工業鍋爐燃燒優化技術的探討

趙洪斌

（國家能源集團承德熱電有限公司，河北 承德 067002）

煤炭是我國的主要能源來源，目前受限于技術及需求，大多數工業鍋爐以燃煤為主。煤炭在為生活與工業提供能源的同時，也帶來了十分嚴重的大氣污染問題，其中氮氧化合物的危害尤其突出[1]。同時，根據相關專業機構對工業鍋爐的效率測試報告來看，平均效率還不足80%，造成了巨大的能源浪費。但由于燃煤鍋爐會對環境造成嚴重的污染，隨著能源供應結構的不斷變化以及節能環保要求的日益嚴格，采用清潔燃料及其相應技術的高效、節能、低污染工業鍋爐將是產品發展的必然趨勢。本文對工業鍋爐燃燒優化技術進行分析，提出詳細優化方案，從而提高燃燒效率，降低NOx的排放[2]。

1 建立工業鍋爐數值模擬模型

1.1 設計幾何模型尺寸及網格劃分

表1給出爐膛模型幾何尺寸，詳細分析爐膛內各個結構所產生的數據，通過這些述職可知爐膛內所設計出的幾何精準尺寸。

表1 爐膛幾何模型尺寸

本文所研究的網格劃分方式，為加密四面體與結構化六面體網格劃分，網格尺寸最大不超過0.3米，網格數量最多不超過100萬。

1.2 設置冷態氣固兩相流參數

工業燃煤鍋爐在燃燒過程中，若要保持其穩定性與持續性，則需要對鍋爐運行中的燃燒配比和送風的參數進行相應的調整，同時，根據試驗所得的數據對燃煤鍋爐的燃燒參數進行合理設置。該種方法得到的結果準確度更高，但是需要專業的技術人員進行大量的重復調整試驗，根據試驗結果進行整合分析，從而得到優化方案[3]。

本文研究選取歐拉雙流體模型與模型，其中固體粘度設置為Syamlal-obrien，曳力模型選取Gidaspow，摩擦粘度設置為Schaeffer，固體體積粘度、徑向分布與固體壓力設置為Lun-et-al，最大堆積密度設置為0.62，固體溫度設置為Gunn，摩擦壓力設置為Baseed-ktgf，碰撞恢復系數設置為0.94。參數設置如表2所示，選取0.001s模擬時間步長，模擬鍋爐內氣固兩相流的流動情況。

表2 參數設置

上表2所示，在本研究中，為簡化計算，由于床料顆粒的多物性的影響對本研究的目的基本可以忽略，故而選擇單一物性床料顆粒作為模擬參數設置。

2 工業鍋爐燃燒優化技術詳解

2.1 重新布置二次風結構

針對鍋爐內氧氣濃度不均勻會使氮氧化合物生成量增加這一現象，提出對二次風結構的改動，結合爐膛幾何模型尺寸來調整鍋爐內氧氣濃度分布。在燃煤鍋爐正常運行的前提下，使一次風率降低，二次風率提高，讓空氣分級燃燒的效果更強。一次風與尾部煙氣混合后進入爐膛，煤炭粒在其中快速燃燒，二次風從經旋流器后噴口出進入，形成與主氣流方向相反的旋轉射流，射流不斷從風口噴入，氣流中心區部分因氣流旋轉而呈現負壓狀態，進而產生較穩定的回流區，將鍋爐內燃燒生成的高溫煙氣卷吸到二次風噴口附近，調整氧氣濃度[4]。在對燃煤鍋爐進行多方面考慮的情況下，一次風機的機型偏大功率較高，二次風機的機型偏小功率較低，若二次風機符合提高二次風率的要求，直接調整風機參數，若不符合，結合實際情況對風機進行調整，可以用連通管將一次風機與二次風機相連，以加強二次風量；進一步調整二次風噴口，使噴口下傾角度變小，適當加大二次風噴口的橫截面積；分層排列二次風噴口，改變其幾何形狀，實際情況中，二次風噴口多為方形，將其優化成圓形，來調整二次風剛性進而影響鍋爐內氧氣濃度。

2.2 調整受熱面布置

考慮到爐膛內溫度分布不均，尤其是局部高溫對鍋爐燃燒效率與氮氧化合物生成的影響，針對受熱面進行調整，同時設置隔熱板。調整受熱面，需對每段受熱面（如空氣預熱器段、水冷壁、水冷屏等）的鍋爐內吸熱量進行計算。

式中，Q表示：吸熱量；c表示：過程相關比熱容；m表示：反應物質量；( t?t0)表示：末溫與初溫之差。

根據公式(1)計算的得出各段受熱面的吸熱量，與各段預設理論溫度進行對比，根據偏差值以及模型參數中的床料比熱容與床料導熱率參數，結合實際情況調整受熱面。由于爐內溫度受蒸發段的吸熱量影響最大，增加水冷屏面積，以調整爐內溫度。同時增加爐膛內的絕熱面積，設置可調節隔熱板，隔熱板面積調節范圍在爐內受熱面積的20%～40%之間，根據鍋爐負荷調整絕熱面積。當爐內負荷高時，通過調節裝置使隔熱板重疊以降低絕熱面積，使水冷壁的吸熱量加大；當爐內負荷低時，通過調節裝置使使隔熱板分散鋪開，使水冷壁的吸熱量減小，以達到根據爐內負荷調整爐內溫度的目的。

