超低负荷下运行氧量对切圆锅炉燃烧稳定性和NOx排放特性的影响

马达夫， 刘平元， 张守玉， 何 翔， 吴玉新

(1.上海理工大学 能源与动力工程学院，上海 200093；2.上海发电设备成套设计研究院有限责任公司，上海 200240；3.清华大学 能源与动力工程系，北京 100084)

根据高度灵活性和清洁能源的生产目标，燃煤发电机组面临在更低负荷下运行的挑战[1]。2016年6月，国家能源局发布了《关于下达火电灵活性改造试点项目的通知》[2]，国内陆续开展了火电机组深度调峰的尝试[3-5]。为了实现“双碳”目标，超低负荷(30%额定负荷及以下)运行将成为我国火电机组的运行常态。

煤粉锅炉超低负荷运行的主要瓶颈是燃烧方面的问题：(1)当给煤量减小时，炉膛烟气温度降低，燃烧稳定性变差[6]；(2)虽然炉膛烟气温度越低，热力型NOx生成量略有减少，但燃料型NOx生成量会显著增加[7]。

目前，电站锅炉灵活性调峰的研究至今只有五六年，国内外针对煤粉锅炉超低负荷下燃烧特性的研究还较少。仅有部分针对切圆锅炉的低负荷运行报告：某台1 000 MW[8]和200 MW[9]切圆锅炉采取了较低的一次风压力、较高的一次风燃料混合温度、更细的煤粉细度等优化措施，实现了在30%额定负荷工况下的稳定运行。

赵星海等[10]通过数值模拟方法，研究了30%额定负荷下不同富氧配风条件下墙式切圆锅炉的燃烧特性，发现将一层辅助风替换为φ(O2)=30%的富氧风时炉膛温度升高约200 K。Li等[11]针对某燃用无烟煤的330 MW旋流对冲锅炉，研究其在50%～100%额定负荷工况下的燃烧效率、烟气温度和成分的变化特性，得出负荷降低导致O2消耗量和CO生成量降低，同时主燃区温度也随之降低。在50%～100%额定负荷范围内减少辅助风、增加燃尽风，可使NOx排放量明显降低[12-13]。此外，不同炉型在低负荷下的NOx排放特性也不同，某台燃用贫煤和无烟煤的旋流对冲锅炉负荷从100%降低到50%时，NOx排放量降低了41.5%[11]；而某台燃用类似煤质的W火焰锅炉在相同负荷变化范围内的NOx排放量降低34.2%[14]；与旋流对冲锅炉和W火焰锅炉不同，切圆燃烧锅炉在相同负荷变化范围内的NOx排放量略有增加[15-16]。

张定海等[17]研究了低负荷下切圆燃烧锅炉的NOx生成量降低幅度比旋流对冲锅炉高的原因，前者主要依靠炉膛中心的还原性气氛来控制NOx的生成，对负荷变化引起的O2体积分数变化更为敏感，后者则主要依靠单个燃烧器火焰形成的还原性气氛来降低NOx，对负荷引起的温度变化不敏感。

此外，蒋宏利等[18]研究表明，660 MW切圆燃烧锅炉在低负荷下NOx质量浓度较高，这是由于氧量的增加弱化了主燃区的还原性气氛，通过减少周围空气的控制策略有效降低了煤粉颗粒周围的O2体积分数，从而使NOx质量浓度降低了约30%。景雪晖等[19]在对某330 MW切圆燃烧锅炉的数值模拟研究中使用了相同的NOx控制策略，在40%额定负荷下，向一次风中添加了15%质量分数的烟气，使NOx质量浓度降低了80 mg/m3。

综上所述，超低负荷下煤粉锅炉不可避免地会在高氧量工况下运行，这对燃烧过程的稳定性及NOx排放产生了一定影响。然而，目前针对超低负荷、不同运行氧量工况下的锅炉燃烧稳定性及NOx排放特性方面的报道还较少。因此，笔者以某300 MW切圆燃烧锅炉为例，采取送风机叶片切削、送风机单列运行等措施将运行氧量控制在较低水平，研究该锅炉在超低负荷不同运行氧量工况下的温度、O2、CO和NOx分布规律，进而讨论其燃烧稳定性及NOx排放特性，为超低负荷下煤粉锅炉的技术改造及运行方式提供参考。

