煤粉工業鍋爐NOx生成特性數值模擬研究
——燃燒器內二次風開度影響

楊秀超，馬俊方，王彥文，秦 煌，劉建國，姜秀民，劉加勛

(上海交通大學機械與動力工程學院，上海 200240)

0 引言

即使煤燃燒引發的環境問題日漸突現，煤炭在世界能源消耗中仍起著不可替代的作用，從2003年到2030年，世界煤炭需求估計將上升94.7%[1]。我國煤炭儲量豐富，據統計，煤炭占已探明一次性能源總量的92%。目前，我國能源消耗中，煤炭占比仍高達56.7%，這意味著在未來相當長的時間里，煤炭在能源結構中依然占據主導地位。

煤燃燒釋放的氮氧化物(NOx)主要包括一氧化氮(NO)、二氧化氮(NO2)和氧化亞氮(N2O)，是生成光化學煙霧的前驅體，同時也可以形成酸雨和破壞臭氧層，進一步危及人類的生命健康[2-6]。隨著世界環保標準的逐漸嚴苛，燃煤NOx的控制已經引起了廣泛關注。我國更是提出了世界最嚴排放標準GB13271-2014，開發可實現50mg/m3的燃煤超低NOx排放技術已迫在眉睫。

工業鍋爐是現代工業生產和社會生活中一種常見的熱工設備。在我國，燃煤工業鍋爐總數近60萬臺，是僅次于電站鍋爐的主要燃煤設備，其年耗煤量近6.4億t[7-10]。在燃煤工業鍋爐的實際應用中，由于鍋爐本身燃燒空間狹小、鍋爐結構不合理、燃燒煤種及負荷多變等，使其普遍存在著運行效率低、NOx排放高的問題[11-14]。因此開發高效低氮的工業鍋爐燃燒器和合理的工業鍋爐結構，重新組織爐內流動及燃燒特性對工業鍋爐的高效低氮運行具有重要意義[15-19]。

目前關于工業鍋爐燃燒的研究中，大多通過設計特殊的煤粉燃燒器如旋流燃燒器、鈍體燃燒器、預燃室燃燒器、反射流燃燒器來形成一個高溫再循環回流區以促進煤粉的著火、保持火焰穩定性以及控制燃燒前期NOx的生成[20-21]。而針對性地設計合理的鍋爐結構以及重新組織爐內流動及燃燒特性的研究較少。由于工業鍋爐自身燃燒空間狹小，雖然高溫再循環回流區一定程度上可以延長煤粉顆粒在爐內的停留時間、控制燃燒前期NOx的生成，但總體上工業鍋爐飛灰含碳量和NOx排放都較高[22-25]。因此，如果可以從燃燒器和工業鍋爐結構綜合角度考慮，開發出一套適用于工業鍋爐的高效低氮燃燒系統，勢必會極大地促進燃煤工業鍋爐的高效清潔運行。

基于以上問題，本文從燃燒系統的角度出發，針對性地提出了一種帶高溫旋渦燃盡裝置的高效潔凈燃燒工業鍋爐；并根據濃淡分離和空氣分級燃燒原理，開發配置了一種高效低氮煤粉燃燒器；最后通過數值模擬的方法，研究了不同內二次風開度下爐內流動、燃燒及NOx生成特性，可以為燃煤超低NOx排放工業鍋爐的設計與運行提供參考。

1 鍋爐及燃燒器

本文以8MW高效潔凈燃燒煤粉工業鍋爐為研究對象，爐膛尺寸為3.80m×4.28m×8.50m，屬于雙鍋筒、橫置式熱水鍋爐，鍋爐設計煤質參數見表1。圖1所示為該鍋爐的燃燒系統，采用高效低氮煤粉燃燒器和爐內強化潔凈燃燒，其結構特點為：四只高效低氮煤粉燃燒器對沖布置于爐膛左右墻下部，爐膛上部設置有由后墻水冷管交叉構成的高溫旋渦燃盡裝置。

表1 鍋爐設計煤質分析

圖1 高效潔凈燃燒系統

高效低氮煤粉燃燒器風道結構主要由一次、內二次、旋流二次、外二次風道組成。一次風攜帶煤粉進行噴射時，在經過中心管和一次風道的兩級煤粉濃縮環后發生煤粉顆粒的濃淡分離，從而形成外濃內淡型顆粒分布特點。內二次風以喇叭狀噴入爐膛，旋流二次風則以一定的旋度噴入爐膛，在燃燒器出口區域形成高溫回流區的同時，也逐漸補充了爐內煤粉燃燒所需的氧氣。而外直二次風主要用來調節火焰擴展角，根據爐膛條件，確定最佳的火焰形狀和長短，避免火焰貼壁。其中，一次風管出口處設置有穩焰齒，用以形成環狀分布的著火源，確保燃燒器的穩定燃燒。另外，在爐膛出口區域設置高溫旋渦燃盡裝置延長煙氣中未燃盡煤粉顆粒的行程，促進其燃盡。

