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(1.國核電站運行服務技術(shù)公司,上海 200233; 2.上海理工大學 能源與動力工程學院,上海 200093)

電站燃煤鍋爐氮氧化物(NOx)的排放是大氣的主要污染源之一,近些年受到了越來越多的關(guān)注.目前我國的熱電廠仍然有一些中小容量的機組在役,而這些中小機組的NOx排放普遍較高,又無法簡單移植大容量高參數(shù)機組的低NOx燃燒技術(shù)[1-3].因此研究中小機組的NOx減排方案具有重要的實際意義.目前針對采用了濃淡煤粉燃燒技術(shù)的200 MW四角切圓燃燒鍋爐高效低NOx燃燒技術(shù)公開發(fā)表的研究成果較少.范賢振等[4]對不同負荷下鍋爐爐內(nèi)的流動、傳熱及燃燒進行了數(shù)值模擬,較為準確地獲得了不同負荷下爐內(nèi)煙氣組分的分布.潘維等[5-6]以鎮(zhèn)海電廠一臺鍋爐為對象,分別對當采用分級燃燒和超細煤粉分再燃技術(shù)時爐內(nèi)燃燒和NOx生成情況進行了數(shù)值模擬,結(jié)果表明,對于該鍋爐超細煤粉再燃技術(shù)更有利于降低NOx生成量.邢菲等[7]對一臺低NOx改造后的鍋爐爐內(nèi)燃燒過程進行了研究,模擬結(jié)果與實驗結(jié)果符合良好.

但是在實際四角切圓鍋爐的數(shù)值計算中不僅要研究燃燒特性的影響,還要考慮到由非線性現(xiàn)象引起的非對稱因素.王慧等[8]以四角切圓鍋爐抽象出的二維模型為基礎,探究了在這種對稱結(jié)構(gòu)中不同Re數(shù)下出現(xiàn)非對稱現(xiàn)象的機理.Yang等[9]在二維模型的基礎上,進一步分析了三維模型中對稱結(jié)構(gòu)出現(xiàn)非對稱熱偏差的機理,并提出通過改變?nèi)紵髌D(zhuǎn)角度來減小熱偏差的方法.本文參考上述思想,對國內(nèi)某熱電廠200 MW四角切圓濃淡煤粉燃燒鍋爐爐膛內(nèi)燃燒過程及NOx生成情況進行了數(shù)值研究,提出通過改變?nèi)紵鳚獾燃爸魅紖^(qū)配風方式來降低NOx的技術(shù)措施,可為同類型鍋爐實際運行時降低NOx排放提供參考.

1 研究對象及網(wǎng)格劃分

某熱電廠1#爐為哈爾濱鍋爐廠生產(chǎn)的HG-670/140-YM14型超高壓大容量鍋爐,配200 MW汽輪發(fā)電機組.該鍋爐呈“П”布置,采用單汽包、單段蒸發(fā)、大口徑集中下降管、自然循環(huán)方式,平衡通風、固態(tài)排渣,配有4套鋼球磨煤機中間儲倉式制粉系統(tǒng),采用制粉乏氣送粉.鍋爐爐膛高度38.5 m,爐膛橫截面尺寸13.66 m×11.66 m.鍋爐設計參數(shù)和煤質(zhì)特性見表1和表2.

表1 鍋爐的設計參數(shù)Tab.1 Design perameters of the boiler

表2 燃煤元素分析及工業(yè)分析Tab.2 Ultimate and proximate analysis of coal %

鍋爐每組燃燒器的一、四層采用直流式水平濃淡煤粉燃燒器,二、三層采用雙通道燃燒器.每組燃燒器設有四層煤粉噴嘴,一、二次風相間布置,均等配風,按四角布置、雙切圓燃燒,B,D角形成直徑為600 mm的切圓,A,C角形成直徑為1 200 mm的切圓,如圖1所示.現(xiàn)燃燒器噴口布置如圖2所示(見下頁).

圖1 一次風水平切圓布置圖Fig.1 Primary air of horizontal tangential circle

本文取爐膛冷灰斗底部至鍋爐高溫過熱器前的區(qū)域作為計算域進行網(wǎng)格劃分.網(wǎng)格劃分時,將整個計算域分割為冷灰斗區(qū)、主燃區(qū)和后燃燒區(qū)3個區(qū)域,每個區(qū)域均采用結(jié)構(gòu)化六面體網(wǎng)格劃分.此外,考慮到主燃區(qū)流場變化比較劇烈,又對主燃區(qū)網(wǎng)格進行了局部加密.為了獲得較為精確的模擬結(jié)果并兼顧計算效率,本文計算前對多套網(wǎng)格進行了網(wǎng)格無關(guān)性驗證,最終采用130萬網(wǎng)格進行計算.