1 模拟工况

研究对象为某300 MW一次中间再热、自然循环汽包炉，其采用四角切圆燃烧方式，设计燃料为褐煤，锅炉型号为HG-1035/17.5-HM35，锅炉示意图如图1(a)所示。

制粉系统采用冷一次风机正压直吹式，配5台MPS200HP-II型中速磨煤机。燃烧器采用“分拉垂直亲和浓淡煤粉燃烧”立体空气分级低氮燃烧技术,以提高锅炉低负荷运行的能力，如图1(b)所示。一次风粉混合物进入一次风喷口后，被浓缩器分离成浓淡2部分，浓相气流的煤粉浓度高，着火特性好，即使在低负荷下浓相气流的风煤比仍可保持在较合适的范围内。燃烧器出口处设有多个稳燃钝体，钝体形成的高温烟气回流区又为煤粉着火提供了热源。这两者的结合为低负荷稳燃提供了保证。

(a) 锅炉本体示意图

锅炉实际燃用印尼煤，煤种煤质分析见表1。可以看出，该煤种收到基低位发热量为15 940 kJ/kg，属于热值较低的褐煤，干燥无灰基挥发分值高达51.87%，属于易着火煤种，有利于锅炉低负荷稳燃。

表1 印尼褐煤煤质分析结果

表2给出了各模拟工况下的主要输入参数和边界条件，其中90-1和60-1工况是锅炉正常运行时的工况，运行氧量(即SCR入口氧体积分数)较高，90-2工况是将辅助风全关，60-2工况是将辅助风全关后减少了64 t/h燃尽风，90-3、60-3和60-4工况均是在辅助风全关的基础上继续降低燃尽风以减少锅炉运行氧量。

表2 模拟工况及锅炉主要参数

一般来说，为了降低NOx排放量，通常在超低负荷下采取较低的一次风速和供氧量。然而，在实际运行过程中有以下限制因素：(1)印尼褐煤的含水率很高，为了保持煤粉的输送和干燥出力，必须保证一定的风速和静压，因此当负荷从90 MW降至60 MW时，一次风率从36.7%增加到40.0%；(2)在超低负荷下，2台送风机的叶片开度仅为10%，进一步关小有可能导致失速或喘振现象；(3)为了降低NOx质量浓度，燃尽风挡板在超低负荷下已经全开。因此，在采用送风机叶片切削、送风机单列运行等措施后才可继续减少总风量，将炉膛氧量控制在更低的水平。

2 建模与网格划分

网格划分考虑以下几个因素：(1)由于炉膛内的换热主要是辐射换热，与受热面表面积有关，因此对于高温受热面只考虑炉内面积较大的屏式过热器和辐射再热器；(2)在燃烧器区域水平段设置平行或垂直于流线的网格以尽量减少伪扩散的发生；(3)在模型中利用喷口入射点的平面来控制注入轨迹的粒子数；(4)由于主燃区和燃尽风区的参数变化较大，这2个区域的网格需要细化；锅炉顶部和后端管道系统处化学反应较少，温度梯度较小，采用稀疏的网格处理不会影响总体计算精度。具体如图2所示。

(a) 锅炉整体网格

采用Ansys Fluent软件进行数值模拟，表3给出了相应燃烧过程的数学模型。模型设定为：(1)由于难以准确评估烟气在火焰中的发射率，因此通过用户定义函数(UDF)添加相关的修正；(2)采用离散相模型模拟煤颗粒的运动轨迹，该模型考虑了阻力、重力以及湍流对颗粒弥散脉动的影响；(3)每个燃烧器喷口的网格数量设置为70，用10组不同粒度来表示粒径分布，轨迹粒子的总数为14 000；(4)采用离散坐标(DO)模型计算辐射换热量；(5)假设气体为灰体，采用文献[20]的改进灰气体加权和模型(WSGGM)进行建模；(6)煤粉粒径分布符合Rosin-Rammler方程，根据等速煤粉取样试验结果，平均粒径为76.5 μm。

表3 燃烧过程的数学模型[21-28]

分别选取159万、216万、284万3个网格数对模型进行网格独立性验证。通过对比燃烧器截面y速度分量在x方向上的速度(图3(a))和x速度分量在y方向上的速度(图3(b))来验证网格独立性(x和y方向分别表示炉膛宽度和深度方向)。综合考虑，216万网格数是最优方案。

(a)

