W 型火焰鍋爐低NOx 燃燒技術(shù)的數(shù)值模擬與應(yīng)用

宋健

(湖南大唐節(jié)能科技有限公司， 湖南 長(zhǎng)沙410000)

0 引言

目前, W 型火焰鍋爐低NOx改造的主要措施有: 在拱下布置二次風(fēng)分風(fēng)室傾斜裝置、 濃淡煤粉分離裝置, 在拱上靠喉口位置布置全混合燃盡風(fēng)裝置或縫隙式燃盡風(fēng)裝置, 在翼墻安裝局部通風(fēng)裝置等[1-2]。 這些措施對(duì)低NOx燃燒都具有一定的效果, 但仍需要優(yōu)化完善。 例如, 對(duì)乏氣的處理只考慮了水平方向的移動(dòng), 未做立體變化的研究, 未進(jìn)行各一、 二次風(fēng)的配比對(duì)燃燒影響的研究, 未考慮低氮燃燒改造后衛(wèi)燃帶的適當(dāng)調(diào)整, 未優(yōu)化燃盡風(fēng)配置等。 本文根據(jù)燃煤鍋爐中NOx生成機(jī)理及低NOx燃燒改造和調(diào)試經(jīng)驗(yàn), 并基于空氣分級(jí)燃燒、燃料分級(jí)燃燒、 濃淡煤粉燃燒、 雙級(jí)燃盡風(fēng)控制等提出了組合式高效低氮燃燒技術(shù), 進(jìn)行數(shù)值模擬確認(rèn)與分析。

1 鍋爐設(shè)備及鍋爐燃料

1.1 設(shè)備概況

某電廠1 號(hào)、 2 號(hào)鍋爐型號(hào)為DG2030 / 17. 6-Ⅱ3, 為亞臨界參數(shù)、 自然循環(huán)、 一次中間再熱、單爐膛、 平衡通風(fēng)、 固態(tài)排渣、 Π 型布置的W 型火焰鍋爐, 配有6 套雙進(jìn)雙出磨煤機(jī)直吹式制粉系統(tǒng), 共36 個(gè)雙旋風(fēng)煤粉燃燒器錯(cuò)列布置在下?tīng)t膛的前后墻爐拱上。

1.2 燃燒系統(tǒng)

某電廠1 號(hào)爐燃燒器改造前的結(jié)構(gòu)如圖1 所示, 自爐拱由上至下, 依次布置有乏氣風(fēng)噴口、 乏氣風(fēng)噴口周界風(fēng)A、 煤粉噴嘴、 煤粉噴嘴周界風(fēng)B、 油點(diǎn)火器、 油點(diǎn)火器周界風(fēng)C, 爐拱下部爐墻上依次布置有空氣噴口D、 E 和F。

圖1 1 號(hào)爐燃燒器改造前結(jié)構(gòu)圖

1.3 燃料特性

電廠1 號(hào)爐設(shè)計(jì)燃用極難著火與燃盡的低揮發(fā)分劣質(zhì)無(wú)煙煤, 其煤質(zhì)特性見(jiàn)表1。

表1 1 號(hào)爐燃用煤種的煤質(zhì)特性

2 燃燒系統(tǒng)改造方案

根據(jù)某電廠W 型火焰鍋爐的運(yùn)行情況, 同時(shí)借鑒同類(lèi)型及四角切圓燃燒鍋爐低NOx改造與調(diào)試的經(jīng)驗(yàn), 提出了燃燒器的組合式低NOx燃燒改造方案, 以待數(shù)值模擬驗(yàn)證確認(rèn)。 擬改造方案的燃燒系統(tǒng)布置如圖2 所示。

圖2 燃燒系統(tǒng)布置對(duì)比

2.1 增設(shè)SOFA 風(fēng)噴口

在鍋爐標(biāo)高31. 4 m 位置處增設(shè)分離式SOFA風(fēng)噴口, 噴口標(biāo)高位置充分考慮了無(wú)煙煤的燃燒特性和燃盡風(fēng)在爐膛直段補(bǔ)氧燃燒火焰對(duì)大屏壁溫的影響[3]； SOFA 風(fēng)噴口與水平面呈30°, 以控制火焰中心, 防止火焰中心上移。

2.2 下移乏氣風(fēng)噴口

為降低燃燒初期NOx生成, 并強(qiáng)化煤粉著火穩(wěn)燃能力, 將乏氣風(fēng)噴口下移至鍋爐標(biāo)高24. 345 m位置處； 乏氣風(fēng)噴口與水平面呈30°； 將原D 風(fēng)和原E 風(fēng)合并為全新的E 風(fēng), 作為乏氣風(fēng)噴口下移后的周界風(fēng)。

