目前燃煤锅炉深度NO_x减排技术主要包括烟气循环、再燃技术、空气分级、低氮燃烧器、选择性催化还原(Selective Catalytic Reduction, SCR)和选择性非催化还原(Selective Non-Catalytic Reduction, SNCR)^[1]。空气分级和低氮燃烧器联用是锅炉最简单有效的低氮改造方法, 但只有40%~60%的脱硝效率; SNCR技术是一种简单有效的炉内脱硝技术, 但其还原反应的温度窗口狭窄^[2]。针对该问题, 研究者提出将SNCR技术向高温区域拓展, 认为空气分级和低氮燃烧器联用不仅可抑制NO_x生成, 而且可在主燃区创造高温低氧的还原气氛, 在无氧或有氧条件下, 使得NH₃只参与还原反应而不被氧化^[3]。毕德贵等人^[4]研究了空气分级下主燃区喷氨还原NO_x的影响因素, 结果表明, 主燃区高温低氧有利于NH₃还原NO_x。王勇等人^[5]开展了煤粉炉内还原区喷氨的强化脱硝试验, 结果表明, 在空气分级的基础上, 烟气携带还原抑制剂喷入还原区可有效提高煤粉炉脱硝率。白昊等人^[6]研究了电加热沉降炉中氨剂在高温主燃区对NO_x的还原效果, 结果表明, 高温低氧条件下, 氨剂对NO_x的还原效率高且高挥发分烟煤的脱硝效率大于低挥发分无烟煤。林育平等人^[7]建立了SNCR反应的非等温实验系统, 研究发现, 在1 273~1 323 K范围内, 脱硝效率达到70%以上, 在温度低于1 250 K时, 氧气含量的增加可以提高脱硝效率, 在温度高于1 250 K时, 会导致脱硝效率降低。林晨等人^[8]认为, 在流化床锅炉烟气中喷射混合还原剂脱硝时反应温度应略高于最佳脱硝温度。过增元等人^[9-10]指出, 在一定的速度及温度梯度下, 减小两者间的夹角是强化传热的有效措施。何雅玲等人^[11]应用场协同理论分析了速度场与压力梯度之间的协同性。

在很多工业领域, 场协同理论得到了验证和推广^[12-13], 但从温度场与速度场协同性角度研究锅炉燃烧传热特性的很少。结合场协同理论, 本文数值模拟研究了某330 MW四角切圆燃煤锅炉主燃区喷尿素前后不同总过量空气系数、不同主燃区过量空气系数对炉膛燃烧特性及NO_x排放的影响。

某330 MW亚临界锅炉结构如图 1所示。其中, 锅炉的宽度、深度、高度分别为14 022 mm, 13 640 mm, 54 500 mm。

在水平方向上采用浓淡分离直流型燃烧器和同心反切燃烧技术组织燃烧, 其中一次风顺时针偏置角度为40.5°, 二次风逆时针偏置角度为55.0°; 燃烧器四角布置, 从下至上分层排列, 一次风共5层喷口, 浓淡组合布置, A, B两层是内浓外淡, C, D, E 3层是下浓上淡; 二次风与一次风相间布置, 共7层喷口。在主燃区上部增设1层紧凑型燃尽风(OFA)和4层高位分离燃尽风(SOFA)。考虑锅炉的尿素喷口改造难度大, 选取AA层4个喷口作为尿素喷口, 尿素溶液浓度为10%, 随AA层二次风一起射入炉膛。其燃用煤质分析如表 1所示。

场协同理论从流场和温度场相互配合的角度重新审视燃煤锅炉传热、传质的物理机制, 不仅可以指导发展新的传热强化技术, 而且适合节能减排和工程应用。鄂加强等人^[14]指出, 在湍流和三维换热中, 场协同理论同样适用。燃煤锅炉稳态燃烧时, 炉膛内速度矢量与温度梯度的协同角β表达式为^[15]

