燃尽风射流形式对墙式对冲煤粉锅炉低氮燃烧改造的影响

李 明， 王雪彩， 孙树翁， 甄晓伟， 李 强， 张 韬

（烟台龙源电力技术股份有限公司，山东烟台264006）

与目前应用最为广泛的尾部烟气脱硝技术——选择性催化还原法（SCR）脱硝技术相比，空气分级低氮燃烧技术以其运行成本低和操作简单等优点在我国电站锅炉机组中得到越来越广泛的重视.中华人民共和国环境保护部在2010年1月27日公布的《火电厂氮氧化物防治技术政策》［1］中明确指出：低氮燃烧技术应作为燃煤电厂氮氧化物控制的首选技术；当采用此技术后，氮氧化物排放浓度仍不达标或不满足总量控制要求时，应配备烟气脱硝设施.

国内外已有众多学者采用数值模拟方法对空气分级低氮燃烧改造进行了研究［2－3］，主要技术措施为在炉膛上方距最上层煤粉燃烧器一定距离增设燃尽风喷口.孙保民等［4－5］对某800 MW 超临界锅炉进行了不同燃尽风风率下炉内燃烧及NOx排放的数值计算，结果表明在所研究的燃尽风风率范围内，炉膛出口NOx浓度随燃尽风风率的增大基本呈线性递减规律.王顶辉等［6］分析了不同燃尽风喷口位置对炉膛燃烧及污染物生成情况的影响，指出上移燃尽风喷口位置可以降低NOx的排放浓度，但同时会使炉膛出口烟气温度升高、煤粉焦炭转化率降低.综上所述，以往大多研究者主要侧重于不同燃尽风风率或燃尽风距最上层煤粉燃烧器的高度对燃烧及污染物排放的影响［7－9］，而对不同燃尽风射流形式（直流、旋流、圆形射流和矩形射流等）的相关特性及其对炉膛内各物理量影响的研究较少.

笔者采用CFD 软件对某330 MW 墙式对冲煤粉锅炉低氮燃烧改造进行了数值模拟，讨论了3种不同燃尽风射流形式对炉内燃料燃烧和NOx生成情况的影响，为今后的低氮燃烧改造提供有效的技术支持.

1 研究对象

所研究的对象是由北京巴布科克·威尔科克斯有限公司（B＆W）设计制造的330 MW 亚临界参数、中间再热、自然循环单汽包锅炉.炉膛的断面尺寸为宽14.100m、深12.300 m、高49.850 m，有效容积为7 097m3.锅炉配置正压直吹中速磨制粉系统，煤粉燃烧器采用前后墙布置、对冲燃烧方式、B＆W 标准的双调风EI－DRB 型旋流煤粉燃烧器，共32 个，分4层布置.每台磨煤机供应前后墙一层8个燃烧器所需煤粉，自下而上依次为A 磨煤机、B 磨煤机、C磨煤机和D 磨煤机（以下分别简称为A 磨、B 磨、C磨和D 磨），电厂常规运行方式为三运一备：A／B／C磨运行，D 磨备用并通以少量的二次风进行冷却.

在该锅炉目前燃用煤质和燃烧方式下，NOx排放质量浓度较高（约为500～800mg／m3），因此对其进行低氮燃烧改造：将原32个双调风EI－DRB型旋流煤粉燃烧器全部更换为烟台龙源电力技术股份有限公司生产的LYSC－III型低氮燃烧器；在距最上层煤粉燃烧器4 m 的高度布置一层燃尽风（OFA）（4个主燃尽风喷口和4个侧燃尽风喷口），主燃尽风与煤粉燃烧器中心位于同一垂直水平面上，侧燃尽风喷口位于炉膛四角，以捕捉范围内的未燃尽碳和防止侧墙高温腐蚀及结渣；降低炉膛整体过量空气系数并对炉膛配风方式进行重新优化调整.燃用煤质特性如表1所示.为了使低氮燃烧改造后的燃烧效率和降氮率的综合效果达到最优，在确定好炉膛配风方式的前提下，分析并讨论圆形直流、矩形直流及内直外旋3种不同的燃尽风射流形式对炉内燃料燃尽及污染物生成情况的影响.计算工况见表2，其中模拟工况均为锅炉常规运行方式.