3 结果与讨论

3.1 运行氧量对温度分布的影响

在90-1和60-1工况下，采用Raytek 3I Plus高温手持式红外温度计对炉膛温度进行测量，得到的测量结果与模拟计算结果相差50 K以内(见图4)，证明该模型有较好的准确性。

(a) 90 MW负荷工况

从图4可以看出，在90 MW和60 MW负荷工况下，当运行氧量从9.1%和11.7%分别降低到6.5%和8.5%时，炉膛整体平均温度分别升高29 K和50 K，其原因是超低负荷、高运行氧量工况下给煤量减少，送入主燃区和燃尽风区的空气没有完全参与燃烧反应，降低了炉膛整体温度。当运行氧量继续降低(减少燃尽风风量)，2个负荷工况下燃尽风区的炉膛温度分别升高6 K和26 K。由此可知，辅助风的减少使得主燃区温度升高，燃尽风的减少使燃尽风区温度略有升高，运行氧量的降低有利于燃烧稳定性的提升。

煤粉的着火距离可以在某种程度上反映炉内燃烧的稳定性。将煤粉气流开始着火时的温度点设为整个煤粉气流的着火点，根据谢苗诺夫着火理论，着火条件[29]为:

(1)

式中:T为温度。

因此着火点为温度曲线的拐点，该点所对应的温度即为着火温度，由燃烧器喷口至该点的距离即为着火距离。

如图5所示，90 MW负荷工况下，将辅助风减至零后(工况由90-1变为90-2和90-3)，着火距离由4.7 m缩短至3.2～3.4 m；60 MW负荷工况下，将辅助风减至零后(工况由60-1变为60-2、60-3、60-4)，着火距离由4.9 m缩短至3.2～3.5 m。相同负荷下，一次风量和煤粉量没有变化时，其着火热没有变化，但是高运行氧量工况下过多的辅助风会吸收热量导致主燃区温度降低。因此，当主燃区空气量降低时，主燃区温度会升高，煤粉着火提前。此外，随着辅助风的减少，虽然煤粉的升温速率增加，但是90 MW和60 MW负荷低氧燃烧工况下(90-2、90-3、60-2、60-3和60-4工况)燃烧后期温度较低，这是因为着火提前导致煤粉燃烧释放热量的位置更接近于燃烧器喷口。

(a) 90 MW负荷工况

图6给出了B层燃烧器截面的烟气温度云图，可以看出90-1和60-1工况下没有出现中、高负荷下的假想切圆[30]。这是因为超低负荷下，该深度空气分级燃烧系统在高运行氧量工况下的配风方式为：(1)辅助风风量仅为93～114 t/h，更多空气作为燃尽风射入炉内(212～234 t/h)；(2)一次风要干燥和输送高水分褐煤，需保持在风速18.8 m/s、静压5.2 kPa的参数下运行。因此，由于一次风速刚性较强而辅助风刚性较弱，其着火距离接近5.0 m，煤粉在炉膛中心聚集反应，高温区更集中于炉膛中心。此时，炉膛四角的直流燃烧器相对独立，其燃烧过程类似于对冲燃烧方式。

图6 B层燃烧器截面的烟气温度分布

从图6还可以看出，90 MW和60 MW负荷工况下，当辅助风全关后，着火距离缩短，煤粉着火方向与入射方向形成了一定角度，有形成假想切圆的倾向。此时，截面温度分布更均匀，炉内充满度更好。

综上所述，超低负荷下辅助风减少有利于炉内燃烧稳定性的提升。但是，在实际运行中，运行人员倾向于将停运燃烧器附近的辅助风门开5%～20%，以起到冷却喷口的作用。这是因为风门挡板全关时通常有一定的漏风率，而且冷空气的射入会卷吸高温烟气，反而可能会提高喷口烧损的概率。因此，辅助风门挡板的开度对喷口冷却的影响需要进一步研究与实践验证。