燃燒器出口區域形成穩定的高溫回流區可以強化煤粉和空氣的混合，在促進煤粉燃盡的同時也避免了局部高溫區的形成，這有利于控制熱力型NOx的生成；另外，合理的燃燒器的配風參數可以使高溫回流區內保持還原性氣氛，控制燃燒前期NOx的形成[23]。因此，本文針對性地研究了在不同內二次風開度下爐內流動、燃燒及NOx生成特性，具體配風方案見表2。

表2 數值模擬配風方案

2 計算模型及邊界條件

由于要求解的基本方程是非線性耦合微分方程，因此采用了分離求解器Fluent進行數值模擬。其中SIMPLE算法和標準壓力離散化方法被采用來求解離散控制方程和耦合壓力速度相。湍流強度、耗散率和雷諾應力則用二階迎風格式進行迭代。k-ε雙方程被作為氣相湍流模型，而氣固兩相流動是基于拉格朗日隨機軌道模型。采用P1輻射模型計算爐內輻射傳熱，該模型包括粒子輻射相互作用，粒子發射率和散射因子分別為1.0和0.9[26]。采用雙步競爭反應模型和PDF概率密度函數計算揮發分的脫揮發分和燃燒，而焦炭的燃燒則采用動力擴散模型。由于煤粉燃燒過程中快速型NOx的生成量很少，因此在數值模擬中只考慮了燃料型NOx和熱力型NOx。其中燃料型NOx根據De Soete模型計算[27]，而熱力型NOx根據Zeldovitch機理進行計算[28]。鍋爐的所有進口邊界均采用質量流量入口，如表2所示，而爐膛出口采用壓力出口。爐膛壁面為等溫壁面，耦合標準壁面函數。

本文的爐膛采用結構化網格，高溫旋渦燃盡裝置和燃燒器由于結構非常復雜，采用了非結構網格，結構網格與非結構網格之間用interface對連接，并且保持交界面處的網格尺寸相近。采用400萬、500萬、650萬和750萬網格進行網格無關性驗證，提取燃燒器中心截面的速度作為對比，發現650萬網格和750萬網格燃燒器中心軸線速度分布比較接近，因此，本文計算采用650萬網格。

本文所采用的計算模型及方法根據相關文獻[29-30]進行選擇，而在文獻中已經有大量的實驗數據對模型的準確及合理性進行了驗證，因此本文的計算結果及相應結論比較可靠。

3 結果與討論

3.1 流動特性

圖2所示為不同內二次風開度下近燃燒器區域流場分布。可以看出各工況下近燃燒器區域流動特性相似，均在燃燒器出口區域形成了穩定的旋流回流區。旋流回流區的形成可以促進煤粉和空氣的強烈混合，有助于爐內燃燒的穩定；另外，由于燃燒器射流在爐膛中心相撞，而形成折轉向上和向下的流動，并在燃燒器的上下兩側分別形成低速回流區，這可以延長煙氣在爐內的行程，促進未燃盡煤粉顆粒的燃盡；并且氣流在燃燒器下側低速回流區的速度明顯高于燃燒器上側低速回流區速度。

值得注意的是，隨著內二次風開度的增加，由于旋流二次風和外二次風的風量減少，相應的射流動量降低，所以對沖布置的燃燒器射流在爐膛中心碰撞的強度降低，從而造成了在燃燒器上下兩側的回流區范圍增大，但是回流速度降低，尤其是當內二次風開度為50%時，這種現象體現得更加明顯。

圖2 燃燒器流場分布

不同內二次風開度下高溫旋渦燃盡裝置流場分布如圖3所示。各工況下來自下爐膛的煙氣經高溫旋渦燃盡裝置入口流入高溫旋渦燃盡裝置，由于高溫旋渦燃盡裝置上下壁面呈相對圓環形，導致一部分煙氣貼著高溫旋渦燃盡裝置上壁面流向出口，另一部分則在高溫旋渦燃盡裝置下壁面形成一個低速煙氣回流區。這兩部分煙氣的行程經高溫旋渦燃盡裝置后都將得到延長，有利于高溫煙氣中未燃盡煤粉顆粒的燃盡。

