劉漢周, 盧嘯風(fēng)

(重慶大學(xué)動(dòng)力工程學(xué)院,重慶400044)

燃料分級(jí)燃燒(再燃)技術(shù)將爐膛分為主燃區(qū)、再燃區(qū)和燃盡區(qū).該技術(shù)的基本原理是向煤粉爐爐膛火焰中心上部再燃區(qū)噴入占入爐總熱量10%～30%的再燃燃料,使其與來(lái)自主燃燒區(qū)煤粉燃燒生成的NO x反應(yīng),在缺氧氣氛下轉(zhuǎn)變成N2;隨后在再燃區(qū)下游的爐膛區(qū)域(燃盡區(qū)),補(bǔ)入部分燃盡風(fēng),使未燃盡產(chǎn)物完全燃燒.

再燃技術(shù)具有脫氮效率高、改造費(fèi)用低等優(yōu)點(diǎn),是降低煤粉爐NO x排放最有效的爐內(nèi)措施[1-3].由于天然氣燃燒清潔、氣源可靠,采用天然氣作為再燃燃料可比其他燃料產(chǎn)生更多利于降低NO x的烴根[4].因此,天然氣被認(rèn)為是最理想、最廣泛使用的再燃燃料.相關(guān)試驗(yàn)研究及工程示范表明,天然氣再燃技術(shù)可以獲得50%～70%以上的脫硝效率[5-14].目前,采用尾部煙氣脫硝是我國(guó)200～1000MW煤粉鍋爐降低NOx排放的主要方法,而對(duì)于其他小容量的煤粉鍋爐,在技術(shù)上采用天然氣再燃脫硝不失為一種較理想的方法,這是因?yàn)樘烊粴獗旧聿缓?、灰和?除了可獲得較好的脫硝效果外,也可改善小容量煤粉鍋爐煙氣含塵量和SO2含量偏高的缺點(diǎn),但目前天然氣價(jià)格偏高,該技術(shù)的應(yīng)用還需考慮成本因素.

天然氣再燃還原NO x的主要影響因素有[2]：再燃區(qū)停留時(shí)間、再燃區(qū)溫度水平、再燃區(qū)過(guò)?？諝庀禂?shù)、再燃燃料投入位置與投入量、再燃區(qū)混合狀況以及燃盡風(fēng)投入情況等.國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)天然氣再燃降低NOx排放進(jìn)行了大量的研究,但有關(guān)再燃?xì)怏w及燃盡風(fēng)噴射方式對(duì)爐內(nèi)燃燒及氣流流動(dòng)影響的研究卻鮮見(jiàn)報(bào)道.

因此,本文以1臺(tái)蒸發(fā)量 220t/h、單汽包、自然循環(huán)、∏型布置、固態(tài)排渣、四角切圓煤粉鍋爐為研究對(duì)象,在前期工業(yè)示范的基礎(chǔ)上[13-14],采用流體力學(xué)計(jì)算軟件Fluent重點(diǎn)對(duì)再燃?xì)怏w及燃盡風(fēng)的噴射方式進(jìn)行了數(shù)值模擬.

1 數(shù)學(xué)模型及計(jì)算方法

1.1 物理模型

圖1為爐膛幾何結(jié)構(gòu)及網(wǎng)格劃分.爐膛截面尺寸為6.656m×9.536 m,網(wǎng)格數(shù)為248 735.文中切向再燃布置方式是指再燃噴口和燃盡風(fēng)噴口均為切向布置,對(duì)沖再燃布置方式是指在前后墻各布置3個(gè)再燃噴口和燃盡風(fēng)噴口.在幾何尺寸上,采用切向再燃的再燃噴口和燃盡風(fēng)噴口總截面積與對(duì)沖布置相對(duì)應(yīng)噴口的總截面積相等.

