300 MW贫煤锅炉低氮燃烧深度优化技术

江紫薇，苏 胜，任强强，吴运凯，尹子骏，江 龙，胡 松，汪 一，向 军

(华中科技大学 煤燃烧国家重点实验室，湖北 武汉 430074)

0 引 言

国内电厂普遍采取低氮改造技术以达到NOx排放标准[1-3]，但空气分级在降低主燃区过量空气系数的同时，由于燃烧不充分，飞灰含碳量和炉渣含碳量随之增加，从而导致锅炉效率降低。另一方面，由于氧量降低，炉膛内还原性气氛增强加剧了水冷壁高温腐蚀的程度，无法保证锅炉安全运行[4-5]。针对贫煤锅炉，由于要保证贫煤燃料的着火、稳定燃烧以及燃尽，必须充分考虑和保证燃烧过程温度、氧量等条件，这与NOx排放控制要求的低氧、低温条件存在明显矛盾[6-9]。因此，如何保证贫煤锅炉低氮燃烧，又不影响燃烧性能，一直其技术改造及运行的挑战。

向军等[10]针对2台300 MW贫煤锅炉采用空气分级燃烧技术进行低氮改造现场试验研究，改造后NOx排放仍高达670 mg/Nm3，相较于烟煤，贫煤锅炉低氮改造效果仍不明显。李永华等[11]针对某电厂300 MW贫煤锅炉低氮燃烧改造前后进行数值模拟及试验研究，发现改造后飞灰含碳量和NOx排放显著降低，但会造成炉膛顶部温度较高、减温水增加等负面效果。LIU等[12]利用数值模拟对600 MW前后墙对冲燃烧的贫煤锅炉低氮燃烧进行研究，发现空气分级技术在贫煤锅炉的应用效果不及烟煤锅炉。说明仅通过传统的空气分级技术不足以达到良好的改善效果。因此，针对燃用贫煤的锅炉进行低氮燃烧改造时，必须结合锅炉结构特点及煤种特性进行系统设计研究，才能在保证锅炉燃烧效率及各项性能的基础上，实现NOx生成的有效控制。

笔者以一台300 MW贫煤燃烧锅炉为主要研究对象，针对其炉膛温度分布不均和NOx排放过高等问题，采用数值模拟计算方法，详细分析了锅炉二次风喷口特性对空气分级低氮燃烧过程的影响，在锅炉低氮燃烧技术初步方案的基础上，通过系统分析与设计，提出了切实可行的低氮燃烧技术深度优化改造方案，以期为贫煤锅炉低氮燃烧技术深度优化提供借鉴。

1 研究对象和方法

1.1 锅炉结构及参数

某电厂300 MW电站锅炉为上海锅炉厂制造的1 025 t/h亚临界中间再热控制循环锅炉，型号为SG-1025/18.3-M317，Π型布置、四角切圆燃烧、固态排渣、一次中间再热汽包型煤锅炉。该锅炉采用了WR燃烧器，同心反切圆燃烧系统，锅炉在额定工况下，投入5台磨煤机运行，1台备用，炉膛每角布置12层喷口，包括5层一次风喷口(A、B、C、D、E分别为5台磨煤机对应的一次风煤粉喷口)、6层二次风喷口(AA、AB、BC、CD、DE、EF)，1层燃尽风喷口(OFA)，锅炉原系统燃烧器布置如图1所示。

图1 燃烧器布置Fig.1 Burner layout

锅炉的燃料特性见表1，煤种为我国典型动力贫煤煤种。锅炉系统配风参数为：一、二次风风温均为300 ℃，风速分别为25和55 m/s。

表1 燃料特性

1.2 数值模拟方法

根据锅炉实际尺寸进行1∶1三维建模，并进行网格划分。整个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、折焰角区域及上部炉膛出口区域。采用pave方法生成燃烧器区域炉膛截面网格，其他部分生成结构化六面网格，以加快数值计算的速度。研究过程中进行了网格无关性检查，结果表明，100万网格与85万网格的数值模拟结果较为接近，而50万网格计算结果精度较差。根据验证结果，采用85万网格能满足计算的精度要求。网格划分如图2所示。炉膛针对满负荷工况下锅炉燃烧情况进行模拟，原型工况下过量空气系数设置为1.2。湍流流动使用基于k-ε的双方程，采用双竞争反应热解模型模拟挥发分的析出，焦炭燃烧应用动力/扩散控制反应速率模型，煤粉粒径分布假设满足Rosin-Rammler分布，应用P1模型来模拟炉内辐射传热，NOx生成采用后处理的方法[13-16]。

图2 锅炉炉膛网格划分示意Fig.2 Grid division diagram of boiler furnace

2 低氮燃烧初步方案

2.1 原型锅炉燃烧及NOx排放特性

2.1.1炉膛温度分布特性

原型锅炉在额定工况下模拟得到的原型锅炉中心截面、一次风B截面和二次风DE截面温度分布特性如图3～5所示。

图3 原型锅炉中心截面温度分布Fig.3 Temperature distribution of center section of prototype boiler

