130t/h切圆锅炉稳燃改造对NOx生成影响研究

王常葆 唐山开滦热电有限责任公司

火电厂是主要的大气污染源，每年排放出大量的氮氧化合物。近年来，伴随国内电力行业的大发展，煤炭市场出现无法向火电厂供应足够的合格燃煤的问题，致使许多燃煤电厂不得不燃烧低于锅炉设计煤质的燃煤，对电厂锅炉排放污染物的控制产生了许多负面的影响。本文针对热电联产电厂一台130t锅炉在解决其由于结渣严重引起的安全与经济问题的同时，分析改造方案对氮氧化合物排放产生影响的方案。

1 研究对象及问题

某电厂130t/h锅炉采用B＆WB-130/3.82-M型煤粉炉。炉膛尺寸（宽×深）为6336mm×6336mm，炉膛高17500mm。锅炉采用切圆布置，单炉膛∏型半露天布置、固态排渣、全钢架结构、平衡通风、钢球磨中储式热风送粉系统。单角燃烧器布置2层一次风，3层二次风和1层燃尽风，锅炉主要设计参数及设计煤种见表1、2、3。

表1 锅炉主要设计参数

表2 燃烧器设计参数

表3 设计煤质

近年来随着该锅炉燃煤煤质的变化，出现了严重的结渣问题。大块结渣主要发生在铺设有卫燃带的位置，渣块大且厚度达到1m，使得渣块不能顺利地从冷灰斗下方排出，堵塞排渣口，渣越积越多，只能被迫停炉。为防止停炉次数过多，需要工人到炉前或者零米冷灰斗前捅渣，造成多次烫伤事件的发生。

2 改造方案及模型建立

2.1 改造方案

针对卫燃带结渣严重及低负荷稳燃的问题，现主要采用浓淡燃烧器以及优化卫燃带布置，在满足锅炉低负荷稳燃的前提下，减少结渣量。其改造前后卫燃带布置如图1。

图1 改造前后卫燃带布置情况

如图1所示，改造前卫燃带采用整块布置，不像改造后那样分区布置，考虑到虽然减少卫燃带的面积使得炉膛主燃区整体炉温有所下降，但锅炉的低负荷稳燃主要决定因素是煤粉能够顺利的着火，因此没有减少一层风喷口附近的卫燃带面积，使得一次风的加热受影响较少。在一次风中主要是下一层的一次风最易灭火，可以看到下部卫燃带面积减少很少，而到了主燃区上部炉温有所升高，不易出现一次风灭火现象，因此此时卫燃带减少量相对较多。采用分区布置能有效避免渣层之间的串联形成更大的渣块，以免出现大渣掉落堵塞冷灰斗。因此可以认为以上方案改造后能在不影响着火的情况下减少一部分结渣的程度以及大渣堵塞冷灰斗的情况发生。

图2 挡块式浓淡燃烧器的结构图

图2为挡块式浓淡燃烧器的结构图，在降低NOx方面，采用浓淡燃烧器能够使两股一次风气流均偏离各自的化学当量比，浓煤粉富燃料贫氧使得氧化产生的NOx得到还原，淡煤粉富氧缺燃料，使得能被氧化的含氮中间产物减少。采用数值模拟的方式对挡块式浓淡燃烧器进行了模拟，最终确定燃料的浓淡比达到1.5∶1。在稳燃方面，采用浓淡分离燃烧器，能够提高浓侧煤粉浓度，有利于着火的稳定，减少着火时间，具有一定的稳燃效果，此外通过控制挡块的上扬幅度可以在一定范围内控制煤粉的浓淡比。

2.2 网格划分

炉膛采用结构化网格划分，主燃区采用辐射状网格，使得网格线沿着射流方向以减少伪扩散。在不影响或者较小影响计算的情况下，在主燃区与上炉膛区域采用interface进行处理大大减少了网格数量。采用了非一致网格技术以适应炉内流场梯度的变化。

2.3 数学模型

本文利用有限体积法，采用压力修正三维稳态SIMPLE算法，对炉内两相流场模拟时，采用标准k-ε双方程模拟炉内湍流。燃烧模型采用非预混燃烧模型模拟煤粉燃烧过程中发生的化学燃烧反应以及各组分的输运。能量方程、动量方程、组分方程采用一阶迎风格式。气相湍流燃烧采用单混合分数-概率密度函数模拟，通过求解第i个组分混合分数输运方程，然后根据预测混合分数的分布查询PDF计算表来推导出每个组分的浓度。对煤粉燃烧过程中的火焰辐射传热、气体与颗粒之间的辐射换热以及壁面由于辐射而引起的加热/冷却以及流体相由辐射引起的热量源/汇采用P1辐射模型进行计算。焦炭燃烧采用动力/扩散控制燃烧模型，燃烧过程中考虑颗粒辐射传热模型。采用随机轨道模型追踪煤粉颗粒，煤粉粒径服从rosinrammler分布，压力与速度的耦合采用半隐式格式压力关联方程算法。采用单方程模型进行煤粉热解反应模拟。

