

3.1 数值方法验证

将数值模拟结果与实际测量值进行对比，见表5。

表5 模拟结果与实测值比较

从表中可得，炉膛出口氧量、出口NOx排放量及飞灰含碳量的模拟结果与实际测量结果相差很小，相对误差在7%以内，说明本次模拟方法是可靠的。

本文在进行燃烧优化时，采用控制变量法，即在实际运行工况基础上每次只改变一个相关参数。并且，结合电厂运行实际，计算中煤粉着火距离在200～400mm之间，炉膛出口处飞灰含碳量小于3%，炉膛出口NOx折算浓度(即6%氧气浓度下的NOx浓度)小于280mg·Nm-3。

(1)

式中，[NO]为干烟气中NO的浓度值，单位PPM；M为NO2的分子量，[O2]为干烟气中氧气的体积分数，单位%；[NOx]为标准状态，6%氧气浓度下的NOx浓度，单位mg·m-3。

3.2 调整一次风煤比

一次风煤比即一次风与煤粉的质量比，以下简称风煤比。运行过程中，喷入炉膛的煤粉量是一定的，变化的是一次风量。计算中，主燃区各燃烧器喷口的局部过量空气系数不变，即各燃烧器总风量为定值。本次计算采用7个不同风煤比工况，分别为1.65、1.7、1.8、1.9、2.0、2.1、2.2。受篇幅限制，选取其中最具代表性的3个工况进行分析说明，其余工况可在曲线图中体现。

3.2.1 一次风煤比变化对温度场的影响

图4为三个工况温度分布图。风煤比较小时燃烧不稳定，温度场分布较为分散，火焰对称性差，火焰过长且偏离燃烧器轴向，最下层燃烧器对冲气流发生严重的上、下偏斜情况，高温区位置靠近冷灰斗壁面，易造成火焰冲刷，增大锅炉局部热应力，降低锅炉使用寿命。造成此现象的原因是风煤比较小时着火初期氧气不足，燃烧不完全，火焰不稳定，并且二次风较大导致两股对冲气流受到强烈冲击扰动。

随着风煤比增大，煤粉着火距离加长，温度场分布趋于良好，炉膛高温区往炉膛中心移动，煤粉着火情况得到改善，着火稳定性变好，当风煤比为1.9时温度分布比较理想，火焰舒展流畅；但当风煤比增大到2.2时，煤粉不能很好燃烧。原因在于一次风速变大，煤粉在高温区停留时间减少，主燃区温度有所降低，燃烧不完全。

煤粉气流着火后，火焰沿轴向指向燃烧器传播。风煤比过大使一次风速度大于火焰传播速度，火焰会远离燃烧器喷口，难以稳定；风煤比过小使火焰传播速度大于一次风速度，则容易烧坏燃烧器，引起结焦，并且煤粉着火初期氧气不足，化学反应减缓，火焰发展变差。同时，一次风量还必须能够正常输送煤粉，因此，实际运行中选取合适的风煤比使一次风煤粉气流喷入炉膛速度与火焰传播速度相适应，才能保证稳定的着火燃烧。

图4 几个典型工况温度分布云图

3.2.2 一次风煤比变化对燃烧过程的影响

图5为一、二层燃烧器挥发分释放与焦炭燃烧速率沿燃烧器轴向变化曲线。可以看出，随着风煤比的增大，挥发分的释放速率总体呈先增大后减小的趋势。当风煤比较小时，煤粉含量相对较多，着火距离较短，能够比较快速着火，但氧气含量少燃烧不完全致使挥发分释放速率无法得到提升。当风煤比较大时，一次风速较大，使得着火变慢并且煤粉燃烧未完全就被吹出炉膛，使得挥发分释放速率速率变小。焦炭的燃烧速率随着风煤比增大而增大，焦炭燃烧完全，燃烧速率也相应变大，但明显可以看出此时着火距离变长，最大燃烧速率的位置更加靠近轴线。结合温度场，风煤比过小则不能使煤粉挥发分完全燃烧，从而降低着火区的温度，燃烧情况变差；而风煤比过大会推迟挥发分释放和焦炭燃烧，同样造成燃烧不稳定不充分。因此风煤比应该控制在合适的范围内。

第二层AireJet燃烧器

3.2.3 燃烧优化选择

图6为煤粉着火距离、炉膛出口CO浓度、NOx浓度、飞灰含碳量随风煤比的变化。

风煤比影响着火距离十分明显，风煤比越大，煤粉着火距离越长。结合前面温度分布，风煤比过小，着火距离太短，火焰偏斜，不能很好燃烧；而风煤比越大，着火距离就越长，煤粉越难着火。所以着火和燃烧的稳定性需要在一个合适的区间。

