1 000 MW塔式鍋爐中低負荷下低NOx排放優(yōu)化

汪華劍， 趙斯楠， 方慶艷， 張 成， 魏銅生， 周虹光， 陳 剛

(1．西安熱工研究院有限公司，西安 710032；2．華中科技大學(xué) 煤燃燒國家重點實驗室，武漢 430074)

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1 000 MW塔式鍋爐中低負荷下低NOx排放優(yōu)化

汪華劍1， 趙斯楠2， 方慶艷2， 張 成2， 魏銅生1， 周虹光1， 陳 剛2

(1．西安熱工研究院有限公司，西安 710032；2．華中科技大學(xué) 煤燃燒國家重點實驗室，武漢 430074)

針對大型燃煤鍋爐在中低負荷下普遍存在的爐膛出口NOx質(zhì)量濃度偏高的問題,對某臺1 000 MW超超臨界塔式鍋爐爐內(nèi)流動、傳熱、燃燒及污染物排放特性進行了數(shù)值模擬研究.通過改變周界風(fēng)擋板開度及適當(dāng)降低運行氧體積分數(shù)，對該鍋爐中低負荷下NOx質(zhì)量濃度高的問題進行優(yōu)化.結(jié)果表明：模擬結(jié)果與現(xiàn)場試驗數(shù)據(jù)符合得較好；中低負荷下，減小周界風(fēng)擋板開度，燃燒初期化學(xué)當(dāng)量比減小，爐膛出口的NOx質(zhì)量濃度相應(yīng)下降，70%和50%負荷時分別下降了31.2%和17.0%；適當(dāng)降低運行氧體積分數(shù)，NOx質(zhì)量濃度有一定的降低，同時煤粉燃盡情況基本不變.

塔式鍋爐； NOx排放； 周界風(fēng)； 運行氧體積分數(shù)； 數(shù)值模擬

以煤為主的能源結(jié)構(gòu)決定了火電在我國電力生產(chǎn)中的主要地位.據(jù)統(tǒng)計，2012年我國工業(yè)煤消耗總量的53.18%用于發(fā)電.火電廠要排放大量的氮氧化物(NOx)，2013年我國火電廠NOx排放量達到861.4萬t，占全國NOx排放總量的38.67%.NOx會極大地危害人類的生存環(huán)境和身體健康[1].因此，控制火電廠燃煤產(chǎn)生的NOx已刻不容緩.

在我國，絕大多數(shù)燃煤機組要承擔(dān)調(diào)峰任務(wù)，因而其往往不能滿負荷運行，甚至處于50%以下的低負荷區(qū)間.中低負荷下SCR入口煙溫往往較低，難以滿足催化劑的最佳反應(yīng)溫度，使得SCR系統(tǒng)無法正常運行；同時，為滿足穩(wěn)定燃燒，保證爐內(nèi)空氣動力場，中低負荷下的運行氧體積分數(shù)一般較高，煤粉燃燒初期往往處于富氧環(huán)境，使得NOx濃度大大升高，從而難以達到低NOx排放的要求.因而，火電機組中低負荷下低NOx排放的優(yōu)化就顯得尤為重要.

數(shù)值模擬是研究爐內(nèi)流動、燃燒及污染物排放的有效工具[2-5].筆者對某臺1 000 MW超超臨界塔式鍋爐的燃燒過程進行了數(shù)值模擬計算，通過調(diào)節(jié)周界風(fēng)擋板開度和運行氧體積分數(shù)以實現(xiàn)中低負荷下的低NOx排放目標(biāo).

1 鍋爐概況

以某臺1 000 MW超超臨界變壓運行螺旋管圈直流爐為研究對象，爐膛深度和寬度均為23.16 m，高度為113.4 m.采用單爐膛塔式布置、四角切圓燃燒、擺動噴嘴調(diào)溫、平衡通風(fēng).鍋爐制粉系統(tǒng)采用中速磨冷一次風(fēng)機直吹式系統(tǒng)，每臺鍋爐配置6臺中速磨煤機，鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量(BMCR)工況時，5臺投運，1臺備用.鍋爐燃用煤種參數(shù)見表1.

