不同因素对锅炉燃烧流动的影响分析

2021-05-14曾卓雄

热力发电 2021年4期

袁卓，曾卓雄，公雪，程恒

（上海电力大学能源与机械工程学院，上海 200090）

燃煤电站锅炉排放的NOx是大气污染物的主要来源，研究燃煤锅炉污染物超低排放对节能环保具有重要意义，将低NOx燃烧器和空气分级燃烧联合使用是降低NOx排放最直接有效的方法[1-2]。周黎明[3]对炉内CO含量急剧上升，机组运行特性变化大等问题，通过调试二次风、分离燃尽风（SOFA）及提高运行氧量，使得燃烧滞后现象明显改善。赵星海等[4]结合空气分级及富氧燃烧技术，对锅炉炉内温度场以及NOx排放特性进行了数值模拟。Wang等人[5]提出了一种具有偏心二次风布置的新型旋流燃烧器，并试验证明了该燃烧器在低负荷工况下可以实现稳燃和低NOx排放。赵有生等[6]数值分析了水平浓淡煤粉燃烧器内不同浓淡比工况下的NOx排放变化规律。过增元等[7-8]指出在一定的速度及温度梯度下，减小两者间的夹角是强化传热的有效措施。何雅玲等[9]应用场协同理论分析了速度场与压力梯度之间的协同性。在很多工业领域，场协同理论也得到了验证和推广[10-11]，而从温度场与速度场协同性角度研究锅炉燃烧传热特性的较少。

本文对某330 MW机组四角切圆燃煤锅炉进行了数值模拟，结合场协同理论，从不同过量空气系数、不同燃尽风比率、不同配风方式、不同摆角等方面分析了其对锅炉燃烧和NOx排放规律的影响。

1 机组概况

某330 MW亚临界机组锅炉在水平方向上采用浓淡分离直流型燃烧器和同心反切燃烧技术组织燃烧，一次风偏置角度为40.3°，顺时针小切圆，二次风偏置角度为45.3°，逆时针大切圆燃烧。在竖直方向上采用深度空气分级燃烧技术，燃烧器四角布置，由下至上分级排列，其中一次风共5层喷口，浓淡组合布置，A、B 2层是内浓外淡，C、D、E 3层是下浓上淡。二次风与一次风相间布置，共7层喷口。同时在主燃烧区上部设计1层紧凑型燃尽风（OFA）和4层SOFA。锅炉炉膛纵截面及喷口布置如图1所示，燃用煤质分析见表1。

图1 锅炉炉膛纵截面及喷口布置Fig.1 The boiler furnace longitudinal section and the nozzle layout

表1 煤质分析结果Tab.1 Coal quality analysis result

2 数学模型及计算条件

协同角β表达式为[12]

采用Euler方法模拟气相，气相湍流模型采用标准双方程模型，标准壁面函数处理边界层网格；采用随机轨道模型模拟煤颗粒运动；采用双平行竞争反应模型模拟煤粉挥发分析出；采用动力/扩散控制反应速率模型模拟焦炭燃烧；采用涡耗散/有限速率化学反应模型模拟气相湍流燃烧，挥发分燃烧为8步分解燃烧[13]，焦炭燃烧为4步表面颗粒燃烧[14]；辐射传热采用P1模型，压力-速度耦合采用SIMPLE方法，对流项为二阶中心差分，扩散项为二阶迎风差分。

炉膛整体上是规则形状，可采用结构化的六面体网格划分，且不同区域的网格密度不同。为减小计算中的伪扩散，将炉膛燃烧器区域的横截面划分为辐射状网格，同时对燃烧器喷口附近的网格进行局部加密处理。网格无关性验证确定锅炉网格数目为170万。

边界条件见表2。一次风投入A、B、C、D层燃烧器，E层燃烧器备用；二次风、OFA、SOFA全开；总风量为313.1 m3/s，总煤量为41.94 kg/s，其中燃烧器喷口的煤粉浓淡质量比为6:4。其他工况及二次风配风模式分别见表3和表4。