圖3 高溫旋渦燃盡裝置流場分布

3.2 燃燒特性

圖4所示為不同內二次風開度下近燃燒器區域溫度場分布。從圖4可以看出，總體上爐內溫度呈對稱分布，結合圖2可知，由于在燃燒器出口區域穩定旋流回流區的存在，在燃燒器出口處形成了穩定的“燈芯”形火焰，這也說明了大部分煤粉集中在旋流回流區內燃燒，從而釋放出大量熱量，形成兩個基本對稱的高溫區。但是，當內二次風開度為50%時，由于內二次風量的增加，使其向爐膛中心引射的動量增大，這嚴重阻隔了旋流二次風與一次風的混合。因此，其火焰沿著燃燒器上下側逐漸分散，這不利于爐內燃燒的穩定和煤粉的均勻燃燒。

此外，當內二次風開度為0%和30%時，爐膛內溫度分布均勻，火焰充滿度明顯高于內二次風開度為50%時，說明了這兩個工況可以更好的實現爐膛內煤粉的均勻燃燒。由于內二次風的存在，及時的補充了煤粉燃燒所需的氧氣，所以當內二次風開度為30%時，爐內火焰充滿度是最好的。但是爐膛中心的高溫區并沒有完全的向燃燒器中心聚集，說明有少部分煤粉是在分散的高溫區內燃燒的，在分散的高溫區內燃燒的煤粉距爐膛出口距離相對較短，會影響爐膛整體煤粉的燃盡。另一方面，如果內二次風提前混入燃燒器中心的高溫還原性區域，會導致燃燒前期NOx的增加。

圖4 燃燒器溫度分布

3.3 組分濃度分布

3.3.1 O2濃度分布

不同內二次風開度下，近燃燒器區域O2濃度分布如圖5所示。

圖5 燃燒器O2濃度分布

結合圖2和圖4可知，在燃燒器中心的旋流回流區內氧濃度較低，這是因為在高溫的旋流回流區內，回流的高溫煙氣可以直接與煤粉充分混合，對煤粉快速加熱，大量煤粉在旋流回流區內集中燃燒，消耗了大量氧。相反，在旋流回流區的邊界，氧濃度較高。這一方面是因為旋流二次風在向爐膛中心螺旋前進的同時，對燃燒器中心區域形成一層高氧濃度的包裹層，使燃燒器中心區域形成缺氧的還原性氛圍，控制燃燒前期NOx的生成；另一方面是因為僅僅只有少量的煤粉或者來自燃燒器中心的未燃盡煤粉顆粒會在旋流回流區的邊界燃燒，其消耗的氧量較少。進一步地，在保證合理的火焰充滿度的前提下，發現內二次風開度為0%時，其燃燒器中心低氧濃度區域面積略大于內二次風開度為30%的面積，這意味著旋流回流區內的還原性區域的面積也較大，可以促進NOx的還原。

3.3.2 CO濃度分布

圖6展示了高溫旋渦燃盡裝置局部CO濃度分布。在高溫旋渦燃盡裝置內，CO的濃度較高，結合圖2可知，煙氣在高溫旋渦燃盡裝置內回旋流動，延長了煙氣中未燃盡煤粉顆粒在爐內的停留時間，促進了煙氣中未燃盡煤粉顆粒的繼續燃盡。另外CO濃度較高，也有利于燃盡區NOx的還原。

圖6 高溫旋渦燃盡裝置CO濃度分布

3.4 NOx生成特性

圖7展示了不同內二次風開度下近燃燒器區域NOx濃度分布。可以看出，各工況下，在燃燒器中心的旋流回流區邊界上NOx濃度較高，而在旋流回流區內NOx濃度較低[23]。這是因為在旋流回流區邊界上氧濃度較高，溫度也較高，高溫高氧氛圍促進了NOx的生成，然而在旋流回流區內，氧濃度較低，溫度也偏低，抑制了NOx的生成。

圖7 燃燒器NOx濃度分布

此外，從圖7還可以看出，各工況中在旋流回流區的下邊界出現了局部的高NOx區域，結合圖2可知，這可能是位于燃燒器下側的低速回流區中的回流煙氣直接對燃燒器下側根部煤粉氣流進行加熱，使該區域形成了局部高溫，進而導致了局部的高NOx區域。當內二次風開度從0增加到30%時，爐膛中心處的NOx濃度明顯升高，并且區域也相應擴大，根據圖4(b)可知，這主要是由內二次風開度為30%時，爐膛中心的高溫區域面積較大引起的。當內二次風開度為50%時，由于較大的內二次風動量嚴重阻隔了旋流二次風與一次風的混合，在影響煤粉均勻燃燒的同時也導致燃燒后期煙氣中的氧含量較高，這會使爐膛出口的NOx偏高。

