超超臨界鍋爐燃燒配風(fēng)優(yōu)化的三維數(shù)值模擬

劉 燮 鐘文琪 李 杰 劉龍海 劉國耀 田萬軍

(1 東南大學(xué)能源熱轉(zhuǎn)換及其過程測(cè)控教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 南京 210096)(2 大唐江蘇發(fā)電有限公司， 南京 210011)(3南京科遠(yuǎn)自動(dòng)化集團(tuán)股份有限公司， 南京 211102)(4中國大唐集團(tuán)科學(xué)技術(shù)研究院有限公司， 北京 100040)

超超臨界發(fā)電是目前最為切實(shí)可行的節(jié)能減排發(fā)電技術(shù)，其中，墻式切圓煤粉鍋爐具有火焰剛性強(qiáng)、抗擾動(dòng)能力強(qiáng)、熱態(tài)切圓變化小、防結(jié)焦能力強(qiáng)、具有較好的燃燒穩(wěn)定性、燃燒器區(qū)域熱負(fù)荷分布均勻等特點(diǎn)[1].但在實(shí)際的機(jī)組運(yùn)行中，由于缺乏足夠的運(yùn)行優(yōu)化經(jīng)驗(yàn)及理論基礎(chǔ)，依然存在許多問題.

改變?nèi)济哄仩t運(yùn)行參數(shù)是實(shí)際運(yùn)行中最常見的燃燒優(yōu)化手段，主要是根據(jù)負(fù)荷、煤種的變化來改變爐內(nèi)風(fēng)、煤的分布，以達(dá)到提高燃燒效率降低污染物排放的目的.針對(duì)改變爐內(nèi)風(fēng)量分布，國內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)開展了一定的研究.在實(shí)驗(yàn)研究方面，胡志宏等[2]在一臺(tái)1 000 MW對(duì)沖燃燒煙煤鍋爐上進(jìn)行燃燒優(yōu)化調(diào)整試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)燃盡風(fēng)門開度對(duì)NOx排放的影響較大.肖海平等[3]通過燃燒調(diào)整試驗(yàn)，探究了燃盡風(fēng)門開度和配風(fēng)方式對(duì)一臺(tái)1 025 t/h鍋爐NOx生成的影響.相比于實(shí)驗(yàn)研究，采用數(shù)值模擬的方法研究鍋爐燃燒特性，更加節(jié)約成本、安全并能得到更多爐內(nèi)重要參數(shù)的分布及變化.Kuang等[4-5]對(duì)一臺(tái)600 MW超臨界下燃式鍋爐進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，探究了爐膛結(jié)構(gòu)參數(shù)以及燃燒器位置對(duì)爐內(nèi)非對(duì)稱燃燒的影響.Zhao等[6]對(duì)一臺(tái)1 000 MW的四角切圓鍋爐進(jìn)行了數(shù)值模擬，研究了在中低負(fù)荷下，環(huán)形配風(fēng)策略對(duì)爐內(nèi)燃燒過程的影響.Choi等[7]對(duì)一臺(tái)500 MW鍋爐進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，探究了爐內(nèi)燃料型和熱力型NOx的生成規(guī)律，并提出過燃風(fēng)是降低NOx的有效途徑. Ma等[8]對(duì)一臺(tái)600 MW下燃式鍋爐進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，探究了燃盡風(fēng)風(fēng)率以及位置對(duì)于NOx生成的影響.徐璁等[9]對(duì)一臺(tái)1 000 MW超超臨界鍋爐中燃盡風(fēng)對(duì)NOx生成的影響進(jìn)行了數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)提高燃盡風(fēng)配風(fēng)比例以及上移SOFA噴口風(fēng)門位置，能夠降低出口NOx的體積分?jǐn)?shù).Sun等[10]研究了OFA風(fēng)與附加燃盡風(fēng)的比例對(duì)一臺(tái)超超臨界660 MW墻式切圓鍋爐燃燒特性以及NOx排放的影響.許巖韋等[11]探究了燃盡風(fēng)率對(duì)600 MW前后墻對(duì)沖鍋爐燃燒特性的影響，發(fā)現(xiàn)燃盡風(fēng)會(huì)引起高溫區(qū)分層.

