一次風速對高濃度煤粉預(yù)燃式低氮燃燒器性能影響的數(shù)值模擬

王小龍，張飛龍，王 里，許鑫瑋，張儀祥，王學斌，譚厚章

(1.國能神東煤炭集團有限責任公司，陜西 神木 719315；2.西安交通大學 能源與動力工程學院，陜西 西安 710049)

0 引 言

據(jù)統(tǒng)計，我國目前使用的工業(yè)鍋爐有60多萬臺，其中有接近50萬臺為鏈條爐等燃煤工業(yè)鍋爐[1-2]。傳統(tǒng)的燃煤工業(yè)鍋爐通常采用爐排燃燒，由于有效反應(yīng)面積小，爐排鍋爐存在燃燒效率低、污染物排放高等嚴重問題。煤粉工業(yè)鍋爐強化了煤與空氣的接觸與混合，能大幅提高煤燃燒效率，有效控制污染物排放[3-5]。

然而由于燃煤性質(zhì)和運行負荷的變化，煤粉鍋爐易出現(xiàn)燃燒不穩(wěn)定和NOx排放量高的問題。目前，普遍使用的低氮燃燒技術(shù)是利用燃燒器的特殊結(jié)構(gòu)設(shè)計改變煤粉與空氣的階段性配比，將濃淡燃燒、空氣分級等低氮燃燒技術(shù)應(yīng)用于煤粉燃燒。高濃度煤粉的低氮旋流燃燒器能創(chuàng)建一個高溫再循環(huán)區(qū)，促進煤粉再著火，穩(wěn)定燃燒，還能降低著火區(qū)的溫度和含氧量，形成還原性氣氛，降低NOx的生成[6-9]。預(yù)燃室設(shè)計是為了保證燃用貧煤和煙煤時爐內(nèi)燃燒穩(wěn)定高效[10]。

20世紀80年代，清華大學與上海吳涇電廠共同研制了使用根部二次風的預(yù)燃室旋流燃燒器，緩解了預(yù)燃室前端與噴火口的積碳結(jié)焦問題[11]。王進卿等[12]使用商業(yè)軟件對一種新開發(fā)的采用鈍體的預(yù)燃室燃燒器進行了數(shù)值計算，研究一、二次風速，二次風旋流強度等對回流強度的影響。該燃燒器在煤粉工業(yè)鍋爐應(yīng)用中的NOx排放濃度為331 mg/Nm3[13]。陳志超等[14]通過將預(yù)燃室燃燒器的二次風分為內(nèi)外兩級和煙氣再循環(huán)來弱化前期的一、二次風混合，降低初期NOx生成，最終降低NOx排放。

高濃度煤粉燃燒器可以直接調(diào)控煤粉濃度控制燃燒，能明顯縮短著火時間和穩(wěn)定燃燒，阻礙NOx生成，是一種經(jīng)濟環(huán)保的燃燒技術(shù)[15]。但煤粉濃度提高意味著氣固兩相混合變差以及燃盡較差問題加劇[16]。因此一次風速的設(shè)計對高濃度煤粉鍋爐的安全經(jīng)濟運行非常重要[17]。一次風速過大或過小都會造成爐內(nèi)著火延遲、NOx排放增加、燃燒效率降低和燃燒不穩(wěn)定等問題，同時，一次風速過大會引起爐內(nèi)結(jié)焦，過小則會引起一次風管堵塞和噴口燒壞[18-21]。目前對于高濃度煤粉的預(yù)燃室燃燒器研究仍較少，本文對新設(shè)計的一種帶預(yù)燃室的高濃度煤粉低氮旋流燃燒器進行數(shù)值模擬，并用一臺25 t/h 全尺寸煤粉工業(yè)鍋爐試驗臺對數(shù)值模擬的基本工況進行試驗驗證，通過分析煤粉鍋爐的速度、溫度以及煙氣組分分布，研究該燃燒器的燃燒性能。

1 燃燒器幾何模型

基于本預(yù)燃式低氮旋流燃燒器的實際尺寸和結(jié)構(gòu)，使用Inventor軟件1∶1建立燃燒器的三維模型，燃燒器結(jié)構(gòu)如圖1所示。基本原理為：將高濃度煤粉與一次風混合通入，同時二次風分為2股，一股為內(nèi)二次風，以直流方式進入預(yù)燃室，另一股為外二次風，經(jīng)過可調(diào)旋流葉片進入爐內(nèi)；一次風出口裝有一圈齒狀的穩(wěn)焰環(huán)，用于穩(wěn)定一次風的著火。