表1 煤质特性Tab.1 Analysis of coal quality

表2 计算工况Tab.2 Numerical simulation conditions

2 模型及计算方法

2.1 计算区域及网格划分

经过复杂结构的一次风粉混合物及经过旋流叶片的二次风和内直外旋的主燃尽风在喷口横截面上的分布不能用统一的轴向、径向和切向速度来表示，每一点的运动状态都是不同的［10］.因此，数值模拟分以下2部分进行：（1）单个煤粉燃烧器的两相冷态数值模拟，内直外旋的主OFA 燃烧器单相冷态数值模拟；（2）炉膛的全三维冷态、热态数值模拟.将（1）部分燃烧器出口边界的计算结果作为（2）部分炉膛燃烧器的入口边界条件.

（1）部分中单个煤粉燃烧器的冷态数值模拟将风箱也作为计算控制区域，这样虽然增加了网格数量及高质量网格的划分难度，但却实现了内、外二次风的自然分配，而非人为配比.大风箱内的内、外二次风可根据各自的开度、角度自然配风，更符合燃烧器实际运行的调节机制，内、外二次风的流量（速度）和旋流强度也必然更接近真实工况.（2）部分中全炉膛的数值模拟选取冷灰斗底部至水平烟道入口之间作为计算区域，并考虑了炉膛上方的辐射受热面（屏式过热器和二级过热器）对炉内温度分布的影响.燃烧器及炉膛模型如图1所示.根据流场运动及炉内燃烧的特点分区划分网格，单个燃烧器模拟中的小炉膛轴向网格从喷口开始实行渐疏布置，而全炉膛模拟中沿炉膛深度方向采取向壁面逐渐加密的网格划分方式［11］.除此之外，还对燃烧器喷口一定距离内的区域进行了局部网格加密，以捕捉区域内各计算量的剧烈变化.以上2部分均满足网格独立性验证.

图1 燃烧器与炉膛模型Fig.1 Calculation models for the burner and furnace

2.2 数学模型

仅对燃烧器进行三维冷态数值模拟，对炉膛则先进行冷态计算，并将冷态计算结果作为热态计算的初始条件.湍流流动采用带旋流修正的Realizable k－ε 双 方 程 进 行 计 算［12］，通 过 标 准 壁 面 函 数 法（Standard Wall Function）将近壁区与炉内湍流核心区的物理量联系起来.涡耗散（Eddy－Dissipation）模型用于考虑湍流与化学反应之间的相互作用.采用随机轨道模型（Stochastic Tracking）来追踪煤粉颗粒的运动轨迹［13］，其粒径遵循Rosin－Rammler分布.炉膛热态计算中的辐射传热采用离散坐标DO（Discrete Ordinates）模型［14］，挥发分的释放采用单步反应模型（Single－Rate Model），焦炭的燃烧采用内部控制反应速率模型（Intrinsic Model）进行计算.采取后处理方法对NOx的生成量进行评估，且只考虑燃料型NOx与热力型NOx.

2.3 边界条件

单个煤粉燃烧器冷态数值模拟设定一次风为质量流量入口边界条件，二次风风箱入口为压力入口，内、外二次风在风箱内通过各自的通道挡板和叶片实现自主分配，小炉膛出口为－50 MPa的压力出口边界条件；在对内直外旋的主OFA 燃烧器模拟时，中心直流与外围旋流部分均采用质量流量入口边界条件，小炉膛出口的设定与煤粉燃烧器相同.在全炉膛的模拟计算中，侧燃尽风的主要作用是确保炉膛侧墙不结渣，所以3种改造工况的侧燃尽风均采用刚性较强的直流射流形式，设定为质量流量入口边界条件.改造工况1和改造工况2的主燃尽风也为质量流量入口边界条件，而改造工况3中主燃尽风及所有工况中投运的煤粉燃烧器入口参数则分别截取上述单个内直外旋的主OFA 燃烧器及单个煤粉燃烧器对应面的计算结果，停运的煤粉燃烧器采用少量二次风进行冷却，入口采用质量流量入口边界条件（见图1）.边界设定的所有参数均取自电厂实际运行数据.

2.4 模型及计算方法的验证

为了验证所选模型及计算方法的正确性，先对锅炉改造前的基准工况进行了模拟计算.炉膛温度分布是反映燃料燃烧与污染物生成情况的重要指标，因此模拟中在炉膛屏式过热器入口及二级过热器出口分别建立了温度监测截面，但由于炉膛及出口烟气温度非常高，无法直接进行试验测定，因此将模拟结果与锅炉热力计算中的相应数据进行对比，如表3所示.由表3可知，两者的屏式过热器入口温度的误差为3.15%，二级过热器出口温度的误差为0.35%，表明本次模拟所选用的计算模型及方法较为恰当，得到的结论具有较高的参考价值.