但是，現(xiàn)有的關(guān)于鍋爐配風(fēng)優(yōu)化的數(shù)值模擬研究中，通常不考慮二次風(fēng)風(fēng)門結(jié)構(gòu)對(duì)風(fēng)量分配的影響，且改變的操作參數(shù)主要是一次風(fēng)風(fēng)率、燃盡風(fēng)風(fēng)率等，而與之對(duì)應(yīng)的鍋爐運(yùn)行實(shí)際中的操作參數(shù)為不同的風(fēng)門擋板開度.操作參數(shù)的不一致，也使得數(shù)值模擬研究存在一定的局限性.張倩[12]在對(duì)一臺(tái)600 MW對(duì)沖燃煤鍋爐進(jìn)行數(shù)值模擬研究中，考慮了二次風(fēng)道結(jié)構(gòu)對(duì)流動(dòng)的影響，發(fā)現(xiàn)燃盡風(fēng)噴口的取風(fēng)率與燃盡風(fēng)噴口的結(jié)構(gòu)、數(shù)量、旋流葉片角度和風(fēng)道阻力有關(guān).

本文針對(duì)大唐南京發(fā)電廠660 MW超超臨界墻式切圓煤粉鍋爐進(jìn)行了數(shù)值模擬.考慮了二次風(fēng)風(fēng)道結(jié)構(gòu)以及噴嘴對(duì)風(fēng)量分配的影響，研究了鍋爐的典型風(fēng)門擋板的阻力特性，在此基礎(chǔ)上直接選取風(fēng)門開度作為變量，探究了附加燃盡風(fēng)門開度對(duì)爐內(nèi)風(fēng)量分配、燃燒特性以及污染物排放的影響，為超超臨界墻式切圓鍋爐的運(yùn)行提供參考，具有重要工程意義.

1 模擬對(duì)象與煤質(zhì)參數(shù)

1.1 模擬對(duì)象

圖1為本文的研究對(duì)象，是一臺(tái)HG-2030/26.15-YM3型660 MW超超臨界墻式切圓燃煤鍋爐，采用П型布置、單爐膛、改進(jìn)型低NOx分級(jí)送風(fēng)燃燒系統(tǒng)、墻式切圓燃燒方式.燃燒器共設(shè)6層濃淡一次風(fēng)口，3層油風(fēng)室，10層輔助風(fēng)室，1層燃盡風(fēng)室，位于四面墻上.在距上層煤粉噴嘴上方約6.0 m處有4層附加燃盡風(fēng)(AA)噴嘴，角式布置，抑制NOx的生成.圖2為濃淡燃燒器結(jié)構(gòu)示意圖.

圖1 鍋爐結(jié)構(gòu)與燃燒器布置(單位：m)

(a)燃燒器淡側(cè)結(jié)構(gòu)

(b) 燃燒器濃側(cè)結(jié)構(gòu)

1.2 煤質(zhì)參數(shù)

當(dāng)前電廠燃用煤種的熱值通常低于設(shè)計(jì)煤種，本研究中選用電廠常用的典型煤種作為燃用煤種，燃料特性如表1所示.煤粉顆粒的粒徑分布遵循Rosin-Rammler公式，最大直徑250 μm，最小直徑10 μm，平均直徑50 μm.

表1 煤粉的主要參數(shù) %

燃用煤種的熱值低于設(shè)計(jì)煤種，且灰分高于設(shè)計(jì)煤種，在滿負(fù)荷運(yùn)行下，由于燃用煤量超過250 t/h，若采用“5備1運(yùn)”方式運(yùn)行，用煤量超出單臺(tái)磨煤機(jī)出力，因此根據(jù)實(shí)際情況采用6臺(tái)磨煤機(jī)運(yùn)行.

