燃盡風噴口位置對NOx排放的影響

王頂輝，王曉天，郭永紅，孫保民，白 濤

（華北電力大學 能源動力與機械工程學院，北京102206）

化石燃料燃燒產生了大量的NOx，進而形成酸雨和光化學煙霧，危害人類健康并影響生態環境，甚至會破壞空中的臭氧層.火電廠是大氣污染物NOx的主要排放源［1］，隨著我國對火電廠NOx排放控制的日趨嚴格，各種低NOx技術和運行方式得到廣泛研究和應用.

空氣分級燃燒［2-5］的方式不但能夠有效降低NOx排放，而且是一種經濟性好的NOx控制技術.燃盡風的加入將燃燒區域分成三個區：主燃區、還原區和燃盡區（見圖1）.燃盡風噴口的位置不僅直接影響煤粉在還原區的停留時間，從而影響NOx的還原效果，而且還影響煤粉焦炭轉化率和爐膛出口煙溫.因此，在低NOx改造中，燃盡風噴口位置的確定十分重要.

圖1 燃燒區域的劃分Fig.1 Division of combustion zones

筆者針對國內某發電公司一期俄制800 MW機組，基于CFD 軟件平臺，在額定負荷下分別對未改造方案和三種不同燃盡風噴口位置的改造方案進行了爐內燃燒以及污染物生成的數值模擬，并分析了燃盡風噴口位置對NOx還原效果、爐膛出口煙溫以及煤粉焦炭轉化率的影響，從而確定出最優方案，為低NOx燃燒改造提供技術參考.

1 研究對象

某發電公司的П-2650-25-545KT 鍋爐為塔干羅格鍋爐廠生產的超臨界壓力、一次中間再熱直流鍋爐.鍋爐為單爐膛，受熱面為T 形對稱布置，全懸吊結構，鍋爐爐膛截面為15 472 mm×30 986 mm的矩形，高為81 000mm.爐膛裝有48個旋流式煤粉燃燒器，分四層布置在兩側墻上，每側墻每層布置6個燃燒器.

2 計算模型與方法

2.1 計算區域的選定與網格劃分

選取從爐膛下部的冷灰斗到爐膛出口之間的區域為計算域.根據爐膛的結構特點以及煙氣在爐內的流動特點，采用分區網格生成技術將整個計算區域分成4個區域：冷灰斗區域、燃燒器區域、燃盡風區域和上爐膛區域.可以根據要求設置各計算區域網格的結構和疏密，且不受相鄰區域網格的影響，從而既可以滿足計算精度，又可以大大減少網格數，而且還能夠加快計算速度.

圖2 鍋爐爐膛結構及其網格劃分Fig.2 Furnace structure and its grid division

圖2為鍋爐爐膛結構及其網格劃分.由于各物理量在主燃區與燃盡區內變化較為復雜，因此采用加密網格的方法來提高精度，主燃區劃分的網格數量為339 220個，燃盡區劃分的網格數量為217 920個，此網格數量已能滿足計算精度要求.

對于冷灰斗區和上爐膛區，由于其結構較為規則且氣流在這2個區域內的流動形式也比較簡單，故采用結構化六面體網格進行劃分，劃分后的網格數量少且計算精度較高，2 個區域的網格數為185 746個，因此這2 個區域已能達到計算精度要求.爐膛的整體網格總數為742 886個.

2.2 計算方法

筆者采用標準k-ε方程模型計算爐內的湍流流動，并結合標準壁面函數（standard wall function）將壁面上的物理量與爐內湍流核心區的物理量聯系起來對壁面區的流動工況進行計算［5］；采用混合分數-概率密度函數對氣相湍流燃燒進行模擬，并采用非預混燃燒模型［6］模擬了煤粉燃燒過程中的化學反應和各組分的輸運；采用P1 輻射模型對煤粉燃燒過程中的火焰輻射傳熱、氣體與顆粒之間的輻射傳熱和壁面由于輻射而引起的加熱和冷卻以及液相由于輻射引起的熱量源和匯進行了計算［7］.利用雙平行反應模型對煤粉熱解反應進行模擬.采用動力和擴散控制燃燒模型對焦炭燃燒進行模擬，在燃燒過程中考慮顆粒的輻射傳熱模型并采用隨機軌道模型對煤粉顆粒進行了跟蹤.煤粉粒徑服從rosinrammler分布，采用半隱格式壓力關聯方程算法對壓力和速度進行耦合，并采用后處理方法對爐內NOx生成進行了模擬［8］.