2.3 優(yōu)化A 風(fēng)噴口

乏氣風(fēng)噴口下移后, 將原乏氣風(fēng)噴口周界風(fēng)A改為獨(dú)立的A 風(fēng)噴口, 并將A 風(fēng)噴口的直徑由278 mm縮小為150 mm, 噴口與水平面呈30°, 以延長(zhǎng)A 風(fēng)與主燃燒器氣流的混合時(shí)間, 實(shí)現(xiàn)再一、二次風(fēng)分級(jí), 在爐膛臨近出口處形成一股風(fēng)的屏障, 避免煙氣流的短路上翹, 降低飛灰可燃物。

2.4 優(yōu)化F 分級(jí)風(fēng)噴口

將原F 風(fēng)門(mén)對(duì)應(yīng)的二次風(fēng)改為F 分級(jí)風(fēng)噴口,主要目的是補(bǔ)充燃盡所需的二次風(fēng), 提高氣流剛性, 增強(qiáng)煤粉的后期混合, 提高空氣的利用率； F分級(jí)風(fēng)噴口與水平面呈15°。

3 爐內(nèi)燃燒過(guò)程數(shù)值模擬

采用廣泛應(yīng)用于鍋爐燃燒數(shù)值模擬的Fluent 軟件對(duì)原方案和改造方案的爐內(nèi)流動(dòng)燃燒過(guò)程進(jìn)行模擬, 得到爐內(nèi)速度場(chǎng)、 溫度場(chǎng)和O2、 CO、 NOx濃度場(chǎng)分布, 確認(rèn)改造方案的可行性[4]。

3.1 數(shù)學(xué)模型

基于商用Fluent 軟件的數(shù)值模擬采用帶旋流修正的k-ε 模型； 煤粉顆粒的運(yùn)動(dòng)過(guò)程采用拉格朗日隨機(jī)顆粒軌道(Stochastic Particle Trajectory) 模型[5]； 假定煤粉粒徑分布服從Rosin -Rammlar 分布[6]； 氣相燃燒采用概率密度分布函數(shù) ( PDF)模型[7]； 煤粉顆粒的燃燒過(guò)程包括揮發(fā)分的析出和燃燒以及焦炭的燃燒過(guò)程, 揮發(fā)分析出采用的是雙平行反應(yīng)模型進(jìn)行模擬, 焦炭燃燒采用的是擴(kuò)散—?jiǎng)恿刂迫紵Ｐ蚚8]； 輻射換熱模型為P-1模型。

3.2 網(wǎng)格劃分和邊界條件

3. 2. 1 網(wǎng)格劃分

模型非燃燒區(qū)域面積大、 結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單, 使用六面體網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格劃分； 由于結(jié)構(gòu)復(fù)雜采用噴口部分加密的四面體網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格劃分。 使用不同結(jié)構(gòu)的混合網(wǎng)格可以有效降低網(wǎng)格生成難度, 減少總網(wǎng)格數(shù)[9], 最終確定計(jì)算域網(wǎng)格數(shù)量約為150 萬(wàn)。

3. 2. 2 邊界條件

模擬鍋爐負(fù)荷工況為BMCR (鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量) 工況, 所燃煤種為表1 中的設(shè)計(jì)煤種。 煤粉入口采用質(zhì)量流入口邊界 ( Mass - Flow Inlet)[10], 燃燒器中一次風(fēng)、 二次風(fēng)、 SOFA 風(fēng)采用壓力入口邊界(Pressure Inlet), 混合氣體出口采用壓力出口邊界( Pressure Outlet)[11], 其余采用壁面邊界(Wall)。 原方案與改造方案中鍋爐各燃燒器噴口的配風(fēng)參數(shù)見(jiàn)表2。

表2 鍋爐各燃燒器噴口的配風(fēng)參數(shù)

4 模擬結(jié)果及分析

4.1 爐內(nèi)速度場(chǎng)分布

對(duì)比圖3 中兩種方案的速度場(chǎng)分布可以看出,原方案氣流下射速度為11 m/ s, 氣流向下流動(dòng)一段較短的距離后即拐入上爐膛, 這將導(dǎo)致?tīng)t膛火焰中心上移, 上爐膛區(qū)域的煙氣溫度較高, 從而大大增加熱力型NOx的產(chǎn)生[12]； 而改造方案氣流下射速度提高到18 m/ s, 這將導(dǎo)致?tīng)t膛火焰中心下移, 由于下?tīng)t膛內(nèi)空間比較大, 導(dǎo)致煤粉顆粒燃燒速度下降, 爐內(nèi)平均溫度降低, 從而在很大程度上減少熱力型NOx的生成。

圖3 BMCR 工況下?tīng)t膛前墻中央縱截面氣流速度分布圖

4.2 爐內(nèi)溫度場(chǎng)分布

圖4 中原方案中爐內(nèi)主燃區(qū)的溫度比較高, 最高溫度達(dá)到2 166 K, 而且高溫區(qū)域相對(duì)集中, 這樣的溫度分布將會(huì)導(dǎo)致大量熱力型NOx的生成[13]。由改造方案可以看出, 爐膛火焰中心下移, 爐內(nèi)溫度分布比較均勻, 爐內(nèi)平均溫度降低, 最高溫度為2 034 K, 較原方案降低了132 K, 將有效減少熱力型NOx的生成。