$ \begin{array}{l} \beta = \arccos \frac{{\left| {\mathit{\boldsymbol{U}} \cdot \nabla T} \right|}}{{\left| \mathit{\boldsymbol{U}} \right|\left| {\nabla T} \right|}} = \\ \arccos \left| {\frac{{u\frac{{\partial T}}{{\partial x}} + v\frac{{\partial T}}{{\partial y}} + w\frac{{\partial T}}{{\partial z}}}}{{\sqrt {{u^2} + {v^2} + {w^2}} \sqrt {{{\left( {\frac{{\partial T}}{{\partial x}}} \right)}^2} + {{\left( {\frac{{\partial T}}{{\partial y}}} \right)}^2} + {{\left( {\frac{{\partial T}}{{\partial z}}} \right)}^2}} }}} \right| \end{array} $

(1)

式中: β——协同角, 取值范围为0~90°;

U——速度矢量;

T——温度;

x, y, z——三维正交坐标系;

u, v, w——三维正交坐标系下的速度分量。

协同角越小, 其温度场和速度流场的协同程度越高, 沿速度矢量方向传热速度越快, 温度升高也越快; 反之, 其协同程度越低, 沿速度矢量方向传热速度越慢, 温度升高也较慢。

锅炉炉膛内存在煤粉燃烧、NO_x生成、尿素脱硝等传热传质过程。将煤粉燃烧与尿素液滴破碎、蒸发进行耦合计算, 采用离散相模型计算颗粒相运动, 其中煤粉颗粒类型为燃烧, 尿素液滴颗粒类型为多组分, 都遵循Rosin-Rammler粒径分布; 采用标准κ-ε模型计算气相湍流流动, 标准壁面函数处理边界层网格; 采用有限反应速率-涡耗散模型计算气相湍流燃烧, 其中煤粉挥发通过8步分解燃烧^[16], 焦炭燃烧通过4步表面颗粒燃烧^[17], 尿素分解为2步反应机理, 尿素还原NO_x为7步反应机理^[18]。挥发分析出模型为双方程平行反应模型, 焦炭燃烧采用动力/扩散控制反应速率模型; 辐射传热计算采用P1法; NO_x生成模型为后处理模型, 只考虑热力型NO_x和燃料型NO_x。压力-速度耦合为SIMPLE算法, 对流项为二阶中心差分, 扩散项为二阶迎风差分。

根据锅炉实际尺寸按1∶1比例建模。将锅炉分成冷灰斗区、燃烧器区和炉膛烟道3部分, 采用高质量的六面体网格对其进行划分。网格经过无关性测试后, 总网格数为170万。为减少计算过程中的伪扩散, 使网格线方向与流体流动方向保持一致, 将燃烧器区划分成辐射状网格; 考虑到燃烧器喷口附近物理梯度大, 对该区域进行局部网格加密处理。

以锅炉额定负荷设计工况为基础工况。基础工况下锅炉采用均等配风方式, 其中一次风投入A, B, C, D层燃烧器, E层燃烧器备用; 二次风、OFA和SOFA全开; 总过量空气系数α为1.15, 总风量为313.1 m³/s, 总煤量为41.94 kg/s, 燃烧器喷口煤粉浓淡比率为6∶4, 边界条件如表 2所示。

其他工况风量根据负荷及过量空气系数在基础工况上计算得出, 具体如表 3所示。其中4种工况负荷均为100%, φ为主燃区过量空气系数, 工况间关系互为对照组。

尿素溶液均等配送, 射流偏角为45°, 射流速度25 m/s。根据锅炉烟道出口NO_x浓度计算所需尿素溶液容量, 其喷尿素量按照标准化学当量比(Normalized Stoichiometric Ratio, NSR)计算, 为

$ {\rm{NSR}} = 2 \cdot \frac{{\left[ {{\rm{CO}}{{\left( {{\rm{N}}{{\rm{H}}_2}} \right)}_2}} \right]}}{{\left[ {{\rm{NO}}} \right]}} $

(2)

选取文献[19]中锅炉单独燃烧高挥发分煤、满负荷运行时炉膛出口(z=50 m)的氧气体积分数和NO_x浓度(标准状态下), 与本文中额定负荷设计工况下燃烧高挥发分煤的模拟结果做对比分析, 结果如表 4所示。其中, O₂体积分数和NO_x浓度值的误差率分别为4.1%和1.4%, 均不超过5%, 由此可知, 本文的数值计算值可以很好地反映锅炉炉膛内的燃烧特征和NO_x排放特性。

