煤粉工业锅炉空气深度分级数值模拟研究

王鹏涛，王乃继，程晓磊，王永英，梁 兴

(1.煤科院节能技术有限公司，北京 100013;2.煤炭资源高效开采与洁净利用国家重点实验室，北京 100013;3.国家能源煤炭高效利用与节能减排技术装备重点实验室，北京 100013)

0 引 言

我国是煤炭消费大国，煤炭利用主要以燃烧发电和供热为主。煤燃烧过程中不可避免会产生一定浓度的NOx，NOx排放是造成我国多地雾霾天气频发的原因之一。高效煤粉工业锅炉是一种新型的针对工业用蒸汽以及居民供热为主的小容量锅炉，这类锅炉燃烧效率最高可达98%，但是，锅炉NOx初始排放浓度较高[1]，最高可达700 mg/Nm3。为控制NOx排放，我国已于2018年1月1日起开始征收环境保护税，规定每当量NOx征收税额最高为12元[2]，故降低锅炉NOx初始排放浓度非常紧迫。控制锅炉NOx排放主要有2种方式——烟气脱硝和燃烧中控制NOx生成。烟气脱硝投资和运营成本较高，且存在设备腐蚀以及二次污染。燃烧中控制NOx排放即各类低氮燃烧技术，主要包括空气分级、燃料分级、烟气再循环等。对于煤粉工业锅炉而言，燃料分级技术对应的燃料供应系统较为复杂，一般需要增加第2种燃料，而且可能会造成残碳较高;烟气再循环低氮燃烧技术降低NOx比较有限，再循环烟气量占比一般低于30%。空气分级燃烧技术是目前燃煤锅炉普遍采用的一种低氮燃烧技术[3]。该技术的主要思想是将助燃空气沿炉膛烟气流动方向分级送入，在主燃烧器区域内形成缺氧的富燃料燃烧状态，形成还原性气氛，从而抑制NOx的生成，剩余空气以燃尽风的形式送入，保证煤粉的燃尽。该技术投资低，在电站锅炉上有丰富运行经验，最高可降低NOx排放量约60%[4]。

影响空气分级NOx最终排放的主要因素包括:主燃烧区过量空气系数、燃尽风通入位置、空气分级深度、煤粉细度和燃尽风分级程度。降低主燃烧区过量空气系数，有利于控制主燃烧区NOx生成量，考虑到主燃烧区内过量空气系数太低，会造成主燃区出口烟气中未反应的HCN和NH等在过量系数大于1.0的燃尽区被氧化成NO，造成NOx明显上升[5-6]。普遍认为，主燃烧区内过量空气系数不宜小于0.6[7]。燃尽风通入位置距离主燃烧器越远，烟气在还原区内的停留时间越长，有利于充分还原已生成的NOx，但考虑到煤粉的燃尽，燃尽风的通入位置也存在一个临界值[8]。空气分级深度越深，意味着从主燃烧区以外送入的助燃空气量占总助燃空气量的比例越大，NOx生成量越低[9]。Fan等[10]研究表明空气分级深度越深，NOx排放量量越低。采用深度空气分级燃烧时，煤粉颗粒细度对于NOx排放浓度影响很小(除较大煤粉颗粒)，因此深度空气分级燃烧可适当拓宽磨煤机的经济粒度。Daood等[9]利用20 kW沉降炉(DFF)对大同烟煤进行深度空气分级燃烧试验，燃烧器附近区域过量空气系数控制在1.200～0.696。结果表明，深度空气分级燃烧下，CO浓度最高达到了120 000×10-6，且NOx在还原区几乎降到0，此时燃烧器过量空气系数为0.696。说明深度空气分级工况下大量NOx在还原区内消失是由于NOx被转化成了一些未知的含氮物质(包括HCN和NH3)，这些含氮物质可与高浓度CO共存，这些物质一旦与燃尽风中的氧气接触就会被氧化成NOx，这些含氮物质的氧化程度决定了最终NOx排放浓度。