燃燒過程生成的NOx中熱力型NOx占15%～20%，快速型NOx占5%，燃料型NOx占75%～80%.熱力型NOx主要在1 800K 以上溫度區域內大量生成，并隨溫度的升高呈指數規律增長.在實際燃燒過程中，應保證爐內熱負荷均勻，避免高溫區域的出現，減少N2在高溫區的停留時間并適當降低高溫區氧氣的體積分數，這些措施可以降低熱力型NOx的生成［9］.在富碳氫燃料區域火焰中，燃料的CH 基團與助燃空氣中的N2分子反應生成含有N的中間產物，隨后氧化生成快速型NOx［10］.在 大多數煤粉燃燒系統中，快速型NOx生成量很少.燃料型NOx是在煤粉燃燒過程中生成的，燃料中部分N受熱分解并伴隨揮發分析出，大量轉化為含氮的中間產物，隨后被氧化生成NOx.在富燃料缺氧條件下燃燒時，未被氧化的HCN 和NH3又將與NOx發生反應生成N2［11］，因此控制燃料型NOx生成的關鍵在于降低氧氣的體積分數，使燃燒在過量空氣系數小于1的工況下進行.

3 燃用煤質與改造方案

表1為燃用煤種的工業和元素分析.

表1 燃用煤種的工業和元素分析Tab.1 Proximate and ultimate analysis of coal

通過對表1電廠實際煤種的分析得出：鍋爐燃用的是高揮發分、低灰分煤種.依據2011年新出臺的GB 13223—2011 《火電廠大氣污染物排放標準》，從2014年7月1日開始，現有火電機組NOx污染物排放標準為100mg／m3（有特殊規定的執行200mg／m3的標準）［12］.由于對NOx排放要求日趨嚴格，因此有必要對鍋爐燃燒技術進行改進.

爐膛整體空氣分級［13］是一種低氮燃燒技術，其燃燒過程先在爐膛內主燃燒器區處于過量空氣系數較低的富燃料下進行，而后由遠離主燃燒器上部的燃盡風噴口送入燃燒所需的其余空氣，在抑制NOx生成的同時也會造成燃盡率變差等負面影響.所以，采用一種既能降低NOx排放，又能減輕負面影響的燃盡風布置方式十分必要.

為了更好地研究燃盡風噴口位置對NOx排放的影響，筆者對圖3中所示的4種不同燃盡風噴口位置布置方案進行了對比分析，從而找出最優方案.在圖3中，未改造方案沒有設置燃盡風，3種改造方案相互之間也只是燃盡風位置不同，燃盡風噴口位置間距為1 000mm，其余參數均相同.

4 數值計算結果與分析

4.1 溫度分布

爐膛的溫度分布是表征鍋爐燃燒效果的重要參數之一，圖4給出了不同方案爐膛截面平均溫度沿爐膛高度的變化.

圖3 四種方案的比較Fig.3 Comparison of four schemes

圖4 爐膛截面平均溫度沿爐膛高度的變化Fig.4 Average temperature variation along furnace height

由圖4可知：改造前后，隨著爐膛高度的增加，主燃區溫度逐漸升高，最高溫度約在爐膛高度的35.8 m 處.未加燃盡風的方案為：主燃區溫度是1 785K，而加入燃盡風的方案A 為1 762K，方案B為1 754K，加入燃盡風的方案C 僅為1 746K.顯然，加燃盡風方案的主燃區最高溫度均比無燃盡風方案的最高溫度低23～39K，這有利于抑制熱力型NOx的生成.隨后，隨著爐膛高度的增加，各方案主燃區溫度均逐漸降低，但是方案A 在41.5m 處、方案B在43.5m 處、方案C在45.5m 處出現主燃區溫度驟然下降，然后再升高，最后又逐漸降低.主燃區溫度驟然下降的主要原因是溫度為607.9K 的低溫高速燃盡風與高溫煙氣混合，使煙氣溫度降低，以后又因未燃盡煤粉的繼續燃燒，使煙氣溫度升高.由于燃盡風噴口位置的增高，各改造方案的燃盡區上移，使得在爐膛高度50 m 以上時溫度水平均高于未加燃盡風方案.在爐膛出口處，未改造方案的出口煙溫為1 290K，方案A、方案B和方案C的出口煙溫分別為1 304K、1 314K 和1 328K，各改造方案的出口煙溫均高于未加燃盡風方案.通過比較三種改造方案可知，燃盡風噴口位置越高，爐膛出口煙溫就越高.

4.2 氧氣體積分數與NOx 質量濃度分布

圖5和圖6分別比較了各方案中爐膛截面氧氣體積分數和NOx質量濃度的變化過程. 由于各方案的配風不同以及3種改造方案的燃盡風噴口位置不同，使得煙氣組分有差別.在未改造方案中，沒有采用降低NOx的燃燒方法，主燃區氧氣供應充足，燃燒劇烈，溫度水平高，O2的體積分數與NOx的質量濃度在主燃區均升高，以后隨著爐膛高度的增加，O2的體積分數與NOx的質量濃度均降低.在3種改造方案中，隨著爐膛高度的增加，主燃區處于缺氧燃燒，氧氣的體積分數降低，可以抑制部分燃料型NOx的生成，但主燃區仍然是高溫高氧的化學反應集中區，NOx在此區域大量生成，因此NOx的質量濃度增加.在還原區內，煙氣持續對O2進行消耗，部分NOx在此區域被還原成N2，隨著爐膛高度的增加，此區域O2的體積分數與NOx的質量濃度均降低.隨著燃盡風的加入，O2的體積分數在燃盡風噴口處迅速上升，而后又急速下降，這主要是未燃成分繼續燃燒消耗了大量氧氣所致.NOx的質量濃度先略微下降而后上升是由于在燃盡風進入的最初階段，空氣大量進入，開始時略微稀釋了NOx的質量濃度，隨后因為還原產物HCN和焦炭N的氧化而使得NOx的質量濃度逐漸上升到一個穩定值.