2 網(wǎng)格劃分與模型建立

2.1 計(jì)算區(qū)域網(wǎng)格劃分

選取空氣預(yù)熱器出口至爐膛出口之間區(qū)域?yàn)橛?jì)算區(qū)域，包括二次風(fēng)風(fēng)道區(qū)域、冷灰斗區(qū)域、燃燒區(qū)域、燃盡風(fēng)區(qū)域、受熱面(屏)區(qū)域.如圖3(b)、(c)所示，為了避免因網(wǎng)格引起的偽擴(kuò)散對(duì)爐內(nèi)流動(dòng)和燃燒產(chǎn)生的影響，提高數(shù)值計(jì)算的準(zhǔn)確性，在燃燒器出口處、風(fēng)門出口處對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行加密并使網(wǎng)格與流動(dòng)方向基本保持一致[13]；分別對(duì)風(fēng)門擋板局部以及鍋爐整體進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證，最終確定整體網(wǎng)格數(shù)為919×104.

(a) 計(jì)算區(qū)域

(b) 燃燒器區(qū)域

(c) 附加燃盡風(fēng)區(qū)域

圖3計(jì)算區(qū)域網(wǎng)格劃分示意圖

2.2 模型建立

氣相湍流流動(dòng)采用Realizablek-ε雙方程模型進(jìn)行模擬.該模型適用于湍流黏性流體，相比于標(biāo)準(zhǔn)k-ε雙方程模型，對(duì)旋轉(zhuǎn)流動(dòng)、強(qiáng)逆壓梯度的邊界層流動(dòng)、流動(dòng)分離以及復(fù)雜的二次流都可以取得較好的計(jì)算效果.

Realizablek-ε模型的湍動(dòng)能k和湍動(dòng)能耗散率ε的輸運(yùn)方程如下：

1)k方程

Gk-ρε

(1)

式中，ρ為介質(zhì)的密度；μ為黏性系數(shù)；Gk為平均速度梯度；σk為k的湍流普朗特系數(shù)；μt為湍流黏度；ui為介質(zhì)的速度.

2)ε方程

(2)

式中,σ?為ε的湍流普朗特系數(shù)；C1,C2為常數(shù);v為介質(zhì)的速度;S為流體平均應(yīng)變速率張量的模.

采用混合分?jǐn)?shù)/概率密度函數(shù)(mixture fraction/PDF)模擬氣相湍流燃燒.該模型充分考慮了氣相湍流流動(dòng)與化學(xué)反應(yīng)間的關(guān)系.采用離散相模型(DPM)來考慮顆粒與流體之間質(zhì)量、動(dòng)量以及換熱的變化.將煤粉顆粒作為離散粒子，從連續(xù)相流場中求解煤粉的受力從而得到顆粒的速度，并計(jì)算顆粒軌跡.采用P-1輻射模型來描述爐內(nèi)的輻射換熱，該模型是對(duì)局部輻射強(qiáng)度的球調(diào)諧正交展開的，且僅展開式的前4項(xiàng)，并考慮到顆粒相與氣相之間的輻射.采用雙步競爭反應(yīng)模型來模擬揮發(fā)分析出過程，采用擴(kuò)散-動(dòng)力控制燃燒模型來模擬焦炭燃燒過程.NOx生成采用后處理方法，主要關(guān)注熱力型NOx與燃料型NOx的生成；熱力型NOx生成采用Extended Zeldovich機(jī)理；燃料型NOx生成中，揮發(fā)分氮均相反應(yīng)轉(zhuǎn)化機(jī)理選用DeSoete模型，焦炭氮異相反應(yīng)轉(zhuǎn)化機(jī)理選用L．D．Smoot模型.

3 二次風(fēng)風(fēng)室流動(dòng)阻力分析

現(xiàn)代大型鍋爐一般均采用大風(fēng)箱供風(fēng)方式，每個(gè)風(fēng)室都裝有二次風(fēng)風(fēng)門擋板，用來調(diào)節(jié)二次風(fēng)箱中空氣和爐膛之間壓差ΔP以及各風(fēng)道流量，從而調(diào)節(jié)爐內(nèi)的空氣分布.準(zhǔn)確掌握各個(gè)二次風(fēng)風(fēng)門的阻力特性對(duì)研究鍋爐配風(fēng)非常重要，也是準(zhǔn)確進(jìn)行數(shù)值模擬的基礎(chǔ).局部阻力系數(shù)計(jì)算公式為

(3)

式中，ξ為阻力系數(shù)；ΔP為壓降， Pa.在本文中介質(zhì)的速度v取各風(fēng)室進(jìn)入爐膛噴口處的速度.