煤科院节能技术有限公司(简称煤科院)自主研发的高效煤粉工业锅炉[11]经过十余年的研发与工业应用，取得了较好的高效、节能效果。煤科院在用的煤粉工业锅炉也采用空气分级燃烧技术，但是三次风配风均采用炉膛顶部配风的方式，三次风由炉膛顶部垂直向下喷入，三次风与二次风很难匹配，特别是锅炉低负荷运行时，三次风配风会明显影响锅炉运行的稳定性。即使锅炉负荷较高，三次风配风量接近总风量的30%时，空气分级降低NOx的效果不明显，这主要与三次风喷入方式及二、三次风配风比例不恰当有关。空气分级燃烧的实质是实现煤粉的分阶段燃烧，控制不同燃烧阶段的空气过量系数，特别是控制挥发分析出较多的燃烧初始阶段的过量空气系数小于1，尽可能构造还原性气氛，才能降低锅炉初始NOx排放浓度。因此，本文针对煤科院煤粉工业锅炉，借鉴电站锅炉空气分级配风方式，考虑三次风喷口采用炉膛侧壁配风的方式，建立煤粉工业锅炉等比例三维模型，采用Fluent数值模拟与工程试验相结合的方法，探究空气深度分级工况下NOx生成及煤粉燃烧特性，分析空气深度分级技术对于降低煤粉工业锅炉初始NOx浓度的效用。

1 煤质参数及配风量

使用神木烟煤作为模拟煤种，其工业及元素分析见表1。

配风量计算公式如下:

1)理论空气量计算公式[12]

表1煤质分析
Table1Coalqualityanalysis

工业分析/%MadAadVdafFCd元素分析/%w(Cad)w(Had)w(Nad)w(Oad)w(St,ad)Qnet,ad/(MJ·kg-1)311325471.824.381.4210.510.2825.01

(1)

计算得V0=7.18 m3/kg。

2)标准状态下的空气量计算公式

QB=αV0BP

(2)

式中，α为空气过量系数，取1.2;BP为燃烧器的燃料耗量，锅炉满负荷(40 t/h)运行，取4 000 kg/h。

3)实际温度下的空气量计算公式

(3)

2 锅炉空气分级配风模拟方案

本文研究对象为40 t/h煤粉工业蒸汽锅炉，型号为DHS40-1.6/245-AIII，燃烧器采用煤科院自主研发的顶置双锥燃烧器，炉膛尺寸为3.6 m×3.78 m×11.6 m。

数值模拟以同尺寸燃烧器和炉膛为基础，不考虑锅炉空间限制，设计了炉膛两侧面布置三次风喷口的方案，共4个三次风喷口。三次风具体尺寸为:三次风喷口为正方形，边长0.08 m，三次风喷口距炉顶4 m，同一侧2个三次风喷口间距2.72 m;4个三次风喷射方向交汇于炉膛正中心，即每侧三次风与该侧炉墙之间夹角约为35.6°。

一次风速为20 m/s，经计算一次风体积流量为2 691 m3/h，约占总助燃风量的7%;空气未分级时二次风总质量流量为12.6 kg/s，双锥燃烧器内过量空气系数为1.2;煤粉进料量1.12 kg/s。空气分级数值模拟方案见表2。

3 双锥燃烧器及炉膛网格划分

采用ANSYS自带的ICEM软件进行网格划分。图1(a)为40 t/h煤粉工业锅炉双锥燃烧器及炉膛等比例模型图，几何原点(0,0,0)位于燃烧器顶部正中心位置，x轴方向为垂直向下方向，即气流的轴向方向，其中x=0.2表示距离燃烧器顶部为0.2 m的yz平面，其余依次类推。本文基于几何拓扑学知识，采用O型网格切分方法，进行了网格划分，网格总数2 389 598，并对网格质量进行考察，雅可比矩阵大于0.5，埃里克森偏度(Eriksson Skewness)大于0.7，满足计算的要求。图1(b)为最终生成的双锥燃烧器及炉膛网格。

表2空气分级数值模拟方案
Table2Air-stagednumericalsimulationscheme

方案三次风比例/%三次风质量流速/(kg·s-1)二次风质量流速/(kg·s-1)双锥燃烧器内过量空气系数1101.35711.2421.082304.0718.5280.843506.7856.7850.60