圖5 爐膛截面氧氣體積分數的變化Fig.5 Volumetric fraction variation of O2along furnace height

圖6 爐膛截面NOx 質量濃度的變化Fig.6 Mass concentration variation of NOxalong furnace height

在加燃盡風方案中，煙氣從頂層燃燒器到達燃盡風噴口的距離分別是：方案A 為5.7 m，方案B為7.7m，方案C為9.7m.方案A 的燃盡風位置較低，煙氣在還原區停留時間較短，還原性氣氛對NOx的還原分解不充分，使得進入燃盡區之前NOx的質量濃度達到最低值395 mg／m3；在方案C 中，煙氣在還原區停留時間較長，還原性氣氛與NOx反應比較充分，使得在進入燃盡區前NOx的質量濃度達到最低值367 mg／m3；在方案B 中，進入燃盡區前NOx的質量濃度達到最低值381mg／m3.從上面分析可以看出：煙氣在還原區停留時間越長，NOx被還原越充分，NOx的質量濃度就越低.當煙氣到達爐膛出口時，NOx的質量濃度分別為：方案A 是411mg／m3，方案B 是394mg／m3，方案C 最低，為381mg／m3.未改造方案的爐膛出口NOx的質量濃度為557mg／m3，方案A、B、C 的NOx的質量濃度分別比未改造方案低146 mg／m3、163 mg／m3和176mg／m3，分別降低了26.2%、29.3%和31.6%.通過對三種改造方案的比較可以得出，隨著燃盡風噴口位置的升高，爐膛出口NOx的質量濃度降低.

4.3 焦炭轉化率比較與改造方案的選擇

煤粉的焦炭轉化率可以表征煤粉的燃盡程度，通過對焦炭轉化率進行比較即可知道其燃盡程度. 圖7給出了四種方案爐膛出口的煤粉焦炭轉化率.

圖7 四種方案的煤粉焦炭轉化率比較Fig.7 Comparison of coal／coke conversion rate among the 4different schemes

通過對圖7的計算結果進行比較可知：無燃盡風方案的主燃區高溫高氧，燃燒充分，爐膛出口焦炭轉化率為98.85%.由于各改造方案隨著燃盡風噴口位置的上移，煙氣經過燃盡區后到達爐膛出口的行程變短，因此煤粉焦炭轉化率有所不同，方案A、方案B和方案C的煤粉焦炭轉化率分別為98.38%、95.61%和92.85%.這說明隨著燃盡風噴口位置的上移，爐膛出口煤粉焦炭轉化率降低.

圖8為各方案爐膛出口參數的比較.從圖8可知：在加燃盡風方案中，方案C 的爐膛出口煙氣溫度最高，煤粉焦炭轉化率最低，NOx排放質量濃度最低；方案A 的爐膛出口煙氣溫度最低，煤粉焦炭轉化率最高，但NOx排放質量濃度卻最高.方案B比方案A 的焦炭轉化率低2.77%，比方案A 的NOx排放質量濃度低17 mg／m3；方案B 比方案C的焦炭轉化率高2.775%，比方案C 的NOx排放質量濃度高13mg／m3.由前面表2可知：該煤質的灰分較高，所以方案C比方案B的機械未完全燃燒熱損失q4大，考慮到低NOx改造的需要，方案A 的NOx排放質量濃度較大.因此，綜合比較爐膛出口煙溫、NOx排放質量濃度和煤粉焦炭轉化率，可以確定方案B為燃盡風噴口位置最優布置方案.

圖8 不同方案爐膛出口參數的比較Fig.8 Comparison of furnace outlet parameters among the different schemes

5 結 論

（1）燃盡風噴口位置的上移降低了主燃區氧氣的體積分數，與此同時也使爐膛內最高溫度降低了23～39K.

（2）燃盡風噴口位置對NOx的還原效果、爐膛出口煙溫和煤粉焦炭轉化率影響較大.燃盡風噴口位置升高，NOx排放質量濃度降低，爐膛出口煙溫升高，煤粉焦炭轉化率下降.

（3）通過綜合比較爐膛出口煙溫、NOx排放質量濃度和煤粉焦炭轉化率，確定距最上層燃燒器7.7m處為最優燃盡風噴口位置.

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