圖1 爐膛幾何結(jié)構(gòu)及網(wǎng)格劃分Fig.1 Geometric structu re of boiler furnace and the grid division

1.2 計(jì)算模型

在數(shù)值模擬過(guò)程中,氣相湍流輸運(yùn)選用“k-ε模型”,揮發(fā)分析出采用“兩相競(jìng)爭(zhēng)析出模型”,氣相湍流燃燒采用“非預(yù)混燃燒模型”,在對(duì)天然氣再燃工況進(jìn)行模擬時(shí),煤作為燃料流進(jìn)入爐膛,天然氣則以二次流的方式進(jìn)入爐膛,在Fluent的前處理軟件prePDF中選用“雙混合分?jǐn)?shù)(two mixture fraction)/PDF模型”分別對(duì)入爐煤和天然氣進(jìn)行化學(xué)組分定義.顆粒相輸運(yùn)選用“STP(stochastic transport of particles)方法”,焦炭燃燒采用“動(dòng)力學(xué)/擴(kuò)散控制反應(yīng)速率模型”.

在煤粉爐中生成的 NO x主要是 NO,約占95%,而NO2僅占5%左右,且其是由NO氧化而來(lái),N2O等的量極少,因此只考慮NO的生成.在NO x的生成模擬中,假定炭中的氮全部轉(zhuǎn)變?yōu)镠CN,然后HCN部分轉(zhuǎn)變成NO.在天然氣再燃還原NO x的模擬中,假定CH 4熱解出的CH、CH2、CH 3等還原性因子將NO還原為N2,則主要有如下3個(gè)再燃脫氮的反應(yīng)方程：

式中：k1、k2、k3為反應(yīng)速率常數(shù),m3/(g?mol?s),分別選取為 1×108、1.4×106e-550/T、2×105[15],其中T為反應(yīng)溫度,K.

1.3 邊界條件

表1給出了進(jìn)入爐膛的風(fēng)、煤、天然氣對(duì)應(yīng)的入射參數(shù).其中,入爐天然氣的低位發(fā)熱量為33.42 M J/m3,在標(biāo)準(zhǔn)工況下,其密度為0.76 kg/m3,成分為：CH 4 97.3%,C2 H6 2.7%.入爐煤與前期工業(yè)示范所用煤種一致,煤種分析見(jiàn)表2.

出口邊界為自由流邊界(outflow),除滿(mǎn)足流量連續(xù)的條件外,無(wú)任何附加限制條件.爐膛壁面采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù),為無(wú)滑移、不滲透的固體壁面,在壁面處,徑向和法向速度為零,湍流參數(shù)也為零;濃度和濃度脈動(dòng)均方值的法向梯度也為零.對(duì)于爐膛壁面熱邊界條件,則分段設(shè)定壁面溫度為不同的定值.

2 結(jié)果與分析

2.1 NO濃度分布

圖2為爐膛中心截面NO的濃度分布.圖3為NO濃度沿爐膛中心軸向距離的分布.從圖2和圖3可以看出,在無(wú)再燃工況下,爐內(nèi)NO濃度在主燃燒區(qū)域形成峰值,隨后沿爐膛高度方向,NO濃度降低并趨于穩(wěn)定,爐膛出口NO濃度為1 230.8 mg/m3.當(dāng)噴入再燃?xì)怏w后,再燃?xì)怏w對(duì)主燃燒區(qū)NO生成濃度基本無(wú)影響,而由于天然氣的還原作用,再燃區(qū)域內(nèi)NO濃度大幅度降低,隨著燃盡風(fēng)的增加,氧氣得到補(bǔ)充,NO的濃度又有少量回升.

表1 入爐參數(shù)Tab.1 In let parameters adopted in simulation experiment

表2 煤質(zhì)分析Tab.2 Ana lysis of the coal quality %

圖2 爐膛中心截面NO的濃度分布Fig.2 NO concen tration distributin at fu rnace center section

圖3 NO濃度沿爐膛中心軸向距離的分布Fig.3 NO concentration distribution along furnace center axis

在對(duì)沖再燃和四角切向再燃工況下,爐膛出口處NO濃度分別為665m g/m3和591mg/m3,在對(duì)沖再燃工況下?tīng)t膛出口處NO的濃度低于四角切向再燃,這表明對(duì)沖噴入的天然氣與爐內(nèi)主氣流的混合比四角切向噴入好,因而在對(duì)沖再燃工況下煤粉鍋爐降低NO排放的效果優(yōu)于切向布置.與前期工業(yè)示范測(cè)得的結(jié)果(表3)比較,模擬計(jì)算結(jié)果得到的NOx濃度降低趨勢(shì)與工業(yè)試驗(yàn)是一致的,這表明對(duì)天然氣降低NO x排放濃度的數(shù)值模擬是比較準(zhǔn)確的.