爐膛結(jié)構(gòu)及燃燒器布置示意圖如圖1所示(圖中僅標(biāo)出其中一組燃燒器)，燃燒方式采用低NOx同軸燃燒系統(tǒng)(LNCFS).LNCFS在降低NOx排放的同時，著重考慮提高鍋爐不投油低負荷穩(wěn)燃能力和燃燒效率，通過技術(shù)的不斷更新，LNCFS在防止?fàn)t內(nèi)結(jié)渣、高溫腐蝕和降低爐膛出口煙溫偏差等方面同樣具備良好的效果.該鍋爐共設(shè)有12層煤粉噴嘴，分別為A1～A4、B1～B4和C1～C4 3組，每組燃燒器內(nèi)設(shè)有端部二次風(fēng)、中部二次風(fēng)和2層偏置二次風(fēng)，其中預(yù)置水平偏角的輔助風(fēng)噴嘴(CFS)和直吹風(fēng)噴嘴各占出口流通面積的50%.每臺磨煤機對應(yīng)相鄰2層燃燒器，煤粉噴嘴之間布置有 1 層燃油槍風(fēng)噴嘴.在最上層燃燒器上部布置有緊湊燃盡風(fēng)(CCOFA)及6層可水平擺動的分離燃盡風(fēng)(SOFA)噴嘴.

表1 燃用煤種的工業(yè)分析和元素分析

圖1 爐膛結(jié)構(gòu)及燃燒器布置示意圖

鍋爐設(shè)計參數(shù)下，一次風(fēng)率為18.9%，風(fēng)溫為349 K，速度為28 m/s；二次風(fēng)率為51.3%，風(fēng)溫為620 K，速度為60.3 m/s，SOFA風(fēng)率為22%，風(fēng)溫為620 K，速度為60.3 m/s.

2 網(wǎng)格劃分及模型選取

2.1 網(wǎng)格劃分

采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分方法，使用高質(zhì)量的六面體網(wǎng)格進行網(wǎng)格劃分，總網(wǎng)格數(shù)為2.61×106.燃燒器出口區(qū)域采用與流體流動方向一致的網(wǎng)格，以減小計算偽擴散產(chǎn)生的誤差，并將該區(qū)域的網(wǎng)格進行加密，從而準(zhǔn)確模擬該區(qū)域物理量梯度變化大的特性.計算區(qū)域及燃燒器出口截面的網(wǎng)格劃分如圖2所示.

2.2 模型選取

爐內(nèi)燃燒包括氣相流動、湍流燃燒、輻射傳熱和污染物排放等過程.氣相湍流流動計算采用標(biāo)準(zhǔn)的k-ε雙方程模型模擬，氣相湍流燃燒采用混合分數(shù)/概率密度函數(shù)模型(PDF)，煤粉顆粒運動采用隨機軌道模型，煤的熱解采用雙方程平行反應(yīng)模型，焦炭燃燒采用動力/擴散控制反應(yīng)速率模型，輻射傳熱計算采用P1法.

(a)中心截面網(wǎng)格(b)水平截面網(wǎng)格

圖2 爐膛網(wǎng)格劃分

Fig.2 Grid division of the furnace

NOx的生成模擬采用后處理方法，燃燒過程中生成的NOx只考慮熱力型NOx和燃料型NOx，由于快速型NOx含量很少，計算中不予考慮.熱力型NOx采用擴展的Zeldovich機理[6]描述；燃料型NOx采用de-Soete模型[7]描述，采用可預(yù)測氮釋放過程的先進化學(xué)滲透脫揮發(fā)分(chemical percolation devolatilization, CPD)預(yù)測揮發(fā)分N與焦炭N質(zhì)量分數(shù)的比例[8-9]，其中揮發(fā)分N占55%，焦炭N占45%，焦炭N的轉(zhuǎn)化系數(shù)取0.6[10].

2.3 計算條件

爐膛壁面設(shè)置為無滑移的溫度邊界條件，水冷壁壁面溫度和輻射率分別設(shè)為700 K和0.8.爐膛出口采用壓力出口邊界條件，壓力設(shè)為-80 Pa.煤粉顆粒的粒徑分布遵循Rosin-Rammler公式，其最大直徑、最小直徑和平均直徑分別為250 μm 、10 μm和65 μm，分布指數(shù)為1.15.焦炭燃燒的指前因子設(shè)為0.004 3 kg/(m2·s·Pa)，活化能設(shè)為83.7 kJ/mol.

