不同因素對鍋爐燃燒流動的影響分析

袁 卓，曾卓雄，公 雪，程 恒

（上海電力大學能源與機械工程學院，上海 200090）

燃煤電站鍋爐排放的NOx是大氣污染物的主要來源，研究燃煤鍋爐污染物超低排放對節能環保具有重要意義，將低NOx燃燒器和空氣分級燃燒聯合使用是降低NOx排放最直接有效的方法[1-2]。周黎明[3]對爐內CO含量急劇上升，機組運行特性變化大等問題，通過調試二次風、分離燃盡風（SOFA）及提高運行氧量，使得燃燒滯后現象明顯改善。趙星海等[4]結合空氣分級及富氧燃燒技術，對鍋爐爐內溫度場以及NOx排放特性進行了數值模擬。Wang等人[5]提出了一種具有偏心二次風布置的新型旋流燃燒器，并試驗證明了該燃燒器在低負荷工況下可以實現穩燃和低NOx排放。趙有生等[6]數值分析了水平濃淡煤粉燃燒器內不同濃淡比工況下的NOx排放變化規律。過增元等[7-8]指出在一定的速度及溫度梯度下，減小兩者間的夾角是強化傳熱的有效措施。何雅玲等[9]應用場協同理論分析了速度場與壓力梯度之間的協同性。在很多工業領域，場協同理論也得到了驗證和推廣[10-11]，而從溫度場與速度場協同性角度研究鍋爐燃燒傳熱特性的較少。

本文對某330 MW機組四角切圓燃煤鍋爐進行了數值模擬，結合場協同理論，從不同過量空氣系數、不同燃盡風比率、不同配風方式、不同擺角等方面分析了其對鍋爐燃燒和NOx排放規律的影響。

1 機組概況

某330 MW亞臨界機組鍋爐在水平方向上采用濃淡分離直流型燃燒器和同心反切燃燒技術組織燃燒，一次風偏置角度為40.3°，順時針小切圓，二次風偏置角度為45.3°，逆時針大切圓燃燒。在豎直方向上采用深度空氣分級燃燒技術，燃燒器四角布置，由下至上分級排列，其中一次風共5層噴口，濃淡組合布置，A、B 2層是內濃外淡，C、D、E 3層是下濃上淡。二次風與一次風相間布置，共7層噴口。同時在主燃燒區上部設計1層緊湊型燃盡風（OFA）和4層SOFA。鍋爐爐膛縱截面及噴口布置如圖1所示，燃用煤質分析見表1。

圖1 鍋爐爐膛縱截面及噴口布置Fig.1 The boiler furnace longitudinal section and the nozzle layout

表1 煤質分析結果Tab.1 Coal quality analysis result

2 數學模型及計算條件

協同角β表達式為[12]

采用Euler方法模擬氣相，氣相湍流模型采用標準雙方程模型，標準壁面函數處理邊界層網格；采用隨機軌道模型模擬煤顆粒運動；采用雙平行競爭反應模型模擬煤粉揮發分析出；采用動力/擴散控制反應速率模型模擬焦炭燃燒；采用渦耗散/有限速率化學反應模型模擬氣相湍流燃燒，揮發分燃燒為8步分解燃燒[13]，焦炭燃燒為4步表面顆粒燃燒[14]；輻射傳熱采用P1模型，壓力-速度耦合采用SIMPLE方法，對流項為二階中心差分，擴散項為二階迎風差分。

爐膛整體上是規則形狀，可采用結構化的六面體網格劃分，且不同區域的網格密度不同。為減小計算中的偽擴散，將爐膛燃燒器區域的橫截面劃分為輻射狀網格，同時對燃燒器噴口附近的網格進行局部加密處理。網格無關性驗證確定鍋爐網格數目為170萬。

邊界條件見表2。一次風投入A、B、C、D層燃燒器，E層燃燒器備用；二次風、OFA、SOFA全開；總風量為313.1 m3/s，總煤量為41.94 kg/s，其中燃燒器噴口的煤粉濃淡質量比為6:4。其他工況及二次風配風模式分別見表3和表4。

表2 邊界條件Tab.2 Boundary conditions

表3 其他工況Tab.3 Other working conditions

表4 二次風配風模式Tab.4 The distribution modes of secondary air

3 結果與討論

選取文獻[15]中鍋爐爐膛出口（Z=50 m）的O2體積分數和NOx質量濃度值與本文的模擬值做對比分析，其結果見表5。

表5 計算結果驗證Tab.5 Validation of simulated results

由表5可見，鍋爐試驗值和模擬值的O2體積分數和NOx質量濃度值的誤差率均不超過5%，說明本文的數值計算值可以很好地反映鍋爐爐膛內的燃燒特征和NOx排放特性。

3.1 不同因素對場協同的影響

圖2 為一次風截面處各參數值分布。從圖2a)、圖2b)可見：在鍋爐13.97 m標高處的一次風截面上，一次風攜帶煤粉從爐墻四角噴入，進行切圓燃燒，溫度和速度形成了相似的環狀分布；沿著氣流流動的方向，溫度逐漸變大，速度逐漸變小，且溫度梯度變化與速度梯度變化正好相反。