圖4為A層輔助風(fēng)風(fēng)門、附加燃盡風(fēng)風(fēng)門、A層淡側(cè)和濃側(cè)周界風(fēng)風(fēng)門結(jié)構(gòu)及網(wǎng)格劃分示意圖，網(wǎng)格數(shù)量分別為7.8×104，8.4×104，6.8×104和7.4×104.對(duì)各風(fēng)門進(jìn)行單獨(dú)數(shù)值模擬，維持各風(fēng)門進(jìn)出口壓降ΔP=1 200 Pa，空氣溫度T=307 K，改變擋板開度分別為20%，30%，40%，50%，60%，70%，80%，90%和100%.

(a) A層輔助風(fēng)風(fēng)門

(b) 附加燃盡風(fēng)風(fēng)門

(c) A層淡側(cè)周界風(fēng)風(fēng)門

(d) A層濃側(cè)周界風(fēng)風(fēng)門

如圖5所示，通過數(shù)值模擬得到各風(fēng)門阻力系數(shù)曲線.由圖可知，不同風(fēng)門在擋板開度相同時(shí)，其阻力系數(shù)不同；當(dāng)風(fēng)門擋板開度小于50%時(shí)，各風(fēng)門阻力系數(shù)曲線斜率明顯增大，其中附加燃盡風(fēng)風(fēng)門阻力系數(shù)增加幅度最大，周界風(fēng)阻力風(fēng)門阻力系數(shù)增加幅度最小.阻力系數(shù)曲線斜率越大，表示擋板開度變化對(duì)風(fēng)門風(fēng)量影響越大.

圖5 不同風(fēng)門阻力系數(shù)曲線

4 模擬結(jié)果與分析

4.1 模擬結(jié)果驗(yàn)證與工況設(shè)計(jì)

在數(shù)值計(jì)算中采用SIMPLE算法求解控制方程組的壓力和速度耦合，采用逐線迭代法及低松馳因子求解方程，壓力項(xiàng)離散采用PRESTO格式.當(dāng)能量、輻射傳熱、NO，HCN項(xiàng)計(jì)算殘差小于10-6，其余各項(xiàng)計(jì)算殘差小于10-3，且計(jì)算域出口溫度、氧量穩(wěn)定時(shí)，即得到計(jì)算結(jié)果.

大唐華東電力試驗(yàn)研究院在630 MW負(fù)荷下對(duì)南京大唐發(fā)電廠1號(hào)機(jī)組進(jìn)行了一組工程試驗(yàn)，報(bào)告給出了氧量(過量空氣系數(shù))與脫硝入口NOx的關(guān)系曲線.本文選取過量空氣系數(shù)作為運(yùn)行變量，在630 MW負(fù)荷點(diǎn)進(jìn)行數(shù)值模擬，用于三維數(shù)理模型的驗(yàn)證.試驗(yàn)中，選取過量空氣系數(shù)為1.099，1.125，1.150和1.175；為了適度擴(kuò)大研究范圍，在數(shù)值模擬中，同時(shí)又選取過量空氣系數(shù)1.05，1.10，1.15和1.20.