圖2 燃燒器布置圖Fig.2 Burners arrangement

2 數(shù)學模型及邊界條件

2.1 數(shù)學模型

采用商業(yè)CFD軟件作為模擬計算平臺,數(shù)值模擬采用三維穩(wěn)態(tài)模型計算.由于切圓爐內(nèi)氣流旋轉(zhuǎn)上升,故氣相湍流模型采用對旋流有較好修正的Realizablek-ε模型,用混合分數(shù)-概率密度函數(shù)模擬氣相湍流燃燒,煤粉顆粒的跟蹤采用隨機軌道模型并考慮氣相湍流瞬時波動對顆粒軌跡的影響.采用P1輻射模型計算爐內(nèi)的輻射傳熱.煤粉揮發(fā)分的析出采用單步反應模型,焦炭的燃燒使用動力/擴散控制燃燒模型.控制方程的求解采用SIMPLE算法、QUICK差分格式.

NOx生成的模擬采用后處理的方法,由于燃煤鍋爐快速型NOx生成量非常小,可忽略不計,故只考慮熱力型NOx和燃料型NOx的生成.熱力型NOx根據(jù)廣義的Zeldovich機理計算,燃料型NOx的形成可分為揮發(fā)分NOx和焦炭NOx.假定揮發(fā)分熱解中間產(chǎn)物為90%的HCN與10%的NH3,HCN可被O2氧化成NO,也可被NO還原成N2,焦炭中的N全部轉(zhuǎn)化為NO.整個NOx計算過程中考慮湍流流場溫度的脈動以及氧原子的脈動對NOx生成的影響.

2.2 邊界條件

模擬計算工況均在200 MW負荷下,燃燒器所有一、二次風噴嘴均設置為速度入口,爐膛出口設為壓力出口,爐膛壁面設為無滑移邊界條件,并根據(jù)實驗結(jié)果給定壁面溫度680 K.煤粉直徑分布遵循Rosin-Rammler分布,最小直徑為30 μm,最大直徑為300 μm,平均直徑為70 μm.

位于一、四層的水平濃淡燃燒器利用煤粉彎管的離心力作用將一次風中的煤粉分為濃淡兩股.一次風通道被沿水平方向分割成左右兩個濃度不同的通道,兩個通道中煤粉濃度的比例稱為濃淡比.為全面獲得不同濃淡比下燃燒和NOx排放的特性,本文分別對包括設計工況在內(nèi)的共計6個濃淡比工況進行了數(shù)值計算,各工況詳細入口參數(shù)如表3所示,其中工況3為鍋爐最大連續(xù)出力(BMCR)工況的邊界條件.

表3 計算工況表Tab.3 Calculation conditions

3 計算結(jié)果分析

3.1 設計工況的模擬

a.計算結(jié)果驗證.

為了驗證數(shù)值計算的正確性,本節(jié)取設計工況3的計算結(jié)果與鍋爐運行記錄值進行比較.表4分別給出了爐膛出口各項數(shù)值計算結(jié)果與實驗值的比較,可得各項誤差均在5%以內(nèi),基本能夠證明本文所用的數(shù)值方法與計算結(jié)果是可靠的.

表4 數(shù)值計算結(jié)果與運行記錄值的比較Tab.4 Comparison between simulation results and operational records

b.速度分布.

圖3顯示了爐膛不同高度橫截面的速度分布,由下至上分別為一層一次風截面、四層一次風截面、爐膛出口截面以及水平煙道截面.觀察一、四層一次風截面可知在爐膛中心處是低速旋轉(zhuǎn)區(qū),氣流切圓大小大于設計值,但未過于貼壁,沒有對爐膛水冷壁進行沖刷.由于本文所模擬的鍋爐并未加裝消旋二次風,因而在爐膛出口截面,氣流仍存在殘余旋轉(zhuǎn),至使氣流在進入水平煙道后出現(xiàn)速度偏差.

圖3 爐膛不同高度截面的速度分布圖Fig.3 Velocity distribution on cross-section along the height of furnace

c.溫度分布.

圖4給出了鍋爐爐膛內(nèi)的溫度分布圖與煤粉顆粒濃度圖,其中截面1為爐膛對角線截面,截面2為第一層燃燒器橫截面.

從圖4(a)可看出,爐膛的高溫區(qū)主要集中在一次風噴嘴附近,火焰中心在爐膛主燃區(qū)中上游處.二、三層的雙通道燃燒器,由于中間存在較大的突擴空間,能夠卷吸大量的爐膛高溫煙氣,其著火明顯提前于一、四層的水平濃淡燃燒器,數(shù)值模擬結(jié)果與實際運行經(jīng)驗符合,再次證明了本文計算結(jié)果的正確性.

圖4(b)顯示了第一層煤粉噴嘴截面的顆粒濃度場,從圖中可看出向火側(cè)的煤粉濃度明顯大于背火側(cè),燃燒器在水平方向?qū)崿F(xiàn)了濃淡分離燃燒,結(jié)合圖4(c)的溫度分布,可見向火側(cè)煤粉率先著火燃燒,再引燃背火側(cè)的煤粉,淡煤粉氣流在燃燒中心與爐膛壁面間形成一道屏障,能有效減少水冷壁面的高溫腐蝕.