图 2是锅炉基础工况下喷尿素前后一次风截面(z=13.97 m)上温度的分布。

由图 2可知: 沿着一次风喷口方向, 温度逐渐升高, 并产生局部高温区域; 炉膛中心温度分布较均匀, 呈环状温度带, 而一次风喷口附近温度梯度较大。

图 3是喷尿素前后一次风截面上速度流场的分布。

一次风从炉膛四角射入, 形成均匀的环状涡流场, 四面炉墙附近的流线较为稀疏, 炉膛中心和一次风喷口附近的流线较为匀密。图 4是喷尿素前后一次风截面上协同角的分布。

由图 4可知, 与温度分布、速度流场分布相比, 协同角存在着相似的环状分布, 沿着气流流动方向协同角较小, 而在气流的尾部区域协同角较大。这是因为在一次风喷口附近, 气流刚度大, 温度梯度方向与气流的速度矢量方向协同一致性较高, 所以速度流场和温度场协同性较好; 而在气流尾部, 气流刚度减弱, 湍动能增大, 其速度矢量变化极快, 与温度梯度的协同一致性减低, 所以速度流场和温度场的协同性变差。

同时, 喷尿素后一次风截面上的温度整体降低了约100 K, 且高温峰值区域减小; 喷尿素后炉膛中心的速度流线由致密变得匀散, 这可能是尿素液滴增加了气流阻力所致; 喷尿素后依然存在环状的协同角分布, 但最大协同角值由85°变为80°, 温度场与速度流场的协同性变差。由上述分析可知, 与喷尿素前相比, 喷尿素后温度场和速度流场仍然具有协同性, 但协同程度减弱。

速度、温度均是影响锅炉炉膛内NO_x生成和迁移的主要因素。图 5是喷尿素前后一次风截面上NO_x浓度(标准状态下)分布。

由图 5可知, 喷尿素前, 在气流流动方向的环状区域内, NO_x浓度值为260~290 mg/m³。在炉墙四周和炉心区域, NO_x浓度值略高, 约大于290 mg/m³。喷尿素后, 一次风截面上最大NO_x浓度值低于200 mg/m³, 炉膛中心NO_x浓度值低至20 mg/m³, 高浓度的NO_x富集在炉墙附近。在风、煤混合气流的速度流场内, 一次风携带煤粉从炉膛四角射入, 沿着气流流动方向, 煤粉一边旋转切圆分布, 一边热解挥发燃烧; 在速度流线方向, 热量传递最快, 温度升高也最快; 在速度流线的垂直方向, 热量传递最慢, 温度升高也较慢。所以环状的涡流场演化出环状的温度场, 进而促成热力型NO_x沿着环状高温区域集中生成, 同时切圆形式的速度动量不仅有利于NO_x与尿素充分混合还原, 而且可使生成的NO_x旋转离心至炉墙附近富集。

在不同总过量空气系数α下, 炉膛内喷尿素前后NO_x浓度(标准状态下)沿炉膛高度的变化情况如图 6所示。

由图 6可知: 喷尿素前, 在冷灰斗区(0~10 m), NO_x浓度较高且呈下降趋势, 因为该区域气流不流通; 而在12~30 m高度范围内, NO_x浓度由较小值缓慢增加了50 mg/m³左右, 而后小幅上升再下降。这是因为在主燃区(10~22 m)内空气分级作用明显, NO_x的生成被抑制; 而在还原区(22~26 m)和燃烬区(26~30 m), 分别存在NO_x生成与还原反应、未燃烬物的二次燃烬、NO_x浓度被稀释等物理化学过程。

尿素稀溶液随二次风从4个AA喷口(z=12.7 m)射入炉膛。喷尿素后, 在冷灰斗区, NO_x浓度几乎为零, 在主燃区NO_x浓度迅速增大; 在还原区和燃烬区, NO_x浓度下降趋势明显。原因是尿素溶液射入炉膛, 液滴经破碎、雾化、蒸发、升华等过程, 分解出NH₃蒸气和HNCO蒸气, 在炉膛底部促进NO_x还原; 在主燃区内, 由于氧气的送入, 一定程度上减弱了尿素对NO_x还原反应速率, 所以NO_x浓度迅速增加; 同时还原区延长了尿素还原剂在炉膛内的停留时间, 有利于NO_x与NH₃等蒸气充分混合脱硝; 燃烬区内有足量的SOFA, 也稀释了NO_x浓度。总之, 与喷尿素前相比, 喷尿素后全炉膛内的NO_x浓度减幅很大, 由250 mg/m³以上降至200 mg/m³以下。