圖1 低氮燃燒器示意Fig.1 Schematic diagram of low-nitrogen burner

爐膛燃燒區(qū)實際為一個L型矩形區(qū)域，但當爐膛足夠大時，具體形狀對低氮燃燒器出口附近的流場影響不大，為簡化計算，取一個直徑5 m、高10 m的圓柱體區(qū)域，并在該區(qū)域出口處設(shè)置一個圓臺的收束結(jié)構(gòu)，以縮小計算區(qū)域出口尺寸，避免過大的回流影響爐膛內(nèi)的流場分布。本文采用ICEM對幾何模型進行網(wǎng)格劃分，對整個燃燒器區(qū)域使用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進行劃分，并對燃燒器出口、預(yù)燃室內(nèi)部及爐膛主要燃燒區(qū)域進行加密(圖2)。

圖2 網(wǎng)格數(shù)劃分示意Fig.2 Schematic diagram of grid number division

2 數(shù)值模擬設(shè)置及正確性驗證

2.1 數(shù)值模擬設(shè)置

本文使用ANSYS Fluent軟件進行數(shù)值模擬。① 湍流模型選擇Realizablek-ε模型，該模型適用于圓形旋轉(zhuǎn)射流的模擬，更適用于反應(yīng)帶旋的湍流流動，與本文的旋流燃燒器實際流場吻合；② 對煤粉顆粒的運動過程，本文選用拉格朗日隨機軌道模型進行模擬；③ 煤粉燃燒過程中使用適用性廣的DO模型；④ 煤粉燃燒模型包括揮發(fā)分析出模型、揮發(fā)分氣相燃燒模型以及焦炭燃燒模型3部分：對揮發(fā)分析出過程，本文采用兩步競爭反應(yīng)模型模擬揮發(fā)分析出過程，認為揮發(fā)分的揮發(fā)速率受揮發(fā)分含量的影響；揮發(fā)分氣相燃燒過程使用渦耗散模型進行模擬；焦炭燃燒過程選用擴散-動力反應(yīng)模型進行模擬[22-23]。

預(yù)燃室采用耐火材料，預(yù)燃室壁面設(shè)置為絕熱壁面邊界，其他主要配風參數(shù)見表1，煤粉參數(shù)見表2。此次驗證試驗的負荷為最大負荷的20%。邊界條件設(shè)置完成后，先對爐膛的冷態(tài)流場進行迭代計算，得到充分發(fā)展的流場后，再耦合顆粒相，加入輻射和燃燒模型進行熱態(tài)計算。

表1 試驗工況主要參數(shù)

表2 煤工業(yè)分析和元素分析

2.2 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

本文選擇了21.8萬、35.9萬、118.2萬、181.7萬4種不同網(wǎng)格數(shù)量的網(wǎng)格進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證，得到不同網(wǎng)格數(shù)量下燃燒器出口軸線上的速度分布如圖3所示。計算結(jié)果表明，當網(wǎng)格數(shù)目超過118.2萬后，燃燒器出口軸線上的速度分布基本不變，綜合考慮計算效率與計算精度，本文選擇數(shù)目為118.2萬的網(wǎng)格進行模擬計算。

圖3 不同網(wǎng)格數(shù)模擬結(jié)果比較Fig.3 Simulation results of different grid numbers

2.3 模型正確性驗證

進行不同工況下燃燒器運行模擬的數(shù)值計算前，首先對25 t/h煤粉工業(yè)鍋爐研究平臺上的典型煤粉燃燒工況進行了模擬計算，將模擬計算結(jié)果與試驗測量的溫度場和NOx濃度等關(guān)鍵數(shù)據(jù)進行對比，以驗證本研究所選取的數(shù)值模型的有效性，其燃燒器實際爐膛結(jié)構(gòu)與溫度測點如圖4所示。驗證試驗工況下的內(nèi)二次風葉片角度為45°，該試驗系統(tǒng)實際運行時維持爐膛負壓穩(wěn)定在-100 Pa左右。

圖4 實際爐膛結(jié)構(gòu)與溫度測點Fig.4 Actual furnace structure and temperaturemeasurement points

測點溫度的模擬結(jié)果與實際測量結(jié)果對比如圖5所示。

由圖5可知，試驗測量溫度與數(shù)值計算結(jié)果的最大偏差為52 ℃，誤差范圍±4.5%，小于工業(yè)上常規(guī)要求的10%。因此，可認為本研究所選取的模型能夠較準確預(yù)測爐膛內(nèi)的溫度分布。

圖5 測點溫度試驗結(jié)果與模擬結(jié)果對比Fig.5 Comparison between experimental results andsimulation results of measuring point temperature