表3 天然氣再燃工業(yè)試驗(yàn)測(cè)試值Tab.3 Industrial testingmeasurementswith natural gas reburning

2.2 CO濃度分布

圖4為爐膛中心截面CO的濃度分布.由圖4可知,在無(wú)再燃工況下,爐膛出口處CO含量為0.42%.當(dāng)采用天然氣再燃后,在切向再燃和對(duì)沖再燃工況下?tīng)t膛出口CO含量基本相等,均上升至1.5%左右.這是因?yàn)樘烊粴庠偃紖^(qū)處于缺氧氣氛,縮短了煤粉的燃燒時(shí)間,而燃盡區(qū)又靠近爐膛出口,使得少量CO未來(lái)得及與氧氣充分混合而造成未完全燃燒.與表3對(duì)比,發(fā)現(xiàn)試驗(yàn)與模擬爐膛出口CO濃度的變化趨勢(shì)相同,但模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果在數(shù)值上還有一定差異.這是因?yàn)樵囼?yàn)時(shí)實(shí)測(cè)點(diǎn)在尾部豎井煙道入口處,而數(shù)值模擬所取的爐膛出口計(jì)算點(diǎn)在水平煙道入口處,試驗(yàn)時(shí),在這段距離內(nèi)煙氣中CO將進(jìn)一步氧化為CO2,使得實(shí)測(cè)值低于模擬值.

圖4 爐膛中心截面CO濃度的分布Fig.4 CO con cen tration distribution at fu rnace center section

2.3 溫度分布

圖5為爐膛中心截面溫度的分布.從圖5(a)可以看出,整個(gè)爐內(nèi)主燃燒區(qū)的溫度最高,約為1 850 K,沿爐膛高度方向,溫度呈下降趨勢(shì).與圖5(a)相比,圖5(b)和圖5(c)中爐內(nèi)的主燃燒區(qū)溫度明顯下降,而燃盡區(qū)溫度則有一定的上升,從燃盡風(fēng)噴口到折煙角附近這一區(qū)域最為明顯.這是由于采用再燃技術(shù)以后,爐膛主燃燒區(qū)的燃料給入量減少,燃燒強(qiáng)度降低,因此溫度有所下降,而燃盡區(qū)燃燒了大量來(lái)自主燃燒區(qū)和再燃區(qū)的未燃盡產(chǎn)物,釋放出大量熱量,使得燃盡區(qū)溫度高于無(wú)再燃時(shí)的溫度.但在爐膛出口處,無(wú)再燃、切向再燃及對(duì)沖再燃3個(gè)工況下的爐膛出口煙溫又趨于一致,這是由于在每種工況下?tīng)t膛出口區(qū)域燃燒反應(yīng)均已基本完成,而3個(gè)工況的總?cè)霠t熱量是相等的,因此在燃燒反應(yīng)完成后的區(qū)域內(nèi),所反映出的溫度水平相當(dāng).

圖5 爐膛中心截面溫度的分布Fig.5 Temperatu re distribution at fu rnace center section

2.4 氣流旋轉(zhuǎn)強(qiáng)度

圖6為再燃噴口截面處沿爐膛深度方向的切向速度.從圖6可以看出,在再燃噴口截面處,由于噴射的天然氣流量較小,3種工況對(duì)應(yīng)的切向速度最大值基本保持不變,對(duì)沖再燃和切向再燃工況下?tīng)t內(nèi)主氣流切圓直徑均略有增大.通過(guò)圖7則可以看出,由于燃盡風(fēng)流量較大,在燃盡風(fēng)噴口截面處的切向速度分布隨燃盡風(fēng)的噴入有較大變化,與無(wú)再燃工況相比,切向噴入燃盡風(fēng)使切向速度最大值明顯增加,而對(duì)沖噴入燃盡風(fēng)則抑制了切向速度的增大,使得爐內(nèi)氣流水平面切圓旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)的強(qiáng)度大大降低,但對(duì)沖噴入燃盡風(fēng)使主氣流旋轉(zhuǎn)的不對(duì)稱(chēng)性也有一定增大.