图4 原型锅炉一次风B截面温度分布Fig.4 Temperature distribution of primary B-sectionof prototype boiler

图5 原型锅炉二次风DE截面温度分布Fig.5 Temperature distribution of secondary wind DEsection of prototype boiler

由图3可知，锅炉燃烧温度超过1 800 K的高温区集中分布于燃烧器喷口区域，局部区域温度过高，在锅炉主燃区域至炉膛折焰角出口，温度低于1 400 K的低温区集中分布于主燃区下部至冷灰斗。由图3、4可知，锅炉炉膛中心区域的温度明显低于四周，随着炉膛高度增加，低温区域的面积逐渐减小，在冷灰斗区域低温区面积最大。高温区集中于切圆外侧，燃烧器喷嘴区域局部温度可高达2 050 K。在燃烧器区域燃烧最为剧烈，温度升高最快，而燃烧器喷嘴附近的高温也不利于锅炉燃烧器的安全运行。

由上述模拟结果与分析可知，整个炉膛的温度较高，大面积高温区域会导致大量NOx生成，同时炉膛中心区域和冷灰斗段温度较低，整个炉膛温度分布严重不均匀。

2.1.2NOx生成特性

原型锅炉一次风B截面NOx分布和二次风DE截面NOx分布如图6、7所示。可知由于NOx的产生大部分集中在燃烧器喷嘴附近高温主燃区，此时主燃区氧量和温度处于较高水平，导致了炉膛主燃区大量NOx的生成。

图6 原型锅炉一次风B截面NOx分布Fig.6 NOx distribution of primary air B sectionof prototype boiler

图7 原型锅炉二次风DE截面NOx分布Fig.7 NOx distribution of secondary wind DE sectionof prototype boiler

综上，原型锅炉燃烧区温度较高，炉膛温度分布不均，NOx的生成量较高，因此进行锅炉低氮燃烧改造设计时，在考虑控制NOx生成同时，需考虑整个燃烧过程中的温度场分布、煤粉燃烧特性以及锅炉运行安全性。

2.2 低氮改造初步方案

2.2.1初步低氮燃烧方案设计

目前国内外普遍使用空气分级燃烧技术[17]控制NOx排放，通过减小主燃区过量空气系数，使主燃区燃烧温度降低，达到降低NOx的目的[18]。综合考虑锅炉结构及燃用煤种、锅炉参数等因素，研究中提出了初步低氮燃烧技术方案如图8所示，具体为：

图8 改造后燃烧器喷口布置Fig.8 Burner nozzle layout after renovation

1)保持原有喷口结构的基础上增设3层SOFA风，能有效提高气流速度和风煤混合程度，保证燃料燃尽程度，减小NOx生成。

2)根据现场情况，将SOFA风中心定在距离顶一次风喷口中心8 800 mm处，四角布置3层12只SOFA燃尽风喷口，SOFA燃尽风喷口为上下摆动，垂直上下摆动角度±15°。

3)主燃烧区空气量与理论空气量的比值由原来a=1.2变为a=0.9，本文中定义燃尽风占总风量的百分比为燃尽风率，SOFA燃尽风风率为0.23。

2.2.2低氮燃烧初步方案模拟结果

针对改造的初步设计方案进行了数值模拟计算。增加SOFA风后中心截面温度和各截面NOx分布如图9～11所示。后续“SOFA”表示增加SOFA喷口后锅炉情况。

图9 增加SOFA风后中心截面温度Fig.9 Temperature distribution of center section afterincreasing the SOFA wind

图10 增加SOFA风后一次风B截面NOx分布Fig.10 NOx distribution of primary air B section afterincreasing the SOFA wind

图11 增加SOFA风后二次风DE截面NOx分布Fig.11 NOx distribution of secondary wind DEsection after increasing the SOFA wind

本研究中炉膛出口截面NOx排放平均质量浓度是根据数值模拟计算结果获得的折焰角出口NOx质量浓度的平均值，然后根据6%氧量折算得出标态NOx质量浓度值。根据模拟结果，比较改造初步方案与锅炉原型工况可知，炉膛的高温区分布减小，炉膛温度适当降低，NOx排放量由原先的473.4 mg/m3减少为280.4 mg/m3，减少40%，炉膛温度分布相对均匀，同时燃烧器喷嘴出口处温度降低，有利于燃烧器喷嘴安全运行。

由于温度低于炉膛内燃烧温度的燃尽风加入，改造后炉膛整体平均温度有所降低，二次风比例减小，主燃区过量空气系数减小，燃料燃烧剧烈程度降低，主燃区燃烧温度降低，有利于减少NOx的生成。同时，燃尽风的加入缩短了煤粉在高温区域的停留时间，由于煤粉不完全燃烧形成的以CO为代表的还原性气氛有助于还原更多NOx。在燃尽区，烟气温度相对主燃区明显降低，进一步控制NOx的生成。