圖4 BMCR 工況下?tīng)t膛前墻中央縱截面溫度分布圖

4.3 爐內(nèi)O2濃度場(chǎng)分布

對(duì)比圖5 兩種方案O2濃度分布發(fā)現(xiàn), 改造方案爐膛的主燃區(qū)內(nèi)O2濃度為0. 12 mg / Nm3, 低于原方案爐膛主燃區(qū)內(nèi)O2濃度0. 18 mg / Nm3。 由于改造方案爐膛的主燃區(qū)內(nèi)O2濃度較低, 主燃區(qū)內(nèi)煤粉的燃燒速度和溫度都下降, 將有效抑制熱力型NOx的生成； 同時(shí)由于煤粉的不完全燃燒, 部分中間產(chǎn)物如HCN 和NH3會(huì)將部分已生成的NOx還原成N2[14], 從而使燃料型NOx的生成量也有所減少。

圖5 BMCR 工況下?tīng)t膛前墻中央縱截面O2濃度分布圖

4.4 爐內(nèi)CO 濃度場(chǎng)分布

由圖5 改造方案可知, 改造方案爐膛主燃區(qū)內(nèi)的O2濃度較低, 導(dǎo)致煤粉不完全燃燒生成較多的還原性氣氛, 其中CO 的最高濃度高達(dá)0. 24 mg / Nm3, 如圖6 所示, 遠(yuǎn)高于原方案爐內(nèi)主燃區(qū)內(nèi)的最高CO 濃度(0. 17 mg / Nm3)。 此外, 改造方案中主燃燒區(qū)域內(nèi)高濃度CO 區(qū)域的容積遠(yuǎn)大于原方案高濃度CO 區(qū)域的容積, 這意味著爐內(nèi)燃燒過(guò)程還原區(qū)增大, 將有效抑制NOx的生成。

圖6 BMCR 工況下?tīng)t膛前墻中央縱截面CO 濃度分布圖

4.5 爐內(nèi)NOx濃度場(chǎng)分布

由圖7 原方案可知, NOx生成過(guò)程主要集中在燃燒器布置區(qū)和上爐膛近壁面, 該區(qū)域的NOx濃度最高可達(dá)2 083 mg / Nm3。 由圖7 改造方案可以看出, 噴入燃盡風(fēng)后, 燃燒器布置區(qū)和上爐膛近壁面的NOx濃度減少至698 mg / Nm3。 這是因?yàn)榇罅咳急M風(fēng)的噴入使得爐內(nèi)燃燒溫度下降[15], 同時(shí)在爐內(nèi)形成空氣分級(jí)燃燒, 從而降低NOx的生成。

圖7 BMCR 工況下?tīng)t膛前墻中央縱截面NOx分布圖

綜上所述, 改造方案與原方案相比, 爐膛火焰中心下移, 爐內(nèi)溫度分布更均勻, 爐內(nèi)平均溫度降低, O2濃度場(chǎng)和CO 濃度場(chǎng)得到優(yōu)化, 從而使得NOx濃度明顯降低, 證明改造方案是可行的。

5 工程應(yīng)用

分別應(yīng)用以上兩種方案對(duì)某電廠1 號(hào)、 2 號(hào)爐進(jìn)行了低氮燃燒改造, 并進(jìn)行了低氮燃燒改造前后的性能測(cè)試, 測(cè)試結(jié)果見(jiàn)表3。 改造后爐膛出口NOx降幅明顯, 平均達(dá)53. 51%, 鍋爐效率與改造前基本持平。

表3 鍋爐低氮燃燒改造前后的性能測(cè)試結(jié)果

6 結(jié)語(yǔ)

根據(jù)《火力發(fā)電廠脫硝技術(shù)設(shè)計(jì)導(dǎo)則》 計(jì)算,SCR 系統(tǒng)處理1 kg NOx需消耗純氨約0. 476 kg； 鍋爐滿(mǎn)負(fù)荷(600 MW) 煙氣量按200 萬(wàn)Nm3/ h 計(jì)算, 機(jī)組利用小時(shí)按4 500 h 計(jì)算, 兩臺(tái)爐每年可減少氨消耗量6 220. 37 t, 按照氨2 300 元/ t, 每年節(jié)約SCR 脫硝用氨費(fèi)用1 430. 69 萬(wàn)元。

針對(duì)600 MW 無(wú)煙煤W 型火焰鍋爐, 提出基于增設(shè)SOFA 風(fēng)噴口、 下移乏氣風(fēng)噴口、 優(yōu)化A 風(fēng)噴口及優(yōu)化F 分級(jí)風(fēng)噴口的組合式低NOX燃燒改造方案。 該方案可使鍋爐BMCR 工況爐膛出口NOx含量下降至591～680 mg / Nm3, 鍋爐熱效率可提高至91. 46% ～91. 90%。