圖6 再燃噴口截面處沿爐膛深度方向的切向速度Fig.6 Tangential velocity distribution along furnace depth at section of rebu rning gas injection

圖7 燃盡噴口截面處沿爐膛深度方向的切向速度Fig.7 Tangential velocity distribution along furnace depth at section of overfire air injection

圖8為旋流數(shù)沿爐膛高度的分布.根據(jù)參考文獻(xiàn)[16-17],對(duì)旋流數(shù)進(jìn)行計(jì)算：

式中：Sw為旋流數(shù);Gφ為角動(dòng)量的軸向通量;Gx為軸動(dòng)量的軸向通量;ρ為煙氣密度;u為爐膛內(nèi)橫截面上軸向速度的分量;w為爐膛內(nèi)橫截面上切向速度的分量;R為截面水力半徑;A為旋轉(zhuǎn)氣流的截面積,A=πr2,r為實(shí)際氣流的旋轉(zhuǎn)半徑.

圖8 旋流數(shù)沿爐膛高度方向的分布Fig.8 Sw irl num ber distribu tion along fu rnace heigh t

與無(wú)再燃工況相比,由于投入再燃系統(tǒng)后,主燃區(qū)的煙氣量降低,導(dǎo)致?tīng)t內(nèi)主氣流切向速度的降低程度大于軸向速度的降低程度,因此爐膛主燃燒區(qū)的旋流數(shù)略有降低.在再燃區(qū)域內(nèi),當(dāng)切向投入再燃?xì)怏w后,加強(qiáng)了爐內(nèi)主氣流的旋轉(zhuǎn),旋流數(shù)與無(wú)再燃工況相當(dāng);當(dāng)對(duì)沖投入再燃?xì)怏w后,對(duì)爐內(nèi)主氣流旋轉(zhuǎn)有一定抑制作用,旋流數(shù)有所降低,但不明顯.總之,再燃區(qū)域內(nèi)3種工況的旋流數(shù)基本相等.隨著燃盡風(fēng)的加入,旋流數(shù)則發(fā)生了明顯變化,對(duì)沖噴入燃盡風(fēng)使旋流數(shù)降低,切向噴射則相反,這是因?yàn)槿急M風(fēng)風(fēng)量大,對(duì)爐內(nèi)主氣流的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)造成了較大的擾動(dòng).

因此,在進(jìn)行天然氣再燃系統(tǒng)布置時(shí),燃盡風(fēng)噴口宜采用對(duì)沖布置.如果采用切向布置,將導(dǎo)致?tīng)t膛出口旋流數(shù)過(guò)大,進(jìn)而造成水平煙道內(nèi)的速度偏差和溫度偏差過(guò)大,帶來(lái)水平煙道內(nèi)過(guò)熱器等受熱面局部超溫爆管等危害.

3 結(jié) 論

(1)沿爐膛高度方向,爐內(nèi)的NO x濃度迅速升高,而后逐漸降低,但在常規(guī)燃燒工況下,NOx濃度的降低幅度并不明顯,而加入天然氣后,NO x濃度顯著降低,隨著燃盡風(fēng)的加入,NO x濃度又小幅度上升.

(2)再燃前后墻對(duì)沖布置對(duì)降低煤粉鍋爐NO x的排放效果好于切向布置,在模擬工況下,前者爐膛出口NO x降低率比后者高6%,模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果一致.

(3)與無(wú)再燃工況相比,切向再燃和對(duì)沖再燃2種工況下的CO含量均有所升高,增幅基本一致,在模擬工況下,CO增量為1.08%.

(4)加入再燃?xì)怏w后,爐內(nèi)溫度分布發(fā)生了變化,高溫區(qū)域向爐膛上部轉(zhuǎn)移,但溫度值變化基本在200 K以?xún)?nèi),對(duì)爐內(nèi)整體溫度分布的影響不大.

(5)與再燃系統(tǒng)切向布置比較,再燃系統(tǒng)對(duì)沖布置有利于減少爐膛出口氣流的殘余旋轉(zhuǎn).

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