壓力與速度耦合選用SIMPLE算法，求解采用逐線迭代法和低松弛因子，壓力項離散采用PRESTO格式，其他項離散格式為一階迎風(fēng).獲得收斂解的判斂標(biāo)準(zhǔn)為:能量方程、輻射傳熱計算以及NO、HCN和NH3體積分數(shù)的殘差小于10-6，其他方程殘差小于10-3.

2.4 工況設(shè)置

該機組在中低負荷下運行時存在爐膛出口NOx質(zhì)量濃度較高的問題，且負荷越低，NOx質(zhì)量濃度越高.結(jié)合現(xiàn)場運行情況及理論分析[11]，出現(xiàn)上述現(xiàn)象的原因主要有2點：一是與高負荷時相比，低負荷時的一次風(fēng)煤比增加了30%以上，導(dǎo)致一次風(fēng)煤粉濃度嚴重偏低，燃燒初期的化學(xué)當(dāng)量比增大，從而促進了燃燒初期NOx的生成反應(yīng)，削弱了NOx的還原反應(yīng)；二是低負荷時的運行氧體積分數(shù)大大高于高負荷時，主燃區(qū)的過量空氣系數(shù)較大，處于富氧氣氛，削弱了SOFA的功能，導(dǎo)致空氣分級作用不明顯.

針對以上問題，從2方面采取措施進行低NOx排放優(yōu)化：(1)減小周界風(fēng)擋板開度，即減少中低負荷下周界風(fēng)量，從而減小燃燒初期化學(xué)當(dāng)量比，使一次風(fēng)噴口附近盡可能處于欠氧環(huán)境；(2)優(yōu)化運行氧體積分數(shù)設(shè)置，在設(shè)備許可的條件下，盡可能降低運行氧體積分數(shù).

研究過程中，采用數(shù)值模擬結(jié)合現(xiàn)場試驗的方法，設(shè)置不同工況(即不同周界風(fēng)擋板開度和不同運行氧體積分數(shù))，并將兩者的結(jié)果進行對比，驗證模型的合理性及方案的可行性.周界風(fēng)擋板開度會影響周界風(fēng)量，由于周界風(fēng)噴口大小固定，因此在數(shù)值模擬中，采用改變周界風(fēng)速度來模擬實際運行情況；運行氧體積分數(shù)的變化通過調(diào)整總風(fēng)量來實現(xiàn).

具體工況設(shè)置如表2所示.其中，工況1～工況3及工況6～工況8用以研究不同負荷下周界風(fēng)擋板開度變化對NOx質(zhì)量濃度的影響；工況2、工況4～工況5和工況8～工況10用以研究不同負荷下運行氧體積分數(shù)變化對NOx質(zhì)量濃度的影響.

表2 工況設(shè)置

3 計算結(jié)果及分析

3.1 模擬結(jié)果驗證

為了驗證計算模型及模擬結(jié)果的合理性，選取工況1和工況2與現(xiàn)場試驗數(shù)據(jù)進行對比，結(jié)果如表3所示.

由表3可知，模擬值與試驗值符合得較好，說明所采用的網(wǎng)格及模型能夠合理地模擬實際燃燒過程.

表3 模擬結(jié)果與現(xiàn)場試驗結(jié)果的對比

3.2 變周界風(fēng)擋板開度的影響

圖3和圖4分別為70%和50%負荷下一次風(fēng)噴口中心截面的速度矢量圖.從圖3和圖4可以看出，隨著周界風(fēng)擋板開度的減小，即周界風(fēng)速度減小，一次風(fēng)速度略微減小，但因周界風(fēng)量較小，其速度分布并無明顯變化，均形成了良好的切圓，且沒有直接沖刷水冷壁，可見減小周界風(fēng)擋板開度并不會對爐內(nèi)的空氣動力場產(chǎn)生太大影響.不同負荷下，一次風(fēng)速度分布也非常相似，這是因為雖然負荷降低后，風(fēng)量會減少，但磨煤機運行臺數(shù)也相應(yīng)減少，即一次風(fēng)噴口開啟數(shù)量減少，因而一次風(fēng)速度并無明顯變化.