图1 几何结构及网格Fig.1 Geometry and grid

4 计算方法与数学模型

基于前人对煤粉燃烧相关数值模拟研究及Fluent数值模拟特点[13]，选取适宜的数学模型对煤粉燃烧过程进行模拟。基本思路为:在欧拉坐标系下对流体流动过程进行求解;连续相方程由质量、动量、能量的连续性方程和时间均值的纳维斯托克斯方程组成;通过在连续相方程中添加组分输运方程以求解反应流。具体控制方程以及数学模型如下。

4.1 流体力学控制方程

1)连续性方程[14]

(4)

式中，p为流体压力，Pa;ρ为流体密度，kg/m3;t为时间，s;u、ν、w分别为x、y、z方向上的速度分量，m/s。

2)动量方程[14]

(5)

(6)

(7)

式中，μ为动力黏度，(N·s)/m2。

3)能量方程[14]

(8)

式中，cp为比热容，J/(kg·K);T为温度，K;k为流体的传热系数，W/(m2·K);ST为流体内热源及流体机械能耗散转化的热能，J。

4)化学组分方程

某组分进入单位体积的净流率加上因化学反应引起的生成率等于该组分的质量增加率。化学组分方程[15]如下:

(9)

式中，ma为组分a的质量分数，%;Ra为反应中组分a的生成率及离散项反应产生的质量源项，kg/s;Γa为组分a的扩散系数，m2/s;ui为i组分在x方向的速度，m/s。

4.2 湍流模型

Realizablek-ε模型对旋转流计算结果较为符合真实情况，且由于本文的双锥燃烧器二次风为强旋流，因此湍流模型采用Realizablek-ε双方程湍流模型[15]。

4.3 辐射模型

Fluent中光学深度是表征介质层不透明性的无量纲量，是介质吸收辐射能力的量度。基于Fluent模拟软件，当光学深度>1，可选用P1和Rossland模型，而P1模型被证明适合用于颗粒燃料燃烧时远离火焰周边的研究，计算效率较高，因此本文选择P1辐射模型。

4.4 离散相模型

煤粉颗粒使用随机颗粒轨道模型进行模拟。煤粉颗粒从回流帽出口逆喷入双锥燃烧器内，其入射速度与一次风相同。采用简化的煤燃烧两步法反应模拟煤粉颗粒燃烧过程，反应方程均为体积反应。

第1步:

0.64CO2+1.99H2O+0.028 7N2

(10)

第2步:

(11)

4.5 化学反应模拟

本文模拟将煤粉燃烧过程分为挥发分析出、挥发分燃烧和固定碳燃烧3部分，其中挥发分析出选择双反应竞争模型(k-ε模型)，挥发分燃烧选择涡耗散模型(the eddy dissipation model)，固定碳燃烧选择异相反应模型(the kinetic/ diffusion-limited model)。

4.6 NOx生成模型

对于煤粉燃烧，通常燃料型NOx占60%～80%，热力型NOx占25%左右，快速型NOx很少，因此本文忽略快速型NOx的生成。Fluent软件通常采用后处理的方式对NOx生成特性进行预测，即通过燃烧计算结果预判NOx的生成特性。

本文针对热力型NOx和燃料型NOx进行计算，其中热力型NOx的生成按照下式[13]计算:

(12)

式中，R为气体常数，取8.314 J/(mol·K);T为温度，K;[NO]、[N2]、[O2]分别为NO、N2和O2的平衡浓度，mol/L。

燃料中氮转化为NOx的过程较为复杂，最终NOx的生成程度取决于实际的燃烧特性及含氮化合物的初始浓度。煤粒受热时，燃料中含氮化合物变为气态，生成含氮中间体(HCN、NH3、H、CN和NH)，这些基团与氧气接触就会生成NOx，而在Fluent模拟软件中，含氮中间体主要考虑2种——HCN和NH3。煤粉燃烧过程中，N元素在挥发分及焦炭中的分布不一定相同，所以计算生成的NOx时需分开考虑。结合文献[16-17]，本文首先计算了燃料N在挥发分及焦炭中的分布情况，设置挥发分N转化为HCN/NH3，二者比例为9∶1，挥发分N总转化率为100%;焦炭N转化为NO，总转化率为60%。

4.7 边界条件

1)双锥燃烧器及炉膛壁面边界条件。根据工程实测，本文设定燃烧器及炉膛壁面温度为固定值400 K。根据壁面光洁、沾污等情况，将壁面的内部发射率设置为0.8;壁面函数采用标准壁面函数，且无滑移。