圖6為不同過量空氣系數(shù)下爐膛出口NOx的試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果.由圖可以看出，數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的誤差小于5%，且膛出口NOx濃度隨過量空氣系數(shù)變化的趨勢(shì)一致.過量空氣系數(shù)為1.15時(shí)，數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)(或設(shè)計(jì))結(jié)果如表2所示，氧量、NOx排放量、屏底溫度(標(biāo)準(zhǔn)工況下設(shè)計(jì)值)以及飛灰含碳量的相對(duì)誤差分別為0.36%，1.20%，0.60%和9.83%.這說明，本文所采用數(shù)學(xué)模型與網(wǎng)格能夠較合理地預(yù)測(cè)該鍋爐爐內(nèi)的燃燒與NOx排放特性.同時(shí)，試驗(yàn)報(bào)告中指出在氧量、一次風(fēng)風(fēng)速、配風(fēng)方式、輔助風(fēng)風(fēng)門開度和附加燃盡風(fēng)風(fēng)門開度5種運(yùn)行變量中對(duì)NOx影響最大的是氧量，其次是燃盡風(fēng)門開度.因此，結(jié)合本文模型的特點(diǎn)，選取附加燃盡風(fēng)風(fēng)門開度作為運(yùn)行變量，在660 MW負(fù)荷點(diǎn)進(jìn)行了一組數(shù)值模擬，探究附加燃盡風(fēng)門開度對(duì)爐內(nèi)風(fēng)量分配、燃燒特性以及污染物排放的影響.具體參數(shù)如表3所示，共設(shè)計(jì)4個(gè)工況.數(shù)值模擬工況中一、二次風(fēng)主要設(shè)置參數(shù)如表4所示.

圖6 不同過量空氣系數(shù)下爐膛出口NOx

參數(shù)O2體積分?jǐn)?shù)/%NOx排放量/(mg·m-3)屏底溫度/K飛灰含碳量/%測(cè)量值/設(shè)計(jì)值2.732471 4980.67模擬值2.742501 5070.61相對(duì)誤差/%0.361.200.609.83

表3 不同數(shù)值模擬工況的主要參數(shù)

表4 一、二次風(fēng)設(shè)置參數(shù)

4.2 爐內(nèi)溫度場及組分分布

本節(jié)選取附加燃盡風(fēng)門開度為40%的工況來研究沿爐膛高度的溫度、氣體組分的分布特性.

4.2.1 溫度場分布

圖7為爐內(nèi)溫度場分布，燃燒器的高溫區(qū)域主要分布在燃燒器射流形成的環(huán)形區(qū)域內(nèi)，這是由于空氣與煤粉通過燃燒器噴嘴進(jìn)入爐膛后，與上游高溫氣流混合加熱，沿著切圓流動(dòng)方向溫度逐漸升高，達(dá)到一定溫度后煤粉顆粒的揮發(fā)分析出以及燃燒反應(yīng)，進(jìn)一步提高了環(huán)形區(qū)域的溫度.隨著附加燃盡風(fēng)的進(jìn)一步加入，未燃盡顆粒以及可燃?xì)怏w發(fā)生燃燒反應(yīng)使氣流溫度升高，且附加燃盡風(fēng)與切圓方向相反，增強(qiáng)了氣流混合.在爐膛上部區(qū)域，爐膛中心溫度較高.

(a)橫截面

(b)縱截面

4.2.2 O2和CO濃度場分布

圖8為爐內(nèi)氧氣分布.氧氣由燃燒器送入爐膛，圖中x(O2)表示氧氣的摩爾分?jǐn)?shù).在進(jìn)入爐膛后沿著射流方向迅速消耗減少，由于在主燃區(qū)過量空氣系數(shù)小于1，氧氣濃度較低，隨著附加燃盡風(fēng)加入后氧氣濃度大幅上升，隨著煤粉的進(jìn)一步燃燒，氧氣濃度有所下降.如圖9所示，在主燃區(qū)CO濃度較大，還原性氛圍較強(qiáng)，有利于減小NOx的生成.隨著爐膛高度的增加，大量附加燃盡風(fēng)加入爐膛，CO迅速反應(yīng)，CO濃度降低，在爐膛出口處基本燃盡.

(a)橫截面

(b)縱截面

4.2.3 NOx濃度場分布

圖10為爐內(nèi)NOx濃度分布.NOx主要在燃燒器區(qū)域生成，且近壁面處的NOx含量最高，在爐膛中心處的NOx含量最低；在冷灰斗區(qū)域，CO濃度較低，此處生成的NOx難以被還原，因此NOx濃度較高；在燃燒器區(qū)域，隨著CO濃度的增加，還原性氣氛增強(qiáng)，該區(qū)域生成的NOx被還原，因此NOx濃度減??；隨著爐膛高度進(jìn)一步增加，NOx生成量又有所降低.