(a)工況1(b)工況2(c)工況3

圖3 70%負荷下一次風(fēng)噴口中心截面的速度矢量圖

圖4 50%負荷下一次風(fēng)噴口中心截面的速度矢量圖

Fig.4 Primary air velocity vector on central section of nozzles at 50% load

圖5為不同負荷、不同工況下爐膛溫度(圖中用爐膛相應(yīng)截面的平均溫度表示)沿爐膛高度的分布曲線.從圖5可以看出，各工況下爐膛溫度分布趨勢基本一致，在冷灰斗區(qū)域，僅有較少的煤粉進行燃燒，因而爐膛溫度較低，約為1 100 K；進入主燃區(qū)后，大量煤粉開始劇烈燃燒，爐膛溫度迅速升高，在主燃區(qū)上方達到最高.隨著爐膛高度的增加，煤粉逐漸燃盡，水冷壁不斷吸熱，爐膛溫度有所降低.在52 m附近，隨著SOFA的加入，CO與未燃盡的煤粉進一步反應(yīng)釋放熱量，爐膛溫度又有所上升.進入屏區(qū)后，煤粉已基本燃盡，同時過熱器和再熱器大量吸熱，爐膛溫度迅速降低，在出口處降低到1 000 K以下.

(a)70%負荷(b)50%負荷

圖5 沿爐膛高度平均溫度分布

Fig.5 Average temperature distribution along furnace height

對比中低負荷下的幾個工況可以看出，隨著周界風(fēng)擋板開度的減小，燃燒初期化學(xué)當(dāng)量比也隨之減小，主燃區(qū)煤粉燃燒相對不充分，燃燒中心上移，因而會出現(xiàn)周界風(fēng)擋板開度減小，主燃區(qū)溫度下降，主燃區(qū)上方溫度升高的情況.但各工況都能保證煤粉較好地燃盡，因而在爐膛出口處溫度基本一致.

圖6和圖7分別為70%和50%負荷下各組分沿爐膛高度的分布曲線.對比各負荷下的O2體積分數(shù)分布(即圖6(a)和圖7(a))可以看出，周界風(fēng)擋板開度減小，使主燃區(qū)過量空氣系數(shù)有所減小，因而在主燃區(qū)，周界風(fēng)擋板開度越小，對應(yīng)O2體積分數(shù)越低，但因周界風(fēng)率較小，其變化并不明顯.SOFA加入后，O2體積分數(shù)都有明顯的升高，最終在出口處基本達到一致.70%負荷下，有少部分煤粉在主燃區(qū)未燃盡，因而SOFA加入后，這部分煤粉再次燃盡，使O2體積分數(shù)又有所下降；50%負荷下，為了維持爐內(nèi)的空氣動力場及煤粉的穩(wěn)定燃燒，將運行氧體積分數(shù)設(shè)定較高，主燃區(qū)過量空氣系數(shù)接近1，煤粉在主燃區(qū)已基本燃盡，SOFA加入后，O2體積分數(shù)升高并趨于平衡，各工況下均沒有下降的趨勢.

(a)O2體積分數(shù)

(b)CO體積分數(shù)

(c)NOx質(zhì)量濃度

(a)O2體積分數(shù)

(b)CO體積分數(shù)

(c)NOx質(zhì)量濃度

從圖6(b)和圖7(b)可以看出，與O2體積分數(shù)分布曲線相反，CO主要集中在主燃區(qū)，這是由大量煤粉在此區(qū)域不完全燃燒產(chǎn)生的，進入主燃區(qū)上方后，由于空氣的補足，CO被氧化成CO2，CO體積分數(shù)迅速降低.此外，隨著周界風(fēng)擋板開度的減小，主燃區(qū)CO體積分數(shù)有所升高，這是由于燃燒初期化學(xué)當(dāng)量比減小，煤粉燃燒不充分所致.

爐內(nèi)熱力型NOx主要是空氣中的N2在高溫下氧化生成的，較大程度上依賴于爐內(nèi)溫度，一般占總量的20%～30%；燃料型NOx是煤中含N化合物在燃燒過程中生成的，主要依賴于燃燒初期的化學(xué)當(dāng)量比，占了總量的70%～80%.