2)空气入口边界条件。一次风入口条件采用速度进口，风速为20 m/s;水力半径与湍流强度来源于燃烧燃烧器冷态研究结果，水力半径设置为10 m，湍流强度设置为5%[10]。二次风为切向进气，二次风入口条件采用质量入口条件，具体流量根据不同的配风工况计算而来。双锥燃烧器的二次风为旋流二次风，旋流器结构一定，根据冷态试验及相关计算，该旋流器的旋流数为2.5，因此本文设置二次风切向速度分量与轴向速度分量之比为2.5。三次风入口条件同样采用质量流量入口，4个三次风喷口在同一平面，设计三次风方向为对冲布置，每个喷口的三次风与该喷口所在侧墙的锐角夹角为35.6°，即设置笛卡尔坐标系下Y方向与Z方向速度分量比为1∶1.397保持不变。

3)出口边界条件。炉膛出口一般采用压力出口边界条件，根据煤粉工业锅炉实际运行工况，炉膛出口表压压设置为0，并将炉膛出口温度设置为1 300 K。

5 空气分级数值模拟方案及结果

5.1 温度场分析

不同工况下燃烧器及炉膛纵截面温度分布云图如图2所示。燃烧器内不同截面处温度平均值及温度不均匀值分布如图3所示。由图3(a)可知，空气未分级工况下，双锥燃烧器内10个监测平面的平均温度均低于空气分级工况，且随着三次风量的增加，燃烧器内各监测平面的平均温度越高，三次风比例为50%的工况下，双锥燃烧器出口温度比空气不分级工况下高550 K。这主要是因为，不采用空气分级时，所有助燃空气均以二次风的形式全部进入双锥燃烧器，使得燃烧器内的燃烧处于极度富氧状态，双锥燃烧器内过量空气的存在降低了烟气温度。由图3(b)可知，空气分级工况下双锥燃烧器内温度不均匀值均小于空气未分级工况，且燃烧器内过量空气系数越低，温度不均值越小。这说明空气分级工况下双锥燃烧器内平均温度更高且温度分布更加均匀，较好地实现了煤粉的均匀燃烧。

图2 纵截面温度分布云图Fig.2 Temperature distribution cloud of vertical section

图3 双锥燃烧器内不同截面处温度分布Fig.3 Temperature distribution in different sections of burner

图4 纵截面速度分布云图Fig.4 Velocity distribution cloud of vertical section

5.2 速度场分析

5.2.1 速度场整体分布

燃烧器及炉膛纵截面速度分布云图及不同工况下三次风截面处速度分布云图如图4、5所示。由图4可知，三次风比例较小时，双锥燃烧器出口气流流速较大，火焰在炉膛内拉伸较长，上炉膛空间利用不充分。由图5可知，随三次风量增加，三次风射流刚性更大，三次风对主气流的冲散作用更明显，表现为较多的三次风对主气流产生“截断”效果，特别是三次风比例为50%的工况更加突出。对比图2可知，三次风比例较高时，上炉膛的温度分布均匀，且气流充满度较高，上炉膛空间得到了更好的利用。

图5 三次风截面处速度分布云图Fig.5 Velocity distribution at third-air plane

不同截面处速度平均值及速度不均匀度分布如图6所示。由图6可知，空气未分级工况下，双锥燃烧器及炉膛内所有监测平面的平均速度均高于空气分级工况，尤其是燃烧器出口处速度最大差值约12 m/s。烟气在双锥燃烧器内的流速越低，煤粉在双锥内的停留时间增加，则煤粉在双锥燃烧器内燃烧进程加深，双锥燃烧器内温度以及炉膛温度上升，这也可由图1得到证实。