(a)橫截面

(b)縱截面

(a)橫截面

(b)縱截面

4.3 附加燃盡風(fēng)門開度

圖11為不同AA風(fēng)門開度下爐內(nèi)流量分布，其中各層風(fēng)量是指該層燃燒器所有空氣量，包含一次風(fēng)風(fēng)量、周界風(fēng)風(fēng)量、輔助風(fēng)風(fēng)量.當(dāng)AA風(fēng)門開度為10%，40%，70%和100%時(shí)，相應(yīng)的AA風(fēng)風(fēng)量占總風(fēng)量的7.054%，17.11%，22.4%和23.82%，隨著AA風(fēng)門開度的增加，AA風(fēng)量增大，其余各層風(fēng)門風(fēng)量均減小.AA風(fēng)門開度由40%增加到70%時(shí)，風(fēng)量大幅增加；而當(dāng)AA風(fēng)門開度由70%增加到100%時(shí)，風(fēng)量增加幅度較小.風(fēng)門開度與風(fēng)量并非是線性關(guān)系，這與風(fēng)門擋板開度的阻力有關(guān).如圖5所示，在風(fēng)門開度較小時(shí)，開度變化對(duì)應(yīng)的風(fēng)門阻力系數(shù)變化較大，因此對(duì)流量影響較大.當(dāng)AA風(fēng)門擋板開度大于70%后，風(fēng)門開度變化相對(duì)應(yīng)的風(fēng)門阻力系數(shù)變化較小，因此對(duì)AA風(fēng)量的影響較小.由圖7可以推斷，AA風(fēng)門開度在0～50%之間變化時(shí)，對(duì)AA風(fēng)量的影響較大.同時(shí)，由于結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的限制，當(dāng)AA風(fēng)門擋板全開時(shí)，AA風(fēng)量只能占總風(fēng)量的23.82%，若為了降低NOx，進(jìn)一步增加AA風(fēng)量，則應(yīng)在風(fēng)箱壓差允許的情況下，將其余二次風(fēng)風(fēng)門擋板關(guān)小.

圖11 不同AA風(fēng)門開度下爐內(nèi)流量分布

如圖12(a)所示，當(dāng)AA風(fēng)門開度為10%時(shí)，燃燒器區(qū)域溫度較高，截面平均溫度接近1 600 K；當(dāng)AA風(fēng)門開度大于等于40%時(shí)，爐內(nèi)溫度有所降低，且隨著AA風(fēng)門開度的增加，溫度變化不大；在屏底處(爐膛高度50.3 m)隨著AA風(fēng)門開度的增加溫度升高，當(dāng)風(fēng)門開度為100%時(shí)，屏底溫度達(dá)到1 520 K，超過設(shè)計(jì)值，會(huì)引起屏式受熱面結(jié)渣.

(a) 溫度分布曲線

(b) NOx濃度分布曲線

不同AA風(fēng)門開度下NOx濃度分布如圖12(b)所示.隨著AA風(fēng)門開度的增加，NOx含量降低.在燃燒器區(qū)域(爐膛高度17～32 m)NOx被還原，NOx濃度降低.

