330MW机组低氮燃烧器改造数值模拟与工程应用

王加勇 杨 茉 徐津平 邱淑霞

1．上海理工大学能源与动力工程学院；2．苏州热工研究院有限公司

0 概述

我国在2012年1月1日起开始实施的《火电厂大气污染物排放标准》对氮氧化物排放提出了更严格的要求[1]。早期投运的锅炉低氮燃烧技术相对较落后，NOx排放浓度偏高，燃煤锅炉NOx排放质量浓度通常在600mg/m3以上。针对对冲旋流燃烧锅炉NOx排放高问题，国内外研究者进行了相关研究[2-6]。笔者采用Fluent软件对该锅炉的燃烧特性进行研究，并在此基础上进行低氮改造。通过试验证明了改造方案的实用性，可为同类型前后墙对冲燃烧锅炉低氮改造提供参考。

1 设备概况

某电厂锅炉为亚临界、一次中间再热、自然循环、单炉膛、单汽包、固态排渣燃煤锅炉，燃烧系统为前墙布置双调风轴向旋流燃烧器、中速磨直吹式制粉系统，燃烧器及其布置见图1。

图1 燃烧器及其布置示意图

通过对机组锅炉资料的研究及现场调查，分析锅炉存在的NOx浓度高、排烟温度高、锅炉效率低和过热器减温水量低等问题，拟对锅炉进行低NOx燃烧器改造。

2 数值模拟结果分析及其改造方案选取

鉴于改造前锅炉运行效率低，污染物排放不满足环保要求等现状，以燃烧模拟为基础进行模拟。通过模拟后进行相应改造，并通过相关试验验证改造结果。低氮改造需重点考虑以下几个问题：

（1）对炉内燃烧的影响；（2）对锅炉受热面吸热的影响；（3）对锅炉排烟温度的影响；（4）对飞灰可燃物的影响。

基于上述问题，对低NOx燃烧器改造前运行工况和方式进行数值模拟，发现目前存在的问题及其产生的原因、改动对锅炉热力性能和污染物控制性能的影响。本文对所模拟的部分技术方案（表1）进行分析：

（1）目前锅炉燃烧系统及布置方案；

（2）燃烧器采用前3后1运行；

（3）燃烧器纯前墙运行；

表1 数值模拟计算表

其中以工况1为基准,作为比较各种设计方案的基础，而模拟的部分边界条件是通过现有机组运行数据在工况1中标定的，工况2、3是需评估改造后的运行效果。

对单只燃烧器进行模拟，得到燃烧器出口两相流场，然后以燃烧器出口作为炉膛入口边界条件，进行全炉膛模拟。炉膛结构见图2，其中在全炉膛模拟中，综合考虑了受热面吸热对燃烧的影响，结合改造前试验结果，对炉膛内燃烧进行了模拟。CFD数值模拟预测主要结果见表2。

图2 全炉膛结构示意图

模拟结果表明；采用LYSC燃烧器和燃尽风的方案NOx都有显著降低，尽管降低程度有所不同。CO略有增加，但仍然在一个比较低的水平。

表2 数值模拟预测结果

从图3中我们可以看出，改造前工况1锅炉燃烧器采用纯前墙布置，气流冲刷后墙比较严重。由于没有后墙气流的平衡，气流在炉内分布不均匀，充满度差。在炉内呈反C字形，如图3所示，A点位置在前墙燃烧器上方存在一个较大的涡流区，占据了炉内的有效空间。同时在后墙A、B层燃烧器中间标高位置，存在一个小涡流区。

工况1为前2后1运行方式，从图3中可以看出，在此工况下运行可有效解决燃烧器气流冲刷后墙的问题，炉内气流分布均匀。通过采用LYOFA喷口，后墙燃尽风量为前墙燃尽风量的2倍，OFA上方气流均匀。运行工况2为纯前墙方式运行，对比工况1，冲刷后墙的现象得到了一定的缓解。通过OFA喷嘴，后墙燃尽风量为前墙燃尽风量的2倍，OFA上方气流均匀，解决了纯前墙燃烧器上方存在较大回流区的问题。

图3 燃烧器炉膛断面速度场侧视图

对比改造前后炉膛温度场数值模拟预测结果，如图4我们可以看出，改造前工况1由于气流冲刷后墙比较严重，高温区域在A、B层燃烧器中间标高上部偏向后墙位置。经分析此处存在高温腐蚀危险，这与实际运行时后墙此部位高温腐蚀较严重的情况相符。对比图3由于气流冲刷后墙，造成折焰角部位风速较高，同时此处温度较高，此部位也存在腐蚀和磨损问题。

改造后，工况1的模拟结果显示最下层燃烧器为前后墙布置，燃烧器出口气流、火焰相互支撑，火焰高温区域在炉膛中心位置。炉内过量空气系数由改造前的1．09降低至0．89，同时后墙燃尽风量为前墙燃尽风量的2倍，炉内温度分布更加均匀。