不同总过量空气系数α下, 喷尿素前后烟道出口NO_x浓度(标准状态下)的变化情况如图 7所示。

由图 7可知, 喷尿素前后, α越大, 烟道出口NO_x浓度也越高。与喷尿素前相比, 喷尿素后各工况下的烟道出口NO_x浓度均降低了约250 mg/m³。总之, α和主燃区喷尿素均可影响炉膛内NO_x的生成及排放量。

喷尿素后, 不同总过量空气系数α下, 协同角的分布如图 8所示。

由图 8可知, 在炉膛高度10~15 m范围内, 协同角从约82°迅速降低至约70°, 原因是煤粉、一次风和二次风的持续喷入, 在炉膛下部逐渐形成了稳定、一致的温度场和速度流场。在15~30 m范围内, 协同角上下波动, 原因是大量的OFA和SOFA送入, 使得炉膛内传热传质极不均匀, 造成温度场和速度流场的协同性很差。在30 m及以上范围, 协同角整体呈先增大后减小再增大的趋势。这是因为: 该区域是炉膛上部, 下部来流携带的湍动动能在该区域进一步释放, 使得温度分布和速度流场分布不稳定, 协同角增大; 至40 m近折焰角处, 炉膛横截面突然缩小, 速度减缓, 高温烟气沿着炉顶水平烟道向竖直烟道内扩散, 所以在炉顶水平烟道处协同角越小的区域, 温度分布和速度分布也越协同。

炉膛内主燃区过量空气系数φ对分级燃烧和喷尿素还原NO_x至关重要, 可通过调节SOFA风率来间接调整主燃区过量空气系数变化。沿炉膛高度方向, 喷尿素前后不同主燃区过量空气系数φ下, NO_x浓度(标准状态下)的变化情况如图 9所示。

由图 9可知: 在10~22 m高度范围内, 与喷尿素前相比, 喷尿素后NO_x浓度的增长速率更大; 在22~30 m高度范围内, 部分情况下, 喷尿素前NO_x浓度略有增加, 而多数情况下, 喷尿素后NO_x浓度略有下降; 在30 m及以上区域, 喷尿素前NO_x浓度呈逐渐上升趋势, 而喷尿素后NO_x浓度变化不大或呈下降趋势。此外, φ越小, NO_x浓度整体上也越小, 且其降幅逐渐减低。喷尿素后, 当φ≤0.92时, 炉膛内NO_x浓度≤150 mg/m³且NO_x浓度随φ减小已变化不大, 最佳主燃区过量空气系数φ是0.92。

喷尿素前后, 不同φ下烟道出口NO_x浓度(标准状态下)的变化情况如图 10所示。

由图 10可知, 喷尿素前后, 降低φ可有效减少烟道出口NO_x排放量。这是因为减小φ不仅能加深空气分级程度, 抑制NO_x的生成, 而且可创造“高温低氧”气氛, 有利于尿素还原剂对NO_x还原。喷尿素后不同φ下, 协同角的分布如图 11所示。

由图 11可知, 沿炉膛高度方向, 不同φ对协同角的影响与图 8相似, 在此不做赘述。

本文对某四角切圆锅炉炉膛燃烧流动进行了数值模拟, 分析了总过量空气系数α、不同主燃区过量空气系数φ对锅炉NO_x排放的影响。研究结果表明: 锅炉炉膛内速度流场和温度场的协同程度越好, 温度上升越快, NO_x生成量也越大; 环状的涡流场可使NO_x沿着环状的温度场集中生成, 并向炉墙四周富集; 主燃区喷尿素可有效降低炉膛内整体NO_x浓度; 对比喷尿素前后, NO_x浓度随α减小而变小, φ越小, NO_x浓度也越小, 主燃区最佳过量空气系数是0.92。