图6 双锥燃烧器内不同截面处速度分布Fig.6 Velocity distribution in different sections of burner

5.2.2 气流旋转特性

图7为不同工况下燃烧器内不同截面处轴向速度分布，其中x=0.2m表示一条过几何中心点的线，y值为该线上不同点的y坐标轴所对应的位置，其余依次类推。由图7可知，燃烧器内所有截面轴向速度分布近似成轴对称分布(对称轴为y=0)，且在回流帽出口截面(x=1.2m)以上，自燃烧器中心至边缘，轴向速度由负值变为正值，出现了轴向速度小于0的回流区;在加速锥段(x=1.6m截面以下)轴向速度均大于0，气流加速喷入炉膛。根据现场试验，模拟中取二次风旋流数为2.5，由于旋流器结构尺寸一定，双锥燃烧器内二次风的旋流数为定值，则3种不同空气分级工况下双锥燃烧器内回流区尺寸基本一致，即空气深度分级不会影响双锥燃烧器内回流区的稳定形成。

图7 双锥燃烧器内不同截面处轴向速度分布Fig.7 Axial velocity distribution at different sections in burner

图8为不同工况下燃烧器及炉膛纵截面切向速度分布云图。由图8可知，随着双锥燃烧器内二次风量的降低，双锥燃烧器后锥及出口处切向最大速度逐渐下降，这与二次风量的降低密切相关。

图8 纵截面切向速度分布Fig.8 Tangential velocity distribution in longitudinal section

5.3 NOx生成特性

4种不同工况下炉膛内NO折算浓度与O2浓度分布如图9所示。可知，随着三次风占比由0增至30%，炉膛出口NOx初始排放浓度由697.68 mg/m3降至424.86 mg/m3，降幅约39%。结合图4(a)可知，随三次风占比增加，双锥燃烧器内过量空气系数由1.20降至0.84，煤粉在双锥燃烧器内富燃料燃烧，且燃烧器内温度均低于1 350 K，NOx初始排放浓度降低。三次风占比达到50%时，NOx初始排放浓度反而上升，这是由于三次风占比为50%时双锥燃烧器内大部分区域温度在1 500 K以上，相比其他工况而言，热力型NOx有所上升;另外，三次风喷口所在平面氧含量急剧升高，使得上炉膛还原性中间产物充分氧化，造成NO浓度急剧升高。

6 工程实测验证

为验证模拟结果的正确性，在煤科院保定某40 t/h煤粉工业锅炉上进行了空气分级工况下煤粉燃烧NOx排放特性的验证试验。40 t/h负荷下保持总风量一定的条件下，锅炉NOx初始排放浓度及炉膛温度随三次风比例变化如图10所示。

由图10(a)可知，随三次风量的增加，锅炉NOx初始排放浓度逐渐降低，且三次风占比大于15%时，NOx初始排放浓度下降速率越大，验证了前述数值模拟工况下分级配风的效果。三次风占比为30%时，锅炉NOx初始排放浓度由630 mg/m3降至409 mg/m3，降幅约35%。由图10(b)可知，随着三次风量的增加，二次风量减小，双锥燃烧器内烟气流速降低，煤粉在双锥燃烧器内的燃烧进程增加，另外双锥燃烧器内过量空气系数越小，使得炉膛上部温度逐渐升高约40 K，而炉膛中部温度整体变化不大，即三次风的加入对煤粉锅炉内燃烧工况有所改善。受限于双锥燃烧器特定的燃烧组织方式，为了防止燃烧器内因二次风量较低而造成结焦，本文未对三次风占比为50%的工况进行试验。

图9 燃烧器及炉膛内NO折算浓度与O2浓度分布Fig.9 Concentrations of NO and O2 in burner and furnace

图10 三次风占比对炉膛温度和锅炉NOx初始排放浓度的影响Fig.10 Effect of third-air occupancy on furnace temperature and initial emission concentration of NOx in outlet

7 结 论

1)三次风比例由0增至50%时，双锥燃烧器出口平均温度上升了550 K，且双锥燃烧器内温度分布更加均匀;双锥燃烧器出口气流流速降低约10 m/s。

2)数值模拟与工程试验结果表明，三次风比例由0增至30%时，锅炉NOx初始排放浓度持续降低，最低可降至409 mg/m3，较空气不分级工况下降35%。

3)三次风比例为30%时，空气分级可有效降低煤粉工业锅炉NOx初始排放浓度，加强煤粉在双锥燃烧器内燃烧进程，提高双锥燃烧器及炉膛上部温度，且不会影响双锥燃烧器内回流区的形成，可以确保煤粉在双锥燃烧器内稳定着火。