图4 燃烧器炉膛断面温度场侧视图

改造后工况2的模拟结果显示高温区域在炉膛中部偏后墙部位，相比改造前工况火焰中心有一定的改善，但相比改造工况1改善程度小。

图5为最下层燃烧器截面温度场，从图中我们可以看出，改造后燃烧器着火特性相比改造前有了较大的提高，燃烧器出口和整体断面温度增高。这也说明了改造后燃烧器的低负荷能力会有较大的提升。

图5 最下层燃烧器截面温度场

图6～图8分别为各工况炉膛断面O2、CO和NO浓度分布侧视图。从图中可以看出，改造前没有燃尽风率较低，NOx排放浓度较高，工况1和工况2采用LYOFA燃尽风，具有较强的穿透性，加强了燃尽风与烟气的混合，在降低NOx的同时有效的控制CO和飞灰可燃物。对比附图7中CO浓度分布图，可以清晰地看出，改造前后墙部位CO浓度较高，从实际运行中也显示了高温腐蚀严重。工况1后墙部位CO浓度较低，可有效解决后墙高温腐蚀的问题，但工况2的模拟结果显示，后墙CO的含量相比改造前大幅增加，虽然气流对后墙的冲刷减弱，但由于此处CO含量较高，高温腐蚀问题还是比较严重。

图6 炉膛断面O2浓度分布侧视图

图7 炉膛断面CO浓度分布侧视图

图8 炉膛断面NO浓度分布侧视图

通过数值模拟，得到以下结论：

（1）改造前后的火焰形状存在较大的区别，改造前由于为纯前墙布置方式，炉内气流呈反C型布置方式，气流冲刷后墙严重。改造后气流在炉内分布均匀，有效地解决了气流冲刷后墙的问题；

（2）改造前后炉膛出口火焰温度基本一致，对锅炉汽温、减温水量和受热面吸热影响较小；

（3）改造后采用前后墙布置方式，在低负荷稳燃阶段，火焰互相支撑，低负荷稳燃能力大幅提高；

（4）通过更改燃烧器布置方式、更改低NOx燃烧器和增设LYOFA喷嘴，NOx排放水平大幅降低；

（5）通过前后墙燃尽风分配比率的不一致，有效的利用了炉内空间，在降低NOx的同时，保证了飞灰、CO含碳量的在较低的水平。

3 低氮改造方案实施

针对模拟结果、机组改造前的性能结果分析和锅炉存在的问题，提出以下改造方案：

（1）锅炉煤粉燃烧器由前墙布置更改为前后墙布置，增强燃烧区域着火强度。

（2）将D层燃烧器风箱由前墙移至后墙标高17m处。

（3）将A层燃烧器改造为兼具点火功能的LYSC-Ⅰ型燃烧器，并保留A层微油点火及其辅助系统设备，将B、C、D层燃烧器改造为LYSC-Ⅱ型低NOx燃烧器，并针对实际燃用煤质的条件，对LYSC系列低NOx燃烧器结构及功能尺寸进行优化，提高燃烧器的低负荷稳燃能力和有效降低早期NOx生成。

（4）将从主燃烧器供入炉膛的空气量由总燃烧空气量的100%减少到76%，使燃料在缺氧的富燃料燃烧条件下燃烧。此时，过量空气系数a＜1，从而降低了燃烧区内的燃烧速度和温度水平，不仅延迟了燃烧过程，而且在还原气氛中降低了生成NOx的反应率，抑制了NOx在这一区域的生成量。

为达到深化炉膛内空气分级燃烧的目的，在锅炉水冷壁标高约29．60m处前后墙各开设6个OFA喷口，前后墙各布置6只OFA喷口，其中后墙燃尽风量为前墙燃尽风量的2倍。从两侧墙二次风总风道上引一段风道至前后墙燃尽风的风箱，并在其中设置挡板门及风速测量装置，用以监测、控制风量。改造后燃尽风的风率占锅炉总风量的25%，燃尽风喷口距最上层燃烧器6．4m，距屏下距离为12．9m，在有效降低NOx生成的同时可保证炉内具有充足的煤粉燃尽空间。

4 改造试验结果验证

改造后的机组在运行稳定后，进行低氮改造验证试验：NOx排量明显降低。经过燃烧调整试验优化后，飞灰的灰渣含碳量得以控制，锅炉热效率大幅提升。机组负荷280MW时，锅炉热效率为90．81%；260MW时，锅炉热效率为91．42%；220MW 时，锅炉热效率为 90．79%，锅炉热效率在不同负荷时较大修前提高了1．06～1．58 个百分点。

烟气脱硝系统自投运后，运行稳定，烟气差压基本保持在300Pa～400Pa。入口烟气NOx含量为400 mg/m3～500 mg/m3，出口烟气 NOx含量降低到200mg/m3以下，脱硝效率在56%～71%之间，氨流量控制在100kg/h以下，氨逃逸率小于3ppm。