3.5 爐膛出口參數

圖8為不同內二次風開度下爐膛出口溫度和飛灰可燃物含量。當內二次風開度為50%時，爐膛出口溫度和飛灰可燃物含量均最高，這是由于內二次風開度較大，旋流二次風和外二次風的風量較少，相應的射流動量降低，導致在燃燒器上下兩側的回流區內回流速度降低，影響了煤粉的混合，進一步導致煤粉的燃盡效果較差。此外，如圖4所示，爐內火焰的充滿度差，燃燒不均勻也是導致爐膛出口溫度和飛灰可燃物含量高的主要原因。而當內二次風開度為0%和30%時，爐膛回流區內速度較高，煤粉混合均勻，延長了煤粉的高溫停留時間，促進了煤粉的燃盡，其次，如圖4所示，爐內溫度分布均勻，這也可以更好的實現爐膛內煤粉的均勻燃燒，因此，爐膛出口的溫度和飛灰可燃物含量均較低。

圖8 爐膛出口溫度和飛灰可燃物含量

圖9為不同工況下爐膛出口CO和NOx的釋放量。從圖9可以看出，當內二次風開度為0%時，爐膛出口NOx排放最低，為90.08mg/m3，并且爐膛整體燃盡效果也最好。當內二次風開度為50%時，爐膛整體燃盡最差，同時爐膛出口NOx排放也最高，為110.50mg/m3。這是因為內二風嚴重阻隔了旋流二次風與一次風的混合，導致了燃燒后期煙氣中的氧含量較高，不利于NOx的還原；同時也使爐膛內火焰向燃燒器上下兩側分散，影響爐內煤粉的均勻燃燒。當內二次風開度為30%時，爐內燃盡較差，爐膛出口NOx排放較高，為93.54mg/m3。這是由于內二次風一定程度上阻隔了旋流二次風與一次風的混合，爐膛中心的高溫區并沒有完全的向燃燒器中心聚集，少部分煤粉在該區域燃燒，該部分煤粉距爐膛出口距離相對較短，影響了爐膛整體煤粉的燃盡。另一方面，爐膛中心的高溫區域面積較大，不利于燃燒過程中NOx的控制。并且，如果內二次風提前混入燃燒器中心的高溫還原性區域，也可能會導致燃燒前期NOx的增加。總體上來講，隨著內二次風開度的增加，爐膛出口NOx排放也增加。

圖9 爐膛出口CO和NOx

4 結論

(1)各工況下，在燃燒器出口區域均形成了穩定的旋流回流區。煙氣在高溫旋渦燃盡裝置中一部分貼著上壁面流向出口，另一部分則在下壁面形成一個低速煙氣回流區。

(2)總體上在爐內形成了對稱穩定的“燈芯”形火焰。當內二次風開度為0%和30%時，爐膛內溫度分布均勻，火焰充滿度較好；而當內二次風開度為50%時，爐膛內火焰沿著燃燒器上下兩側逐漸分散。此外，當內二次風開度為30%時，爐膛中心的高溫區并沒有完全的向燃燒器中心聚集。

(3)各工況下，在燃燒器中心的旋流回流區邊界上NOx濃度較高，而在旋流回流區內NOx濃度較低。當內二次風開度從0%增加到30%時，爐膛中心處的NOx濃度明顯升高，并且區域也相應擴大；當內二次風開度為50%時，燃燒后期煙氣中的氧含量較高，促使爐膛出口的NOx偏高；當內二次風開度為0%時，爐膛出口NOx排放最低，為90.08mg/m3，并且爐膛整體燃盡效果也最好。

值得注意的是在實際運行過程中，由于工業鍋爐的煤種多變、負荷波動大等特點，當使用低揮發分煤作為燃料時，為了保證爐內的穩定燃燒，需通過內二次風道及時補充燃燒所需的氧氣。因此，內二次風道可以作為一個及時補充燃燒所需氧氣的穩燃風道。另外，在實際運行過程中，當發現一次風射流動量不足時，可通過內二次風對一次風進行引射，使一次風可以到達爐膛中心位置。