圖6(c)、圖7(c)分別為不同負荷下NOx質(zhì)量濃度(6%O2體積分數(shù)下，下同)沿爐膛高度的分布曲線.從圖6(c)和圖7(c)可以看出，煤粉進入爐膛后迅速燃燒，煤中揮發(fā)分N以HCN和NH3的形式大量析出，隨后被氧化成NO，其余則以焦炭N的形式在高溫下轉(zhuǎn)化為NO.另一方面，已生成的NO又會被HCN、NH3、CO和焦炭N等還原性物質(zhì)還原成N2.因而在主燃區(qū)，NO的氧化反應(yīng)與還原反應(yīng)是同時發(fā)生的，且存在競爭關(guān)系，所以主燃區(qū)NOx質(zhì)量濃度呈現(xiàn)波動的趨勢.進入主燃區(qū)上方，由于爐膛溫度的降低及煤粉的逐漸燃盡，NOx質(zhì)量濃度逐漸下降.52 m附近，SOFA的加入使未燃盡的煤粉再次燃盡，NOx質(zhì)量濃度又略微升高.對比不同工況可以看出，隨著周界風(fēng)擋板開度的減小，NOx質(zhì)量濃度有明顯的下降，爐膛出口NOx質(zhì)量濃度如圖8所示.與周界風(fēng)擋板開度為55%相比，周界風(fēng)擋板開度為20%情況下，70%負荷時的NOx質(zhì)量濃度下降了31.2%，50%負荷時的NOx質(zhì)量濃度下降了17.0%，NOx質(zhì)量濃度下降明顯.在現(xiàn)場試驗中，為防止燃燒器噴口燒壞，在70%負荷時僅將周界風(fēng)擋板開度減小至40%.現(xiàn)場試驗數(shù)據(jù)顯示在70%和50%負荷時，NOx質(zhì)量濃度分別下降了22.9%和23.1%.

圖8 不同周界風(fēng)擋板開度下爐膛出口NOx質(zhì)量濃度

NOx質(zhì)量濃度下降的原因主要有3方面：周界風(fēng)擋板開度從55%減至40%再減至20%，使得燃燒初期風(fēng)煤比減小，70%負荷時分別為3.74、3.34和3.03，50%負荷時分別為4.18、3.75和3.43，風(fēng)煤比減小明顯.從而減小了燃燒初期的化學(xué)當(dāng)量比，抑制了NOx的生成反應(yīng)；低周界風(fēng)擋板開度時主燃區(qū)的CO體積分數(shù)高，有利于形成還原性氣氛，從而有效抑制NOx的生成；減少的周界風(fēng)量有一部分分配至SOFA區(qū)域，在一定程度上加強了空氣分級程度，從而降低了NOx的生成量.

改變周界風(fēng)擋板開度后爐膛出口飛灰含碳質(zhì)量分數(shù)如圖9所示.從圖9可以看出，隨著周界風(fēng)擋板開度的減小，飛灰含碳質(zhì)量分數(shù)均處于較低的水平，說明減小周界風(fēng)擋板開度對煤粉燃盡情況沒有明顯的影響；70%負荷時，隨著周界風(fēng)擋板開度的減小，爐膛出口煙溫分別為907 K、906 K和903 K,50%負荷時，爐膛出口煙溫分別為887 K、882 K和880 K，僅有小幅度降低.

圖9 不同周界風(fēng)擋板開度下爐膛出口飛灰含碳質(zhì)量分數(shù)

3.3 變運行氧體積分數(shù)的影響

該機組在中低負荷運行過程中往往運行氧體積分數(shù)設(shè)定較高，主燃區(qū)過量空氣系數(shù)較大，無法體現(xiàn)出空氣分級的優(yōu)勢，導(dǎo)致NOx質(zhì)量濃度也會相應(yīng)升高.因而，在不影響機組運行經(jīng)濟性和穩(wěn)定性的前提下，適當(dāng)優(yōu)化運行氧體積分數(shù)，進而實現(xiàn)中低負荷下低NOx排放的目標(biāo).