2.4 NOx生成模型

考虑到NOx在炉内组分中占的比例很小，因此采用后处理的方式计算NOx的分布。煤粉锅炉中的NOx主要包含热力型NOx、燃料型NOx、快速性NOx。其中燃料型NOx的生成相对比较复杂，在整个NOx的含量中占的比重也相对较高，大概在80%左右。热力型NOx大概占15%左右，且其与温度的关联相对密切。特别是当炉膛温度大于1500～1600℃且富含一定氧的情况下，热力型NOx的增幅很快。快速型NOx一般占5%左右，其量相对较小，可以忽略。

NOx的形成机理对于NOx的生成影响很大，本文采用Extended Zeldovich链锁反应机理用以描述热力型NOx的形成。燃料型NOx分为挥发分中N燃烧产生以及焦炭中的N燃烧产生。挥发分N的转化采用De’Soete模型，即挥发分N先转化为中间产物HCN，焦炭中的氮直接异相氧化生成NOx。

3 计算结果及分析

3.1 温度分布

图3 改造前后炉膛截面平均温度

图3为改造前后炉膛截面平均温度，从图上可以看到，改造后减少了卫燃带的面积，使得主燃区水冷壁吸热量有所增加，炉内温度水平有所下降。沿着炉膛高度，温度由升高再降低，最高温度大约出现在上一次风燃烧器喷口附近，改造前后平均温度最高截面平均值降幅达35K左右。可以看到改造前后温度变化趋势基本一致，只是由于吸热量的增加使得改造后整体温度值均有所下降，说明卫燃带面积的减少几乎没有影响煤粉的燃烧，这也说明该改造方案切实可行。

3.2 氧浓度分布

图4 改造前后炉膛截面平均氧浓度

图4为改造前后炉膛截面平均氧浓度分布，通过分析氧浓度可以分析出炉膛内的氧化还原性气氛，由图4可以看到改造前后，氧浓度出现最大值在三次风喷口截面高度。氧浓度在燃烧器喷口一、二次风附近来回波动。改造前，由图3可知，改造前主燃区温度值相较于改造后要高，在配风方式相同的情况下，高温促进了煤粉的燃烧，可以看到改造前的氧量相较于改造后要低些，但随着燃烧的进行，两者趋于一致。

3.3 一氧化碳浓度分布

图5 改造前后炉膛截面平均一氧化碳浓度

改造前后炉膛截面平均一氧化碳浓度分布如图5所示，由于改造前后锅炉均采用了空气分级，主燃区一氧化碳浓度含量相对较高，但可以看到改造前其一氧化碳浓度要略低于改造后，这是由于改造后采用了浓淡燃烧器，使得浓淡煤粉均偏离了化学当量比，使得其风粉混合相较改造前要差一些，其次改造前温度高，能够在一定程度上促进未完全燃烧产物的燃烧。但两者均随着三次风的喷入，后期煤粉的补燃，一氧化碳浓度下降很快。

图6 改造前后炉膛截面平均NOx浓度

改造前后炉膛截面平均NOx浓度如图6所示，由图6可以看到采用了浓淡分离燃烧器以及减少部分卫燃带面积的改造工况，其NOx浓度沿着炉膛高度均要低于改造前。三次风喷入前，炉膛属于缺氧燃烧，主燃区的还原性气氛较浓，可以看到改造前后NOx的浓度水平均比较低，且随着一二次风喷口喷入空气与煤粉来回波动。但随着三次风的喷入，可以看到NOx浓度得到了快速的回升，这主要是由于未完全燃烧煤粉的后期补燃，将残留在煤粉颗粒中的氮释放出来。之后，随着焦炭的异相还原，NOx浓度再次下降，但降幅不是很明显。改造后NOx浓度从311ppm降到276ppm，降幅为11.25%。

4 结论

采用数值模拟的方法对某130t/h切圆锅炉去卫燃带以及加浓淡燃烧器改造对NOx生成的影响进行了分析。其结论如下：

（1）随着部分卫燃带的去除，改造后温度有小幅度的降低。

（2）温度下降使得煤粉燃烧剧烈程度推迟，一氧化碳浓度有所增加。

（3）采用浓淡燃烧器和去除部分卫燃带的方法能够降低一定幅度的NOx浓度。