該工況下爐膛出口參數(shù)的模擬值與試驗值對比見表3。模擬爐膛出口截面NOx濃度誤差為3.8%；模擬焦炭轉(zhuǎn)化率95.1%，折算飛灰含碳量16.2%，與實際值的誤差為8.7%，因此可認為熱態(tài)模擬結(jié)果與測量結(jié)果符合較好，選擇設(shè)置的計算模型與邊界條件合理，模擬結(jié)果能夠較好地與實際燃燒情況吻合。

表3 飛灰含碳量及NOx模擬結(jié)果與試驗結(jié)果對比

3 計算工況

本文模擬的3種工況中的煤粉參數(shù)與第2部分驗證試驗中所用煤種相同，具體見表2，所有模擬工況運行負荷為最大負荷的70%。在保證空氣過量系數(shù)不變情況下，改變基礎(chǔ)工況的一次風速，形成新的工況1和工況2，3種工況主要參數(shù)見表4。

表4 模擬工況主要參數(shù)

4 結(jié)果與分析

4.1 速度分析

中心截面軸向速度(vz)分布云圖如圖6所示，可知該燃燒器的流場特點為：該燃燒器內(nèi)二次風射流具有較大的旋轉(zhuǎn)慣性和較高的速度，能夠形成較大的回流區(qū)。回流區(qū)可以分成2部分，一部分是預(yù)燃室內(nèi)的環(huán)形回流區(qū)，另一部分是爐膛中心位置的大回流區(qū)。前者主要作用是保證煤粉穩(wěn)定燃燒，后者主要作用是卷吸高溫煙氣加熱煤粉，同時提供低氧的還原性氣氛，將部分燃燒生成的NO還原成N2，抑制NOx生成。

圖6 中心截面軸向速度分布Fig.6 Axial velocity distribution in the central section

對比3個工況預(yù)燃室內(nèi)軸向速度分布，發(fā)現(xiàn)3個工況預(yù)燃室內(nèi)的環(huán)形回流區(qū)面積沒有明顯變化，但隨著一次風速的增加，預(yù)燃室附近的環(huán)形回流區(qū)逆向速度增大，即回流流量增大，這有利于煤粉的穩(wěn)定著火。發(fā)生這種現(xiàn)象的原因是隨著一次風射流速度的增大，環(huán)形回流區(qū)內(nèi)的負壓增大，環(huán)形回流區(qū)對內(nèi)二次風的卷吸能力增強。預(yù)燃室內(nèi)流場示意如圖7所示，該回流區(qū)卷吸部分二次風及爐膛中心的高溫煙氣，并攜帶部分一次風及煤粉回到預(yù)燃室內(nèi)劇烈燃燒，燃燒產(chǎn)生的煙氣一部分與內(nèi)二次風混合加熱內(nèi)二次風，剩下的與一次風混合，加熱一次風射流內(nèi)的煤粉，保證煤粉的穩(wěn)定著火與燃燒。

圖7 基礎(chǔ)工況預(yù)燃室內(nèi)流場示意Fig.7 Schematic diagram of the flow field in thepre-combustion chamber under basic conditions

對比3個工況爐膛中心大回流區(qū)面積發(fā)現(xiàn)：隨著一次風速的增加，爐膛中心回流區(qū)面積逐漸減小，工況二的一次風剛性過強，煤粉射流越深入爐膛內(nèi)部，使爐膛中心的大回流區(qū)遭到破壞。燃燒器出口軸線上軸向速度分布如圖8所示，工況1和基礎(chǔ)工況軸向速度衰減快，有明顯的回流區(qū)，而工況2的中心區(qū)域沒有回流。

圖8 軸線上軸向速度分布對比Fig.8 Comparison of axial velocity distribution on the axis

4.2 溫度分析

燃燒器出口中心線的溫度分布如圖9(a)所示，爐膛沿程截面平均溫度分布如圖9(b)所示。可知隨著一次風速增大，預(yù)燃室內(nèi)的高溫區(qū)逐漸向預(yù)燃室深處移動，分析該現(xiàn)象的成因為：隨著一次風速的增大，卷吸的內(nèi)二次風量增大，使得著火位置向一次風靠近；一次風增大時爐膛的高溫區(qū)域向下游延遲，爐膛出口溫度從799 ℃增大到869 ℃。這是因為風速大時，一次風射流能穿透爐膛內(nèi)的大回流區(qū)，使得煤粉與O2的混合被削弱，焦炭燃燒速率降低，主體火焰燃燒推后。

圖9 溫度分布對比Fig.9 Comparison of temperature distribution

通過預(yù)燃室出口溫度判斷煤粉在預(yù)燃室的著火情況(表5)。雖然工況2卷吸的二次風量很大，預(yù)燃室內(nèi)煤粉燃燒更加完全，但工況2的預(yù)燃室出口溫度卻最小，這是因為一次風速過大，剛性增強，卷吸回到預(yù)燃室內(nèi)的煤粉量降低，預(yù)燃室內(nèi)釋放的熱量降低，使預(yù)燃室出口溫度降低。3種情況下預(yù)燃室出口平面(圖2)的平均溫度均達到1 000 ℃以上，該溫度下煤粉可以著火。