在70%和50%負荷下，各選取3個不同的運行氧體積分數(shù)進行數(shù)值模擬，其中70%和50%負荷下的周界風(fēng)擋板開度分別選取40%和20%.各工況下爐膛溫度沿爐膛高度的分布曲線如圖10所示.從圖10可以看出，70%負荷下，運行氧體積分數(shù)為4.4%時，主燃區(qū)燃燒充分，爐膛溫度較高，在最上層一次風(fēng)位置，即38 m處，爐膛溫度達到最高.之后隨著煤粉的燃盡及水冷壁、換熱器的吸熱，爐膛溫度逐漸降低.運行氧體積分數(shù)降低至4.1%和3.8%時，主燃區(qū)過量空氣系數(shù)減小，煤粉燃燒不完全，主燃區(qū)溫度降低，同時燃燒中心上移，最高溫度出現(xiàn)在45～48 m.對于50%負荷，各工況下爐膛溫度分布基本一致，這可能是因為3個工況均處于較高的運行氧體積分數(shù)，都能保證煤粉的充分燃燒，而隨著爐膛高度的增加，高運行氧體積分數(shù)使得煤粉燃燒更加劇烈，但更多的空氣同時也會吸收更多的熱量，兩者存在同步競爭的關(guān)系，因而爐膛溫度并無明顯差異.圖11(a)和圖12(a)分別為70%和50%負荷時，不同運行氧體積分數(shù)下O2體積分數(shù)沿爐膛高度的分布曲線，其中70%負荷時O2體積分數(shù)主要的區(qū)別出現(xiàn)在45 m以上的區(qū)域.這與上述溫度分布具有很好的對應(yīng)關(guān)系，運行氧體積分數(shù)為4.4%時，38 m附近煤粉燃燒最劇烈，之后隨著燃盡風(fēng)(OFA)、SOFA的加入，O2體積分數(shù)持續(xù)升高，最終趨于穩(wěn)定.低運行氧體積分數(shù)時，由于煤粉燃燒的延遲，在45 m處O2體積分數(shù)先升高后降低，之后隨著SOFA的加入，O2體積分數(shù)迅速升高.50%負荷時，各工況下O2體積分數(shù)曲線變化基本一致，高運行氧體積分數(shù)始終對應(yīng)較高的O2體積分數(shù).

(a)70%負荷(b)50%負荷

圖10 不同運行氧體積分數(shù)下沿爐膛高度的爐膛溫度分布

Fig.10 Temperature distribution along furnace height with different contents of running oxygen

圖11(b)和圖12(b)分別為70%和50%負荷時，不同運行氧體積分數(shù)下的CO體積分數(shù)分布曲線.從圖11(b)和圖12(b)可以看出，70%負荷時，運行氧體積分數(shù)越低，主燃區(qū)CO體積分數(shù)越高，在爐膛出口處，CO體積分數(shù)已基本為0.50%負荷時，各工況下主燃區(qū)均能保證煤粉充足的燃燒，因為CO體積分數(shù)并無明顯差異.

(a)O2體積分數(shù)

(b)CO體積分數(shù)

(c)NOx質(zhì)量濃度

(a)O2體積分數(shù)

(b)CO體積分數(shù)

(c)NOx質(zhì)量濃度

圖11(c)和圖12(c)分別為70%和50%負荷時，不同運行氧體積分數(shù)下NOx質(zhì)量濃度分布曲線.從圖11(c)和圖12(c)可以看出，運行氧體積分數(shù)越低，NOx質(zhì)量濃度也越低.爐膛出口的NOx質(zhì)量濃度如圖13所示.從圖13可以看出，70%和50%負荷時，運行氧體積分數(shù)降低，爐膛出口NOx質(zhì)量濃度下降的幅度分別為20.9%和10.4%.但在現(xiàn)場試驗中發(fā)現(xiàn)，50%負荷時，當(dāng)運行氧體積分數(shù)低于5.8%時，引風(fēng)機電流開始有小幅波動，因而，實際中運行氧體積分數(shù)設(shè)定值不宜低于5.8%.現(xiàn)場試驗結(jié)果顯示，在70%和50%負荷時，爐膛出口NOx質(zhì)量濃度分別下降了17%和6.6%.