圖4 爐膛溫度分布圖Fig.4 Temperature field in furnace

d.煙氣組分分布.

圖5(見下頁)為爐膛對角截面NOx濃度分布,從圖中可看出NOx濃度最大處位于爐膛第二、三層雙通道燃燒器之間的區(qū)域.結(jié)合圖6的O2濃度分布圖,可以發(fā)現(xiàn)在BMCR工況下,雙通道燃燒器出口一直處于富氧燃燒狀態(tài),使得燃燒反應處于氧化性氣氛中,降低了NOx減排效果.而一、四層燃燒器由于采用了水平濃淡分離燃燒,其NOx生成量明顯低于雙通道燃燒器.在整個爐膛中,由于未加裝SOFA風噴口,使得整個主燃區(qū)的空氣過量系數(shù)較大,造成爐膛出口處NOx濃度偏高,為647 mg/m3.

由以上分析可見,本文的數(shù)值結(jié)果與所能獲得的電廠實際運行數(shù)據(jù)基本是吻合的,驗證了本文數(shù)值方法與計算結(jié)果的可靠性.同時由流場、溫度場、及生成物組分場的分析可見,濃淡燃燒器的煤粉濃淡比,會影響鍋爐爐膛內(nèi)NOx的生成和分布特性.如果濃淡比分配不合理,使燃燒處于氧化環(huán)境中,不利于抑制NOx的生成.

圖5 爐膛NOx分布圖Fig.5 NOx distribution in furnace

3.2 濃淡比對爐內(nèi)燃燒及NOx排放的影響

為進一步獲得爐膛燃燒及NOx排放規(guī)律,本節(jié)在上節(jié)基礎上進一步針對一、四層的水平濃淡燃燒器研究了不同水平煤粉濃淡比對鍋爐爐內(nèi)燃燒及NOx排放特性的影響.

圖7所示為不同濃淡比下爐膛出口處NOx濃度(干態(tài),6%O2),從圖中可看出隨著濃淡比的提高,出口NOx濃度并非隨之線性降低,而是先減小后增大,最小值出現(xiàn)在濃淡比為5∶1的工況,與設計工況(即濃淡比為3∶1工況)相比減少了14 mg/m3,為633 mg/m3.盡管濃淡比優(yōu)化后的NOx生成量有所降低,但結(jié)合3.1節(jié)對爐膛主燃區(qū)組分分布的分析可知,二、三層雙通道燃燒器出口附近氧量偏高,使得燃燒一直處于富氧燃燒狀態(tài),也是NOx生成量過大的主要因素.因此本文在最優(yōu)濃淡比的基礎上對主燃區(qū)的配風進行了進一步的優(yōu)化,即在保證總二次風量不變的前提下增加頂部、底部二次風風量,減小爐膛中間雙通道燃燒器出口的助燃空氣比例,整體配風形成“縮腰”狀態(tài),如表5所示.

圖6 爐膛O2分布圖Fig.6 O2 distribution in furnace

圖7 不同濃淡比下爐膛出口處NOx濃度(干態(tài),6% O2)Fig.7 NOx concentration at furnace outlet in different rich/lean ratios (dry,6% O2)

表5 優(yōu)化前后結(jié)果對比Tab.5 Results before and after optimization

優(yōu)化后中間主燃燒區(qū)域處于負氧燃燒狀態(tài),在一定程度上抑制了NOx的生成,因此最終計算結(jié)果中縮腰配風工況的NOx排放量比均等配風工況降低了32.7 mg/m3.雖然總體排放量有所降低,但依舊不能達到環(huán)保標準,因此該爐如果短期內(nèi)不能淘汰,本文建議采用分級燃燒技術(shù)進行繼續(xù)改進[10].

4 結(jié) 論

通過對某熱電廠200 MW切圓燃煤鍋爐設計工況及不同濃淡比下爐內(nèi)燃燒和NOx排放情況進行的數(shù)值計算可得出結(jié)論如下:

a.BMCR工況下,主燃區(qū)處于氧化性反應氣氛,鍋爐整體NOx排放濃度偏高,達到了647 mg/m3.

b.改變一、四層水平濃淡燃燒器煤粉濃淡比,能夠在一定程度上降低爐膛出口NOx的生成量.隨著濃淡比的增加,NOx的生成量先減小后增大,其中最小值出現(xiàn)在濃淡比為5∶1的工況.

c.數(shù)值計算結(jié)果表明,在最優(yōu)濃淡比工況的基礎上采用“縮腰型”配風,通過減小爐膛中間雙通道燃燒器出口的助燃空氣比例,可將爐膛出口NOx的生成量降低至601.3 mg/m3.

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