3.2 运行氧量对炉内氧分布的影响

图7给出了不同炉膛高度截面的平均氧量分布。从图7可以看出，90 MW和60 MW负荷工况下，在炉膛高度16.3 m和29.7 m处出现了2个峰值，分别是由于主燃区一次风和燃尽风的射入导致。90 MW负荷工况下、运行氧量为3.5%～6.5%时，主燃区平均氧量不足1.2%，属于缺氧燃烧环境；而60 MW负荷工况、运行氧量为3.5%～8.5%时，主燃区平均氧量为4.8%，属于氧气较充足的燃烧环境。超低负荷下，虽然SCR入口氧量测点均显示为高运行氧量值，但是由于锅炉负荷和给煤量的不同，导致实际主燃区的燃烧气氛区别较大。因此，借助SCR入口在线氧量测点观察到的运行氧量并不能完全反映主燃区的局部氧体积分数。在主燃区增加O2和CO体积分数的实时监测点，有助于判断超低负荷下的燃烧气氛，从而强化燃烧稳定性。

(a) 90 MW负荷工况

图8给出了沿燃烧器喷口方向的氧量分布。从图8可以看出，沿燃烧方向60 MW工况下的氧量均高于90 MW工况下的氧量，尤其是在辅助风全关的情况下，距喷口6 m及以上位置，90 MW工况下氧量接近零，而60 MW工况下氧量平均为2.6%。这是因为90 MW工况下，煤粉在炉膛中心聚集反应，炉膛中心属于缺氧区域，而60 MW工况下煤粉量较小，所以氧量较高。

(a) 90 MW负荷工况

图9给出了B层燃烧器截面的氧量分布。从图9可以看出，90-1工况下主燃区中心氧量降低，且四周水冷壁附近存在较大范围的缺氧区域(局部氧量为0%～2%)，产生了较强的还原性气氛。此外，90 MW负荷工况下，当辅助风全关时，主燃区氧量进一步降低，炉膛中心及水冷壁附近氧量均接近于零。60 MW负荷工况下，即使是当辅助风全关时，炉膛中心虽逐渐出现低氧量区，但其氧化性气氛仍强于90 MW负荷工况。

图9 B层燃烧器截面的氧量分布

3.3 运行氧量对炉内CO分布的影响

如图10所示，由于超低负荷下炉膛氧量较充分，CO整体的体积分数比中、高负荷下[31]要低。在有B层煤粉供给的16.5 m标高处，CO体积分数出现峰值，随后急剧下降。90 MW负荷工况下的CO体积分数高于60 MW负荷工况下，主要是由于负荷降低后给煤量降低和氧量升高导致的。

(a) 90 MW负荷工况

由图10可知，90-1工况下，主燃区的CO体积分数较工况90-2和90-3略低，表明90-1工况下辅助风的射入抑制了CO的生成。60 MW负荷下，各工况下随炉膛高度的CO分布趋于一致，表明氧量变化对煤粉着火过程中的CO生成量基本没有影响。

图11给出了沿燃烧器喷口方向的CO分布情况。从图11可以看出，90-1和60-1工况下的CO体积分数峰值均出现在5.0 m处，其余工况的峰值出现在4.0～4.5 m处，即随着氧量的减少，CO体积分数峰值点逐渐接近燃烧器喷口。结合图5中的着火距离，高运行氧量下CO体积分数峰值出现在着火点之后的0.1～0.3 m，低运行氧量工况下CO体积分数峰值出现在着火点之后的0.8～1.1 m，即低运行氧量工况下煤粉从着火到CO急剧生成的距离被拉长。结果表明，运行氧量降低会导致燃烧速率降低，使得化学反应所需的距离拉长。

(a) 90 MW负荷工况

图12给出了B层燃烧器截面的CO分布情况。从图12可以看出，90-1和60-1负荷工况下，CO高体积分数区域更集中于炉膛中心。当辅助风全关，CO高体积分数区相对更靠近燃烧器喷口，而且炉膛内CO充满度更高，这是由运行氧量低时着火距离缩短导致的；此时还能观察到CO体积分数的生成轨迹随着一次风粉混合物的轨迹扩大，说明低运行氧量工况下煤粉燃尽时间增加，火焰被拉长。

图12 B层燃烧器截面的CO分布

3.4 运行氧量对NOx分布的影响

在90 MW和60 MW负荷工况下，模拟得到的全炉膛热力型NOx占NOx总量的平均比例分别是0.060%和0.017%，表明绝大多数NOx是燃料型NOx。而且随着负荷降低，炉膛温度降低，热力型NOx的比例减少。