炉膛出口飞灰含碳量和CO浓度都是先减小后增大，风煤比适宜时煤粉着火早、炉膛温度高、高温区分布合理、火焰中心低，从而使可燃固体与气体充分燃尽。NOx浓度则变化不大，大致上随风煤比增大略微减小。

为了保证煤粉着火距离在200～400mm之间，风煤比应该在1.8～2.1之间。同时，为保证飞灰含碳量低于3%，风煤比应该在1.7～2.1之间。综合考虑CO浓度和NOx的排放，故优化后的一次风煤比范围为1.8～2.1，最佳一次风煤比为1.9。

图6 煤粉着火距离、炉膛出口CO浓度、NOx浓度、飞灰含碳量随风煤比的变化

3.3 调整燃尽风率

研究燃尽风率对燃烧状况的影响，计算6个不同燃尽风比例工况，分别为20.15%、25.39%、33.51%、35.17%、38.72%、40.23%。燃尽风率增加意味着主燃区局部过量空气系数的减小。受篇幅限制，选取当中最具代表性的3个工况进行分析说明，其余工况的情况用曲线图的形式展示。

3.3.1 燃尽风率变化对温度场影响

图7为几个典型工况温度分布云图。主燃区和燃尽区的燃烧都受到燃尽风率的明显影响。燃尽风率较小时，主燃区燃烧剧烈，温度较高，火焰充满度较好,燃尽区温度较低，高温区较小。随着燃尽风率的增大，主燃区温度水平和火焰充满度都有所下降，而燃尽区温度水平升高，高温区有所扩展。

图7 几个典型工况温度分布云图

从温度分布云图可以看出，各工况高温区分布都比较均匀合理，温度水平的波动不大，火焰流畅，燃烧稳定程度都在能接受的范围内。

3.3.2 燃尽风率变化对各组分的影响

图8为O2、CO、CO2浓度沿炉膛高度变化曲线。燃尽风率越大，主燃区O2浓度越小，燃尽区O2浓度越大，O2浓度的差异势必造成可燃物燃烧状况的不同。

图8 O2、CO、CO2浓度沿炉膛高度变化曲线

CO浓度随着燃尽风率的增大整体上有所升高，在主燃区表现的尤为明显。CO2浓度变化趋势与CO恰恰相反，随着燃尽风率的增大整体有所下降。由此可见燃尽风率越大，可燃物燃尽程度越低，CO2生成越少。燃尽风率过大时，主燃区缺氧，未燃尽的可燃物在燃尽区停留时间有限，燃尽程度较低，飞灰增加，降低锅炉的燃烧效率。

图9为NOx浓度沿炉膛高度变化曲线。在主燃区，受O2浓度和CO浓度影响，NOx浓度与CO2浓度的变化趋势是一致的；燃尽风率越高，NOx浓度越低。而到了燃尽区，燃尽风率较低时由于空气分级程度低使得NOx浓度较高。而燃尽风率较高时NOx浓度也较高，可能因为燃尽风率较大时燃尽区燃烧化学反应比较剧烈，温度水平较高，并且氧浓度较高，导致NOx大量生成。也就是说当中有一个燃尽风率区间能使NOx产量保持在较低水平。

图9 NOx浓度沿炉膛高度变化曲线

3.3.3 燃烧优化选择

图10为煤粉着火距离、炉膛出口CO浓度、NOx浓度、飞灰含碳量随燃尽风比例的变化。

图10 煤粉着火距离、炉膛出口CO浓度、NOx

燃尽风比例对着火距离影响不是很大，随着燃尽风比例增大，煤粉着火距离总体有一个缩短的趋势。

炉膛出口飞灰含碳量和CO浓度均随燃尽风比例的增大而增加。燃尽风率增大的同时意味着主燃区局部过量空气系数的减小，主燃区燃料燃烧不完全，到了燃尽区虽然燃尽风补足的燃烧所需氧气，但在有限的停留时间和较主燃区更低的温度环境下，可燃物燃尽程度亦不高。

NOx浓度则是随燃尽风率的增大先降低后升高。影响NOx产量的有两个相互克制的因素，一个是主燃区还原性环境对NOx的抑制与还原，另一个是燃尽区高温富氧对NOx产生的促进。燃尽风率较低时，主燃区还原性气氛较弱，NOx产量较高，而燃尽风率过大时，燃尽风区温度较高氧气充足，使NOx大量生成。各燃尽风率下煤粉着火距离均在200～400mm之间，对燃尽风率的选择没有限制。为保证飞灰含碳量低于3%，燃尽风率应该小于35%。综合考虑NOx的排放，最佳燃尽风比例为35%。