表3 基准工况下模拟所得监测截面温度与锅炉热力计算数据的对比Tab.3 Comparison of cross section temperature between simulation and thermodynamic calculation results under base conditions °C

3 计算结果与分析

3.1 燃烧器流场特性

图2 燃烧器中心纵截面的速度及出口煤粉质量浓度分布Fig.2 Air speed at centre longitudinal cross section of burner and pulverized coal concentration distribution at burner exit

图2 为改造工况下LYSC－III型低氮燃烧器中心纵截面的速度及燃烧器出口煤粉质量浓度分布.由图2可知，一次风粉混合物在管道弯头处受惯性力作用，外侧压力大、速度低、煤粉质量浓度高，内侧压力小、速度高、煤粉质量浓度低.但经过弯头后部高效低阻的均流装置和一定长度的直管段后，在燃烧器出口处速度及煤粉质量浓度沿周向表现出良好的均匀性.内、外二次风从风箱两侧入口进入，分别流经独立的内、外二次风通道进入炉膛.具有一定刚性的直流一次风将煤粉颗粒限制在燃烧器中心轴线附近，被高速旋转的二次风所包裹并在两者之间形成环形回流区，卷吸炉内高温烟气并加热煤粉使其着火.风包粉的流场特性使燃烧器喷口及附近炉膛水冷壁处于氧化性气氛中，可有效降低高温结渣风险.

本文中同心圆式内直外旋的燃尽风直流部分和旋流部分风率与各自所占的面积比相等，即2部分的轴向分速度相同，所以外围的旋流部分在燃烧器喷口及以后一定距离内的合速度大于中心直流部分.外围旋流部分的旋流数S＝0.501，属于弱旋流［15］，射流轴向的压力梯度不足以产生回流区，如图3中内直外旋的燃尽风中心纵截面的流场分布所示，旋流的作用仅表现在提高其对周围气流的卷吸能力和加速射流速度的衰减上，因此在喷口后某一截面出现转折，射流中心直流部分的平均速度大于外围旋流部分的平均速度，且直流部分范围越来越小，旋流部分范围越来越大［16］，模拟结果与理论符合得很好.

图3 内直外旋燃尽风中心纵截面的流场分布Fig.3 Distribution of flow field at centre longitudinal cross section of burner with outer cyclone inner direct flow

3.2 燃尽风射流形式对炉膛各物理量的影响

图4 为3种改造工况下主燃尽风3（从炉膛左侧至炉膛右侧依次为主燃尽风1、2、3、4）所在炉膛纵截面的温度分布.由图4可以看出，在主燃区的各次风量及运行方式保持一致、只改变燃尽风射流形式的条件下，炉膛主燃区的空气动力场及燃烧反应情况基本不受影响.3种改造工况下均以主燃尽风3中心纵截面及前墙燃尽风中心横截面的轴向速度从喷口29m／s衰减至5m／s为标准，对燃尽风射流特性进行研究.如图5所示，对比改造工况1和改造工况2可以发现，主燃尽风以相同的轴向速度从喷口进入炉膛后，由于与外界烟气间存在速度差，在黏性力作用下，射流边界最先产生紊流漩涡层，与周围高温烟气进行质量、动量和能量交换.紊流漩涡经跨流扩散侵蚀主流，形成楔形射流核.燃尽风射流的卷吸作用使其沿运动方向的流量逐渐增大，能量和速度逐渐衰减.对于面积和初速度相同的紊动直流射流来说，改造工况1中的矩形直流燃尽风外边界面积大于改造工况2中的圆形直流燃尽风，且在流动过程中，矩形直流燃尽风并不能保持射流的截面形状为矩形，而是在射流尖角部位形成强烈的漩涡，这些漩涡使得矩形直流燃尽风的卷吸能力有所增强，穿透炉内高温黏性烟气的深度为5.10m，差于圆形直流的5.23m.改造工况3中燃尽风的旋流部分使其卷吸外界高温烟气的能力强于改造工况1和改造工况2中的直流燃尽风，而中心的直流部分又能在一定程度上阻止速度的过快衰减，保证其具有一定的穿透能力，但仍弱于直流燃尽风工况，射入炉膛深度为4.83m.