进一步分析发现目前改造方案下，虽能有效降低NOx生成，但炉膛热负荷分布有所改变，炉内火焰中心上移，锅炉顶部温度升高，造成飞灰含碳量增加，且在炉膛底部形成一定低温区，主燃区下部温度分布较不均匀，因此需进一步深度优化设计。

3 低氮改造优化

燃烧过程中，锅炉底二次风喷口提供煤粉燃烧空气的同时，还起着“托粉”的作用，以减少炉膛底部掉渣量和炉渣含碳量。考虑对初步低氮燃烧方案进一步优化，在增加SOFA风后，分别增大底二次风AA层喷口(增大1.2、1.5、2.0倍)。模拟结果如图12、13所示。

图12 各工况下中心截面温度分布Fig.12 Temperature distribution of central sectionunder various working conditions

不同设计方案下，炉膛出口的NOx排放质量浓度比较见表2。研究结果表明，增加SOFA风情况下，底二次风喷口增大后，高温区域减少，炉膛火焰中心有所下降，主燃烧区域下部温度分布相对均匀。理论上，底二次风喷口增大后，一定程度上会降低分级燃烧效果，使主燃区氧量增大，可能不利于NOx控制，但考虑到底层二次风的增加可增强“托粉”效果，有效降低炉膛的未燃尽热损失，同时可以改善炉膛热负荷分布，缓解炉膛热负荷上移带来的飞灰含碳量和减温水量增加等不利影响，因此研究过程中针对不同底二次风喷口的改造方案进行了数值模拟研究，发现底二次风喷口面积逐渐增大到1.5倍的过程中，炉膛火焰中心有所下移，主燃烧区域下部温度分布更加均匀；同时NOx生成量并未明显改变，炉膛下部的燃烧加强，该区域温度水平有所上升，有利于降低飞灰和炉渣含碳量，降低机械未完全燃烧热损失；而当底二次风喷口面积增大到2倍后，炉膛NOx生成浓度增大，分级效果明显变差，这是因为氧量明显增加，炉膛O2分压增大，更多的N与O2结合，NOx排放量明显增加。因此，综合分析表明SOFA-AA1.5工况最优，不仅能保证炉膛温度分布均匀合理，还可以有效防止过热器、再热器超温。

表2 底二次风增大前后对比

图13 各工况下二次风DE截面NOx分布Fig.13 NOx distribution of secondary wind DE section under various working conditions

根据模拟研究结果，确定了最终低氮燃烧改造方案为锅炉增加3层SOFA风，同时底二次风AA层

喷口增大1.5倍。模拟结果表明，NOx排放量由原先的473.4 mg/m3减少为265.3 mg/m3，改造后NOx排放量可减少40%以上，同时能保证锅炉温度场和氧量场分布均匀，因此飞灰含碳量和炉渣含碳量也得到控制。

4 低氮改造效果

根据上述改造方案，对该300 MW贫煤锅炉实施低氮燃烧改造，并对改造后的锅炉进行性能试验。改造后锅炉运行正常，在相同煤质、相同燃烧器投运层数、投运燃料量及配风方式下改造前后主要运行结果见表3。

表3 改造前后现场实施结果对比

试验数据采用多次测量的平均值，对比表2、3可知，数值模拟结果与试验结果基本一致，误差在±5%以内。

性能试验期间，改造前锅炉炉膛出口NOx排放浓度为481.6 mg/m3，锅炉增加3层SOFA风，同时底二次风AA层喷口增大1.5倍改造后，炉膛出口NOx降低为269.1 mg/m3。改造前后锅炉满负荷条件下NOx排放量实际降低了44.1%，炉渣含碳量和飞灰含碳量有所降低，锅炉效率由92.08%提高至92.24%，改造兼顾经济和环保两方面，说明低氮燃烧技术改造方案切实可行，试验结果与模拟研究基本一致，改造效果良好。

5 结 论

1)针对某300 MW贫煤锅炉，保持原有喷口结构的基础上增设3层SOFA风。模拟结果表明，初步优化后炉膛的高温区分布减小，炉膛温度适当降低，NOx排放量由原先的473.4 mg/m3减少为280.4 mg/m3，减少40%，同时，燃烧器喷嘴出口处温度降低，有利于燃烧器喷嘴安全运行。

2)综合优化后提出了增加3层SOFA风、增大底二次风喷口面积至1.5倍的低氮燃烧技术改造方案。模拟结果表明，NOx排放量由原先的473.4 mg/m3减少为265.3 mg/m3，改造后NOx排放量减少了40%以上，同时能保证锅炉温度场和氧量场分布均匀。

3)经现场低氮改造以及试验验证后发现，NOx生成得到有效控制，由优化前的481.6 mg/m3降低到优化后的269.1 mg/m3，降低44%以上，炉渣含碳量降低，锅炉效率由92.08%提高至92.24%；同时，改造方案充分保证了炉膛温度分布均匀，有效防止过热器、再热器超温等问题。该方案改造效果显著，可以为同类贫煤锅炉的低氮改造和结构优化提供合理有效的理论和技术参考。