圖2 一次風截面處各參數值分布Fig.2 Distribution of various parameters at the primary air cross section

由圖2c)、圖2d)可見，在空氣流動方向和爐膛中心處，協同角較小的區域也形成了與溫度分布相似的環狀分布，而在爐墻附近及氣流尾部，協同角較大，約為80°。這是因為沿著氣流流動方向，溫度梯度方向與氣流速度矢量方向一致，所以協同角較小；而在爐墻附近及氣流尾部，由于氣流剛度減弱，湍動能增強，氣流速度矢量變化極快，溫度梯度方向和氣流速度矢量方向協同一致性降低，所以協同角較大。

在風、粉混合氣流形成的速度矢量場內，沿著氣流速度梯度方向，傳熱率最高，熱量傳遞最強，溫度上升最快；在氣流速度梯度的垂直方向上，傳熱率最低，熱量傳遞最弱，溫度上升最慢。所以協同角越小的區域，其溫度梯度與速度矢量方向越具有一致性，因此沿著環形的速度矢量方向形成了環形的高溫區。

圖3 為沿爐膛高度方向，不同過量空氣系數α、不同SOFA比率、不同配風方式、不同燃燒器擺角對協同角β的影響。從圖3可以看出：在爐膛高度10~15 m范圍內，協同角從82°迅速降低至70°；在15~30 m范圍內，協同角上下劇烈波動。結合爐膛結構和燃燒器位置分析可知：在爐膛高度10~15 m范圍內，有A、B、C 3層一次風噴口及其相間的4層二次風噴口，由于風、煤的持續噴入，爐膛下部形成了穩定、一致的溫度分布和速度分布，所以協同角迅速減小；在15~30 m范圍內，有大量的OFA和SOFA送入，再加上煤粉的二次燃盡以及NOx的生成與還原等一系列復雜反應，湍流作用比較強，使得爐膛內的傳熱、傳質極不均勻，所以協同角波動；在30 m及以上區域，協同角呈現規律性的先增大再減小趨勢，原因是下部來流攜帶的湍動能在該區域逐漸釋放，同時該區域沒有湍動源，所以協同角呈現一直增加而不波動的趨勢；直到在40 m折焰角處，協同角開始逐漸變小，因為此處的橫截面突然縮小，湍動能被進一步削弱，溫度分布和速度分布也逐漸穩定。

由圖3還可以看出：在爐膛高度30 m及以上區域，協同角隨過量空氣系數、燃盡風比率的增大而減小，均等配風方式下協同角最小；燃燒器擺角的絕對值越大，協同角越小。這是因為在切圓燃燒系統中，從燃燒器噴嘴射入爐膛的空氣在爐膛內轉化成旋轉動量，和燃燒器擺角水平相比，擺角向上或者擺角向下均會削弱爐膛上部煙氣的切向旋轉動量[16]，旋轉動量越小，溫度和速度的協同性越好，協同角也越小。

圖3 不同因素對協同角的影響Fig.3 Effect of different factors on synergy angle

3.2 不同過量空氣系數對NOx的影響

圖4 為在不同過量空氣系數下，沿爐膛高度方向上爐內溫度、揮發分、O2體積分數和NOx質量濃度的變化曲線。由圖4可以看出：在冷灰斗區（0~10 m），溫度迅速升高至1 350 K，NOx質量濃度迅速降低，而揮發分和O2體積分數幾乎不變，這是因為該區域氣流不易流通；在主燃區（爐膛高度10~20 m），溫度進一步升高至最高溫度1 450 K，O2體積分數波動幅度很大（3.0%~6.5%），揮發分降低至6%，而NOx質量濃度增加緩慢，這是因為在該區域空氣和煤粉被迅速送入爐膛，然后被迅速消耗，同時由于空氣分級燃燒技術和濃淡直流燃燒器的聯用，NOx的生成被抑制；在還原區（爐膛高度20~25 m）和燃盡區（爐膛高度25~30 m），O2體積分數先快速下降再升高，而溫度和NOx質量濃度基本保持不變，這是因為在該范圍內SOFA的送入使得NOx既被生成又被還原，而NOx的生成量與還原量大致相等，所以NOx質量濃度變化不明顯。同時，最佳過量空氣系數為1.15。