NOx質(zhì)量濃度的降低一方面是因為運行氧體積分數(shù)降低，主燃區(qū)溫度有所降低，可以有效減少熱力型NOx的生成；另一方面，低運行氧體積分數(shù)可以使得爐內(nèi)主燃區(qū)呈現(xiàn)還原性氣氛，從而抑制了燃料型NOx的生成，也可以將已生成的NOx還原，從而降低了爐膛出口的NOx質(zhì)量濃度.

圖13 不同運行氧體積分數(shù)下爐膛出口NOx質(zhì)量濃度

圖14給出了運行氧體積分數(shù)降低后爐膛出口飛灰含碳質(zhì)量分數(shù)的變化.從圖14可以看出，飛灰含碳質(zhì)量分數(shù)僅有少量上升，對機組的經(jīng)濟性并沒有明顯的影響，同時，降低運行氧體積分數(shù)也可以減少送風(fēng)機及引風(fēng)機的功耗，降低排煙熱損失等.

圖14 不同運行氧體積分數(shù)下爐膛出口飛灰含碳質(zhì)量分數(shù)

4 結(jié) 論

(1)減小周界風(fēng)擋板開度即降低周界風(fēng)速度，對爐內(nèi)空氣動力場影響較小，同時也不會影響到煤粉的燃盡.

(2)中低負荷下，減小周界風(fēng)擋板開度可以減小燃燒初期的化學(xué)當(dāng)量比，大大抑制了主燃區(qū)NOx的生成，NOx質(zhì)量濃度下降明顯，數(shù)值模擬結(jié)果表明70%、50%負荷時爐膛出口NOx質(zhì)量濃度分別下降了31.2%和17.0%，與現(xiàn)場試驗結(jié)果符合得較好.

(3)適當(dāng)降低運行氧體積分數(shù)可以有效發(fā)揮空氣分級的低氮燃燒作用，在一定程度上降低了爐膛出口NOx質(zhì)量濃度，同時飛灰含碳質(zhì)量分數(shù)也沒有明顯上升.

(4)結(jié)合現(xiàn)場試驗及數(shù)值模擬結(jié)果，建議在機組實際運行中，70%負荷時周界風(fēng)擋板開度設(shè)置在40%，運行氧體積分數(shù)設(shè)置在3.8%；50%及以下負荷時，周界風(fēng)擋板開度設(shè)置在20%，運行氧體積分數(shù)設(shè)置在5.8%.

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NOxEmission Optimization of a 1 000 MW Tower Boiler During Medium and Low Load Operation

WANGHuajian1,ZHAOSinan2,FANGQingyan2,ZHANGCheng2,WEITongsheng1,ZHOUHongguang1,CHENGang2

(1. Xi'an Thermal Power Research Institute Co., Ltd., Xi'an 710032, China; 2. State Key Laboratory of Coal Combustion, Huazhong University of Science and Technology, Wuhan 430074, China)

To solve the problem of high NOxemission commonly occurring at furnace outlet of large-scale coal-fired boilers during medium and low load operation, numerical studies were conducted on the flow, heat transfer, combustion and pollutant emission in a 1 000 MW ultra supercritical tower boiler, following which the problem was tackled by changing the damper openings of circumferential air and reducing the content of running oxygen. Results show that the simulation data agree well with actual measurements. During medium and low load operation, when the damper opening of circumferential air is reduced, the stoichiometric ratio is to be reduced in the initial period of combustion, while the NOxemission concentration would be reduced accordingly by 31.2% and 17.0% respectively at 70% and 50% unit load. The NOxemission concentration can also be reduced by appropriately lowering the volumetric fraction of running oxygen, when the burnout rate of pulverized coal would basically keep constant.

tower boiler; NOxemission; circumferential air; content of running oxygen; numerical simulation

2015-10-29

2015-12-25

華中科技大學(xué)校青年基金資助項目(01-18-120070)

汪華劍(1982-)，男，湖北武漢人，博士，主要從事電站鍋爐清潔燃燒方面的研究． 方慶艷(通信作者)，男，副教授，博士，電話(Tel．)：027-87542417-8206；E-mail：qyfang@hust.edu.cn.

1674-7607(2016)10-0765-08

TK227

A 學(xué)科分類號：470.30