2.3 優化給煤口結構

考慮到給煤口的不合理設計會造成飛灰和灰渣含碳量的增加，導致鍋爐運行效率減低，結合模型參數中的床料顆粒粒徑與顆粒密度參數，針對給煤口結構進行優化。對鍋爐燃燒設備設計和改造是對鍋爐燃燒進行優化的最有效方式，尤其對鍋爐燃燒器的改造和設計可優化爐內燃燒過程并提高鍋爐的工作效率。改變播煤風口與給煤風口的設置，使二者分層布置，將原來播煤風與煤粉先混合再共同進入爐膛的方式，改成播煤風將煤粉托送至爐膛內；調整播煤風的風機機設置，使其剛度加強。

2.4 增加SNCR脫硝工藝

在燃煤鍋爐中，旋風分離器入口處的溫度大多在800oC～1000oC之間，煙氣在其中大多可滯留1.5s～4s，SNCR是脫硝反應的最優反應器，具備反應所需的理想條件。在限制氨逃逸不超過標準的前提下，根據鍋爐的實際情況，結合爐膛幾何模型尺寸，在役機組中未安裝SNCR脫硝反應裝置的，加設該裝置，原本設有SNCR脫硝反應裝置的，將旋風分離器中原有的SNCR還原劑噴入點位置改設在入口段的上側與內側，同時加裝還原劑噴入點，使其總數在3～4個之間，并使其霧化角度加大，挑選適合的SNCR噴槍。主要反映機理如下：

工業中一般采用NH3作為還原劑，SNCR的實際應用中也有使用尿素作為還原劑的情況，在本次研究中暫不做討論。

3 熱態燃燒模擬

利用已建立的模型，采用fluent模擬工業鍋爐內燃燒過程，以驗證本研究中提出的燃燒優化技術的有效性。將本研究提出的燃燒優化方案標記為方案1，將優化前的傳統方案標記為方案2，進行熱態燃燒模擬測試對比。

表2 兩種方案煙溫對比

由表1可知，方案1的爐膛平均煙溫為1272K，方案2的爐膛平均煙溫為1342K，前者比后者低了71K，方案1的爐膛出口處的煙溫為1259K，方案2的爐膛出口處煙溫為1309K，前者比后者低了50K。

圖1 兩種方案爐膛截面平均氧氣體積分數沿爐膛標高分布

由圖1可知，從整體上看，方案1的爐膛截面平均氧氣濃度比方案2低，尤其在爐膛的密相區十分明顯。

表3 兩種方案氧氣濃度對比

由表2可知，方案1的爐膛出口處氧氣濃度為1.78%，方案2的爐膛出口處氧氣濃度為4.07%，前者比后者低2.29%。

表4 兩種方案燃盡率對比

表3為不同鍋爐負荷下兩種方案的煤粉燃盡率，當鍋爐負荷為50%時，方案1的燃盡率為99.16%，比方案2燃盡率97.21%高了1.95%；當鍋爐負荷為80%時，方案1的燃盡率為99.61%，比方案2的燃盡率98.20%高了1.41%。

圖2 兩種方案截面平均NOx濃度沿軸向變化

圖1表示不同方案下截面平均NOx濃度沿軸向的變化，可知兩種方案變化趨勢基本相同，從整體上看，燃燒器部分截面平均NOx平均濃度大幅度升高，其升高趨勢在進入爐膛后有所減緩，到爐膛后半段時，其升高趨勢有稍許下降，最終逐漸穩定。由方案1與方案2對比可知，除燃燒器部分，其余沿軸向變化的平均NOx濃度，前者均低于后者。

表5 兩種方案NOx濃度與脫硝效率對比

由表4可知，方案1的爐膛出口NOx濃度為268.82 mg/Nm3，方案2的爐膛出口NOx濃度為315.72 mg/Nm3，前者比后者低46.9 mg/Nm3；方案1脫硝效率為23.84%，方案2脫硝效率為8.64%，前者比后者高15.2%。

4 結束語

由上述可知，每個燃燒優化的方法均有各自的優點與缺點，應根據實際情況有機結合多種方法以改善工業鍋爐的燃燒，進一步促進工業燃煤鍋爐的發展。本文所研究的熱態燃燒模擬結果可知，優化后的方案可以減小爐膛的平均煙溫與出口煙溫，使爐膛出口氧氣濃度降低，提高煤粉燃盡率，從而提高鍋爐的燃燒效率；還可以減少NOx的排放，提高脫硝效率。今后筆者將會持續關注工業鍋爐燃燒技術的發展，多看多學，以期能獻出一份力量。