圖4 不同過量空氣系數下各參數沿爐膛高度方向變化Fig.4 Changes of the parameters along the furnace height direction at different excess air coefficients

3.3 不同SOFA比率對NOx的影響

圖5 是在不同SOFA比率下，各參數沿著爐膛高度方向的變化曲線。從圖5a)—圖5c)可以看出，隨著SOFA比率不斷增大，爐膛內的整體溫度不斷降低，但主燃區內揮發分和燃盡區內的O2體積分數卻不斷增加。這是因為SOFA比率不斷增大，使得主燃區內空氣量不斷降低，進一步加劇該區域的欠氧燃燒，煤粉釋放的熱量變小，同時在燃盡區內不斷增加的風量反而冷卻了該區域的爐膛溫度，所以爐膛整體溫度不斷降低。

圖5 不同SOFA比率下各參數沿爐膛高度方向變化Fig.5 Changes of the parameters along the furnace height direction at different ratios of SOFA

從圖5d)可以看出：在主燃區內，SOFA比率的不斷增加，對NOx生成的抑制作用十分明顯；但在燃盡區內，由于過量的分離燃盡風被送入，未燃盡煤粉二次燃燒生成NOx，反而使爐膛出口NOx質量濃度偏高。總之，隨著SOFA比率不斷增大，爐膛出口NOx質量濃度呈現先減小再增大的規律，最佳SOFA比率是15%~25%。

3.4 不同配風方式對NOx的影響

圖6 是二次風不同配風方式下，各參數沿爐膛高度方向的變化曲線。

圖6 不同配風方式下沿爐膛高度方向各參數變化Fig.6 Changes of the parameters along the furnace height direction under different air distribution modes

由圖6可以看出，和正寶塔配風方式相比，倒寶塔配風方式下，揮發分迅速降低（10%~6%），O2體積分數快速升高（1%~7%），NOx生成量也明顯更低。這是因為倒寶塔配風方式使得爐膛下部風量小，形成強還原性氣氛，有利于NOx的還原。和束腰配風相比，均等配風方式下揮發分變化趨勢相同，但O2體積分數更高，大約為4%，NOx的生成量也更低，大約為300 mg/m3。這是因為均等配風方式可以促進O2與揮發分充分混合燃燒，更有利于發揮空氣分級燃燒對NOx生成的抑制作用。總之，均等配風方式下，爐膛內的O2體積分數最高，爐膛出口的NOx質量濃度最低，而束腰配風方式呈現相反的規律；倒寶塔配風方式可有效抑制主燃區NOx生成，但其爐膛出口的NOx質量濃度與正寶塔配風方式下相同，這可能是SOFA比率過大所致。

3.5 不同擺角對NOx排放的影響

圖7 是燃燒器不同擺角下，NOx質量濃度隨爐膛高度的變化曲線。由圖7可以看出：和擺角為0°相比，燃燒器擺角向下，爐膛內NOx生成量更低；燃燒器擺角向上，會產生更多的NOx，并且擺角向上比擺角向下對爐膛內NOx生成影響更大。因為調整燃燒器擺角可以改變爐膛內火焰中心高度，影響煤粉在爐膛內的燃燒時間；當燃燒器的擺角增加，NOx還原區的長度變短，分級燃燒效果變差。而燃燒器擺角向下過大（-10°），火焰會沖刷冷灰斗，引起高溫腐蝕。當設定燃燒器擺角為-5°時，調整SOFA擺角可以進一步降低爐膛出口的NOx質量濃度，而且其擺角向上比擺角向下效果好（圖8），這是因為SOFA擺角向上，可以增大還原區長度，有利于NOx的充分還原，最佳擺角為+10°，此時爐膛出口NOx質量濃度為350 mg/m3。

圖7 燃燒器不同擺角對NOx排放的影響Fig.7 Effect of different swing angles of burner on NOx emissions

圖8 不同SOFA擺角對NOx排放的影響Fig.8 Effect of different swing angles of SOFA on NOx emissions

4 結 論

1）某四角切圓鍋爐過量空氣系數越大，協同角越小，爐膛出口NOx質量濃度越高，最佳過量空氣系數是1.15。

2）隨著SOFA比率不斷增加，協同角逐漸減小，爐膛出口NOx質量濃度先減小再增加，最佳SOFA比率為15%~25%。

3）均等配風方式下爐膛出口NOx質量濃度最低，束腰配風方式下O2體積分數最低，倒寶塔配風方式可以有效抑制主燃區NOx生成。

4）SOFA擺角向上和向下均可降低爐膛出口NOx質量濃度。