图13为不同炉膛高度截面的NOx质量浓度分布。由图13可知，90 MW负荷工况下，当运行氧量从9.1%降至6.5%，截面平均NOx质量浓度从681 mg/m3降至483 mg/m3,降低29%，说明当辅助风全关后，NOx生成量明显减少。当运行氧量进一步降至3.5%，主燃区NOx几乎不变化，但由于燃尽风的减少导致燃尽风区的NOx排放量降低54 mg/m3,降低9%。60 MW负荷工况下，当辅助风由93 t/h降至零、燃尽风由212 t/h降低至148 t/h，此时运行氧量降至8.5%，主燃区截面平均NOx质量浓度从735 mg/m3降至558 mg/m3,降低24%。当燃尽风量继续降至25 t/h，主燃区NOx质量浓度变化较小，NOx排放量降低40 mg/m3,降低10%。因此，超低负荷下，辅助风的减少可使主燃区NOx生成量大幅降低，而燃尽风的减少仅使NOx排放量略有降低。

(a) 90 MW负荷工况

由于环保指标是以O2体积分数在6%基数下的修正NOx质量浓度值来考核，因此90-1、90-2和90-3工况下标高39 m处的修正后NOx质量浓度分别为754 mg/m3、515 mg/m3和388 mg/m3；60-1、60-2、60-3和60-4工况下的修正后NOx质量浓度分别为1 011 mg/m3、548 mg/m3、437mg/m3和360 mg/m3，即初期运行氧量的降低对修正后NOx的降低效果显著。

由图14可知，90 MW负荷高运行氧量工况下，NOx质量浓度在5.0 m后急剧增加。结合图15前驱物反应过程，这种现象的原因是反应气体中O、OH、O2等物质体积分数的增加导致着火后NOx生成量持续增加。即超低负荷下,运行氧量较高时，低NOx燃烧系统的深度空气分级效果相对中、高负荷下要弱。但当运行氧量为6.5%和3.5%时，NOx质量浓度在5.0～5.5 m处开始下降，即氧量的降低导致了还原性气氛的产生，使得CO和NOx的反应前驱物HCN、NH3分别与NOx反应而降低了NOx生成量。这是因为当氧量充分时，燃烧后更容易形成NO，而氧量较少时，NO被还原成N2(见图15)。60 MW负荷工况下，由于局部氧量较高(见图8)，没有出现强还原性气氛区，各运行氧量工况沿燃烧器喷口方向的NOx均快速增加。

(a) 90 MW负荷工况

(a) HCN转化为NO和N2的途径

图16给出了B层燃烧器截面的NOx分布情况。从图16可以看出，由于60 MW负荷工况下炉膛温度较低，着火距离比90 MW负荷时长，尤其是工况60-1比90-1下长0.3 m，且燃尽过程也更长。因此，60 MW负荷工况下NOx的产生主要集中在炉膛中心，而90 MW负荷工况下NOx的分布比较均匀。此外，90 MW和60 MW负荷工况下，当辅助风减少，NOx生成量大幅减少，而当运行氧量进一步降低，由于主燃区的粉量和风量不再变化，NOx生成量变化不大。

图16 B层燃烧器截面的NOx分布

4 结 论

(1) 相对于中、高负荷，超低负荷高运行氧量工况下一次风速刚性较强，导致假想切圆难以形成，稳燃能力较弱。此外，深度空气分级燃烧系统的脱硝作用较差，60 MW工况下SCR入口修正后NOx质量浓度超过1 000 mg/m3。

(2) 90 MW和60 MW负荷工况下，当辅助风全关时，整体炉膛温度升高、着火距离缩短、燃尽距离增加、假想切圆更易于形成，有利于燃烧稳定性的提升；继续减小燃尽风，燃尽风区温度略有升高。

(3) 90 MW和60 MW负荷工况下，绝大部分NOx为燃料型NOx，当辅助风全关，炉膛截面平均NOx质量浓度分别降低29%和24%；继续减少燃尽风量到133 t/h和25 t/h(此时运行氧量为3.5%)，炉膛截面平均NOx质量浓度变化不大，NOx排放量继续降低9%～10%。初期运行氧量的降低导致修正后NOx排放量降低更显著。

(4) 建议在主燃区增加O2及CO测点，监视燃烧气氛和着火距离，以掌握超低负荷下的燃烧稳定性。并通过减少主燃区的辅助风，尽量保持燃尽风不变。综合燃烧稳定性和NOx排放特性，90 MW和60 MW负荷工况下的运行氧量推荐值分别为6.5%和8.5%。