由圖12可以看出, 當(dāng)AA風(fēng)門開度大于等于40%時(shí)，在爐膛上部溫度分布呈現(xiàn)W形分布特征，隨著OFA燃盡風(fēng)的加入，溫度和NOx濃度曲線均先降低后升高，出現(xiàn)局部峰值；隨著爐膛高度進(jìn)一步增加，當(dāng)AA風(fēng)加入時(shí)，溫度和NOx濃度曲線再次出現(xiàn)局部峰值.這是因?yàn)樵贠FA燃盡風(fēng)以下區(qū)域過量空氣系數(shù)小于1，存在未燃盡煤粉；OFA燃盡風(fēng)進(jìn)入爐膛與煙氣混合會(huì)稀釋NOx濃度并降低煙氣溫度，而后未燃盡煤粉進(jìn)一步燃燒，燃料中的氮通過燃燒反應(yīng)生成NOx，同時(shí)產(chǎn)生熱量使溫度升高，從而導(dǎo)致NOx濃度和溫度增加出現(xiàn)局部峰值；當(dāng)AA風(fēng)門開度大于等于40%時(shí)，有超過17%的風(fēng)量由附加燃盡風(fēng)噴口進(jìn)入爐膛，此時(shí)AA風(fēng)以下的過量空氣系數(shù)依舊小于1，與OFA燃盡風(fēng)加入爐膛現(xiàn)象相同，再次出現(xiàn)峰值.隨著爐膛高度進(jìn)一步增加，由于焦炭顆粒的還原作用，因此NOx生成量又會(huì)有所降低，由于受熱面的吸熱，溫度有所降低.由圖12(a)可以判斷，當(dāng)AA風(fēng)門開度為10%時(shí)，在爐膛上部，煤粉二次燃燒的現(xiàn)象不明顯.

圖13為不同AA風(fēng)門開度下爐膛出口NOx含量和爐膛出口飛灰含碳量.由圖可見，隨著AA風(fēng)門開度的增加，爐膛出口NOx排放量減小，同時(shí)飛灰含碳量增加.當(dāng)AA風(fēng)門開度增加到40%時(shí)，爐膛出口NOx排放量小于260 mg/m3，能夠達(dá)到減排要求，通過SCR的進(jìn)一步反應(yīng)，可以很好地控制NOx排放，同時(shí)，爐膛出口飛灰含碳量小于0.5%，維持較低水平；因此，為了將NOx控制在合理范圍內(nèi)，并且得到較高的鍋爐效率，在滿負(fù)荷下，超超臨界墻式切圓鍋爐的AA風(fēng)門開度采用40%為最佳.

圖13 不同AA風(fēng)門開度下爐膛出口NOx排放量和飛灰含碳量

5 結(jié)論

1) 不同風(fēng)門在擋板開度相同時(shí)，其阻力系數(shù)不同；當(dāng)風(fēng)門擋板開度小于50%時(shí)，各風(fēng)門阻力系數(shù)曲線斜率明顯增大；阻力系數(shù)曲線斜率越大，擋板開度變化對(duì)風(fēng)門風(fēng)量影響越大.

2) 附加燃盡風(fēng)風(fēng)量與其風(fēng)門開度阻力系數(shù)有關(guān)，當(dāng)風(fēng)門開度小于50%時(shí)，附加燃盡風(fēng)風(fēng)門阻力系數(shù)曲線斜率大幅增加，風(fēng)量隨開度變化的幅度增大；當(dāng)AA風(fēng)門開度大于70%后，風(fēng)門開度變化相對(duì)應(yīng)的風(fēng)門阻力系數(shù)變化較小，因此對(duì)于AA風(fēng)量的影響較小.

3) 隨著附加燃盡風(fēng)風(fēng)門開度的增加，燃燒器區(qū)域風(fēng)量減少，未燃盡煤粉量增大，溫度降低，還原性氣氛增強(qiáng)， NOx生成量減少，NOx還原量增加，能有效降低爐內(nèi)NOx含量；當(dāng)AA風(fēng)門開度大于等于40%時(shí)，有超過17%的風(fēng)量由附加燃盡風(fēng)噴口進(jìn)入爐膛，在爐膛上部溫度分布呈現(xiàn)W形分布特征，隨著OFA燃盡風(fēng)、AA風(fēng)的加入，溫度與NOx濃度均出現(xiàn)峰值，煤粉發(fā)生二次燃燒，引起屏底煙氣溫度升高.

4) 附加燃盡風(fēng)風(fēng)門開度增加，爐膛出口NOx含量下降，飛灰含碳量增加.當(dāng)AA風(fēng)門開度增加到40%時(shí)，爐膛出口NOx排放量小于260 mg/m3，同時(shí)，爐膛出口飛灰含碳量小于0.5%，維持較低水平.