表2 边界条件Tab.2 Boundary conditions

表3 其他工况Tab.3 Other working conditions

表4 二次风配风模式Tab.4 The distribution modes of secondary air

3 结果与讨论

选取文献[15]中锅炉炉膛出口（Z=50 m）的O2体积分数和NOx质量浓度值与本文的模拟值做对比分析，其结果见表5。

表5 计算结果验证Tab.5 Validation of simulated results

由表5可见，锅炉试验值和模拟值的O2体积分数和NOx质量浓度值的误差率均不超过5%，说明本文的数值计算值可以很好地反映锅炉炉膛内的燃烧特征和NOx排放特性。

3.1 不同因素对场协同的影响

图2 为一次风截面处各参数值分布。从图2a)、图2b)可见：在锅炉13.97 m标高处的一次风截面上，一次风携带煤粉从炉墙四角喷入，进行切圆燃烧，温度和速度形成了相似的环状分布；沿着气流流动的方向，温度逐渐变大，速度逐渐变小，且温度梯度变化与速度梯度变化正好相反。

图2 一次风截面处各参数值分布Fig.2 Distribution of various parameters at the primary air cross section

由图2c)、图2d)可见，在空气流动方向和炉膛中心处，协同角较小的区域也形成了与温度分布相似的环状分布，而在炉墙附近及气流尾部，协同角较大，约为80°。这是因为沿着气流流动方向，温度梯度方向与气流速度矢量方向一致，所以协同角较小；而在炉墙附近及气流尾部，由于气流刚度减弱，湍动能增强，气流速度矢量变化极快，温度梯度方向和气流速度矢量方向协同一致性降低，所以协同角较大。

在风、粉混合气流形成的速度矢量场内，沿着气流速度梯度方向，传热率最高，热量传递最强，温度上升最快；在气流速度梯度的垂直方向上，传热率最低，热量传递最弱，温度上升最慢。所以协同角越小的区域，其温度梯度与速度矢量方向越具有一致性，因此沿着环形的速度矢量方向形成了环形的高温区。

图3 为沿炉膛高度方向，不同过量空气系数α、不同SOFA比率、不同配风方式、不同燃烧器摆角对协同角β的影响。从图3可以看出：在炉膛高度10~15 m范围内，协同角从82°迅速降低至70°；在15~30 m范围内，协同角上下剧烈波动。结合炉膛结构和燃烧器位置分析可知：在炉膛高度10~15 m范围内，有A、B、C 3层一次风喷口及其相间的4层二次风喷口，由于风、煤的持续喷入，炉膛下部形成了稳定、一致的温度分布和速度分布，所以协同角迅速减小；在15~30 m范围内，有大量的OFA和SOFA送入，再加上煤粉的二次燃尽以及NOx的生成与还原等一系列复杂反应，湍流作用比较强，使得炉膛内的传热、传质极不均匀，所以协同角波动；在30 m及以上区域，协同角呈现规律性的先增大再减小趋势，原因是下部来流携带的湍动能在该区域逐渐释放，同时该区域没有湍动源，所以协同角呈现一直增加而不波动的趋势；直到在40 m折焰角处，协同角开始逐渐变小，因为此处的横截面突然缩小，湍动能被进一步削弱，温度分布和速度分布也逐渐稳定。

由图3还可以看出：在炉膛高度30 m及以上区域，协同角随过量空气系数、燃尽风比率的增大而减小，均等配风方式下协同角最小；燃烧器摆角的绝对值越大，协同角越小。这是因为在切圆燃烧系统中，从燃烧器喷嘴射入炉膛的空气在炉膛内转化成旋转动量，和燃烧器摆角水平相比，摆角向上或者摆角向下均会削弱炉膛上部烟气的切向旋转动量[16]，旋转动量越小，温度和速度的协同性越好，协同角也越小。

图3 不同因素对协同角的影响Fig.3 Effect of different factors on synergy angle

3.2 不同过量空气系数对NOx的影响

图4 为在不同过量空气系数下，沿炉膛高度方向上炉内温度、挥发分、O2体积分数和NOx质量浓度的变化曲线。由图4可以看出：在冷灰斗区（0~10 m），温度迅速升高至1 350 K，NOx质量浓度迅速降低，而挥发分和O2体积分数几乎不变，这是因为该区域气流不易流通；在主燃区（炉膛高度10~20 m），温度进一步升高至最高温度1 450 K，O2体积分数波动幅度很大（3.0%~6.5%），挥发分降低至6%，而NOx质量浓度增加缓慢，这是因为在该区域空气和煤粉被迅速送入炉膛，然后被迅速消耗，同时由于空气分级燃烧技术和浓淡直流燃烧器的联用，NOx的生成被抑制；在还原区（炉膛高度20~25 m）和燃尽区（炉膛高度25~30 m），O2体积分数先快速下降再升高，而温度和NOx质量浓度基本保持不变，这是因为在该范围内SOFA的送入使得NOx既被生成又被还原，而NOx的生成量与还原量大致相等，所以NOx质量浓度变化不明显。同时，最佳过量空气系数为1.15。