表5 各工況計算結(jié)果

4.3 各組分濃度分析

爐膛內(nèi)的組分分布能夠直觀反映膛內(nèi)的燃燒和NO生成情況，通過分析組分濃度能夠?qū)t膛內(nèi)的燃燒情況做出合理預(yù)測。

中心截面CO濃度分布如圖10所示。可知隨著一次風速的增加，CO的分布面積在預(yù)燃室內(nèi)減小，在爐膛內(nèi)增加。這是因為一次風增大能卷吸更多內(nèi)二次風進入預(yù)燃室，使煤粉燃燒完全，所以預(yù)燃室內(nèi)CO濃度下降，而一次風速大會破壞爐膛內(nèi)的回流區(qū)，與二次風的混合效果減弱，爐膛中心的煤粉不完全燃燒生成CO，由于焦炭的燃燒速率降低，CO在爐膛中分布面積增大，煤粉整體燃盡效果變差。表5統(tǒng)計了爐膛出口焦炭的燃盡程度，可見增大一次風速后，焦炭轉(zhuǎn)化率下降明顯，煤粉燃盡效果不佳。

圖10 中心截面CO濃度分布Fig.10 CO concentration distribution in central section

煤粉揮發(fā)分(Vol)析出位置的氣氛對控制NO的排放非常重要。在氧化性氣氛下，揮發(fā)分氮極易被O2氧化成NO，導致較高的NOx排放；而在還原性氣氛下，揮發(fā)分中的NO前驅(qū)物如HCN及NH3將更傾向于被還原成N2，揮發(fā)分產(chǎn)生的大量CH自由基也能在還原性氣氛及焦炭的作用下將已經(jīng)生成的NO還原成N2。

中心截面的Vol濃度分布如圖11所示。與CO分布相似，一次風與二次風的混合變差使得爐膛內(nèi)Vol分布面積隨一次風速的增大而增大。結(jié)合圖10分析，該燃燒器出口形成的流場能夠保證Vol大量析出的位置處于CO包圍的還原性氣氛中，可以抑制揮發(fā)分氮向NO轉(zhuǎn)移，同時將預(yù)燃室及爐膛大回流區(qū)內(nèi)卷吸煙氣中的NO還原成N2。

圖11 中心截面的Vol濃度分布Fig.11 Vol concentration distribution of the central section

NOx生成速率分布如圖12所示，出口截面NOx濃度對比見表5。隨著一次風速從17 m/s增加到20 m/s，出口截面NO濃度提高約10%，這是由于一次風速過大卷吸了大量內(nèi)二次風，預(yù)燃室內(nèi)還原性氣氛被破壞，且大的一次風速破壞了爐膛內(nèi)的大回流區(qū)，使其無法卷吸并還原煙氣中的NO，導致出口截面NOx排放偏高。一次風速0從17 m/s降到14 m/s時出口截面NO濃度也略有升高，主要原因是一次風速過低，一、二次風在爐膛后期混合減弱，卷吸的煙氣量不足，還原的NO量較少。

圖12 中心截面的NO生成速率分布Fig.12 Distribution of NO production rate in the central section

綜上，14～17 m/s存在最優(yōu)的一次風速，使得爐膛出口的NOx排放最低。

5 結(jié) 論

1)一次風速過低時風速衰減過快，一、二次風后期混合減弱，不利于煤粉穩(wěn)定著火，同時使得爐膛中心卷吸的煙氣量變少，未參與到中心回流區(qū)還原其中NO的煙氣量變多，造成NO排放量升高。

2)適當增大一次風速可增大預(yù)燃室環(huán)形回流區(qū)的回流量，有利于煤粉著火和穩(wěn)定燃燒。

3)一次風速過大時會破壞爐膛內(nèi)大回流區(qū)，使得二次風與煤粉的混合被削弱，不利于爐膛內(nèi)煤粉穩(wěn)定著火；同時爐膛內(nèi)焦炭氧化速率降低，火焰被拉長，煤粉整體燃盡效果差，焦炭轉(zhuǎn)化率下降明顯；同時一次風速過大則無法卷吸并還原爐膛煙氣中的NO，將導致出口截面NOx排放偏高。一次風速從17 m/s增加到20 m/s，出口截面NO濃度提高約10%。因此本文研究的預(yù)燃式低氮燃燒器的最佳一次風速在14～17 m/s。