图4 3种改造工况下炉膛纵截面的温度分布Fig.4 Temperature distributions at centre longitudinal cross section of furnace under three retrofit conditions

改造工况中的3种燃尽风除具有各自的射流特性外，还同时受到炉内上游高温烟气流的托举作用，因此燃尽风从喷口进入炉内一段距离后，射流出现明显上翘现象，下侧速度梯度大于上侧.矩形直流燃尽风相比圆形直流燃尽风工况，迎流面积大，射流上翘的转折点更靠近喷口根部，这也在一定程度上削弱了其对炉内高温火焰的穿透能力，与图5中的模拟结果相符.而对于改造工况3中内直外旋的燃尽风来说，由于本身外围气流的旋转，在距喷口相同距离时卷吸周围的高温烟气量大于直流燃尽风工况，因此气流速度衰减较快，刚性减弱，在炉内上升烟气的冲击作用下流向更容易发生改变：向炉膛下部空间扩张的气流被重新折向上方，扩展角减小且在喷口中心横截面上气流延伸得更远，而向炉膛上部空间扩张的气流在上升烟气的影响下，扩展角显著增大；主燃尽风的旋向使每个喷口靠近炉膛侧墙一面的速度分量与炉内高温烟气的流向一致，速度梯度较大，而靠近炉膛中心一面的速度分量与其相反，速度梯度较小.

图5 3种改造工况下主燃尽风3中心纵截面以及前墙燃尽风中心横截面的轴向速度分布Fig.5 Axial velocity distributions at centre longitudinal cross section of the main over fire air 3and at middle cross section of nozzles on the front wall under three retrofit conditions

为了量化分析改造工况中3种燃尽风射流形式对锅炉燃尽率及NOx生成情况的影响，在4层主燃烧器、一层燃尽风燃烧器、屏式过热器入口及二级过热器出口建立监测截面.以改造工况1矩形直流燃尽风中各截面的CO 或NOx浓度为基准，其他2种工况与改造工况1中相应参数的比值为纵坐标，绘制如图6所示的2个参数沿炉膛高度的变化曲线.由图6（a）可以看出，与前述分析的结论相同，只改变燃尽风的射流形式不会影响主燃区的燃烧情况，因此3种改造工况下从主燃区到燃尽风所在炉膛高度各截面的CO 浓度基本相同，但经不同射流形式的燃尽风作用后，CO 浓度变化明显.由于CO 在煤粉燃烧器喷口附近随挥发分的释放大量生成并且聚集，而后一边参与燃烧反应一边随炉内高温烟气上升，在炉膛前后墙部位的浓度较高.改造工况1中的矩形直流燃尽风在炉膛高度横截面上射流根部的覆盖范围最广，因此CO 浓度最低.而改造工况3中的燃尽风在炉膛高度横截面上虽覆盖面积不大，但沿烟气流程的燃尽风层厚度最厚，CO 生成量较矩形直流燃尽风工况多，但远远少于射流根部覆盖面积和沿烟气流程气流层厚度综合水平较低的圆形直流燃尽风工况.由图6（b）可以看出，3种改造工况下燃尽风的射流形式几乎不会对炉内各截面及出口的NOx生成量产生影响.

图6 3种改造工况下CO 浓度比与NOx 浓度比沿炉膛高度的变化Fig.6 Concentration ratio variation of CO and NOxalong with furnace height under three retrofit conditions

由于碳的燃尽过程较为缓慢，主燃区未来得及燃烧的碳粒主要集中在炉膛中心部位的高温烟气中，因此对于穿透黏性烟气能力和后期混合能力相当的直流燃尽风（改造工况1和改造工况2）来说，二级过热器出口烟气中的飞灰含碳量几乎相同，分别为5.81%和5.79%.改造工况3的燃尽风穿透能力虽不及其他2种工况，但旋流卷吸作用使烟气与燃尽风的后期混合剧烈程度大大增强，因此二级过热器出口飞灰含碳量最低，为5.13%.

4 结 论

（1）燃尽风射流根部在炉膛高度横截面的覆盖范围和沿烟气流程的气流层厚度综合水平对CO 浓度的影响显著.迎流面积较大的矩形直流燃尽风工况下CO 浓度最低，内直外旋燃尽风工况次之，圆形直流燃尽风工况下CO 浓度远远高于其他2 种工况.

（2）内直外旋燃尽风的中心直流部分使射流整体具有一定的穿透能力，外围的旋流部分又使其具有较强的卷吸能力，增强了燃尽风与炉膛中心高温烟气的后期混合剧烈程度，因此飞灰含碳量最低.

（3）在主燃区的配风方式、燃尽风风率、燃尽风喷口面积和距最上层煤粉燃烧器高度均相同的条件下，3种改造工况出口NOx的浓度几乎相等，说明NOx的生成对燃尽风射流形式不敏感.

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