图4 不同过量空气系数下各参数沿炉膛高度方向变化Fig.4 Changes of the parameters along the furnace height direction at different excess air coefficients

3.3 不同SOFA比率对NOx的影响

图5 是在不同SOFA比率下，各参数沿着炉膛高度方向的变化曲线。从图5a)—图5c)可以看出，随着SOFA比率不断增大，炉膛内的整体温度不断降低，但主燃区内挥发分和燃尽区内的O2体积分数却不断增加。这是因为SOFA比率不断增大，使得主燃区内空气量不断降低，进一步加剧该区域的欠氧燃烧，煤粉释放的热量变小，同时在燃尽区内不断增加的风量反而冷却了该区域的炉膛温度，所以炉膛整体温度不断降低。

图5 不同SOFA比率下各参数沿炉膛高度方向变化Fig.5 Changes of the parameters along the furnace height direction at different ratios of SOFA

从图5d)可以看出：在主燃区内，SOFA比率的不断增加，对NOx生成的抑制作用十分明显；但在燃尽区内，由于过量的分离燃尽风被送入，未燃尽煤粉二次燃烧生成NOx，反而使炉膛出口NOx质量浓度偏高。总之，随着SOFA比率不断增大，炉膛出口NOx质量浓度呈现先减小再增大的规律，最佳SOFA比率是15%~25%。

3.4 不同配风方式对NOx的影响

图6 是二次风不同配风方式下，各参数沿炉膛高度方向的变化曲线。

图6 不同配风方式下沿炉膛高度方向各参数变化Fig.6 Changes of the parameters along the furnace height direction under different air distribution modes

由图6可以看出，和正宝塔配风方式相比，倒宝塔配风方式下，挥发分迅速降低（10%~6%），O2体积分数快速升高（1%~7%），NOx生成量也明显更低。这是因为倒宝塔配风方式使得炉膛下部风量小，形成强还原性气氛，有利于NOx的还原。和束腰配风相比，均等配风方式下挥发分变化趋势相同，但O2体积分数更高，大约为4%，NOx的生成量也更低，大约为300 mg/m3。这是因为均等配风方式可以促进O2与挥发分充分混合燃烧，更有利于发挥空气分级燃烧对NOx生成的抑制作用。总之，均等配风方式下，炉膛内的O2体积分数最高，炉膛出口的NOx质量浓度最低，而束腰配风方式呈现相反的规律；倒宝塔配风方式可有效抑制主燃区NOx生成，但其炉膛出口的NOx质量浓度与正宝塔配风方式下相同，这可能是SOFA比率过大所致。

3.5 不同摆角对NOx排放的影响

图7 是燃烧器不同摆角下，NOx质量浓度随炉膛高度的变化曲线。由图7可以看出：和摆角为0°相比，燃烧器摆角向下，炉膛内NOx生成量更低；燃烧器摆角向上，会产生更多的NOx，并且摆角向上比摆角向下对炉膛内NOx生成影响更大。因为调整燃烧器摆角可以改变炉膛内火焰中心高度，影响煤粉在炉膛内的燃烧时间；当燃烧器的摆角增加，NOx还原区的长度变短，分级燃烧效果变差。而燃烧器摆角向下过大（-10°），火焰会冲刷冷灰斗，引起高温腐蚀。当设定燃烧器摆角为-5°时，调整SOFA摆角可以进一步降低炉膛出口的NOx质量浓度，而且其摆角向上比摆角向下效果好（图8），这是因为SOFA摆角向上，可以增大还原区长度，有利于NOx的充分还原，最佳摆角为+10°，此时炉膛出口NOx质量浓度为350 mg/m3。