300 MW貧煤鍋爐低氮燃燒深度優化技術

江紫薇，蘇 勝，任強強，吳運凱，尹子駿，江 龍，胡 松，汪 一，向 軍

(華中科技大學 煤燃燒國家重點實驗室，湖北 武漢 430074)

0 引 言

國內電廠普遍采取低氮改造技術以達到NOx排放標準[1-3]，但空氣分級在降低主燃區過量空氣系數的同時，由于燃燒不充分，飛灰含碳量和爐渣含碳量隨之增加，從而導致鍋爐效率降低。另一方面，由于氧量降低，爐膛內還原性氣氛增強加劇了水冷壁高溫腐蝕的程度，無法保證鍋爐安全運行[4-5]。針對貧煤鍋爐，由于要保證貧煤燃料的著火、穩定燃燒以及燃盡，必須充分考慮和保證燃燒過程溫度、氧量等條件，這與NOx排放控制要求的低氧、低溫條件存在明顯矛盾[6-9]。因此，如何保證貧煤鍋爐低氮燃燒，又不影響燃燒性能，一直其技術改造及運行的挑戰。

向軍等[10]針對2臺300 MW貧煤鍋爐采用空氣分級燃燒技術進行低氮改造現場試驗研究，改造后NOx排放仍高達670 mg/Nm3，相較于煙煤，貧煤鍋爐低氮改造效果仍不明顯。李永華等[11]針對某電廠300 MW貧煤鍋爐低氮燃燒改造前后進行數值模擬及試驗研究，發現改造后飛灰含碳量和NOx排放顯著降低，但會造成爐膛頂部溫度較高、減溫水增加等負面效果。LIU等[12]利用數值模擬對600 MW前后墻對沖燃燒的貧煤鍋爐低氮燃燒進行研究，發現空氣分級技術在貧煤鍋爐的應用效果不及煙煤鍋爐。說明僅通過傳統的空氣分級技術不足以達到良好的改善效果。因此，針對燃用貧煤的鍋爐進行低氮燃燒改造時，必須結合鍋爐結構特點及煤種特性進行系統設計研究，才能在保證鍋爐燃燒效率及各項性能的基礎上，實現NOx生成的有效控制。

筆者以一臺300 MW貧煤燃燒鍋爐為主要研究對象，針對其爐膛溫度分布不均和NOx排放過高等問題，采用數值模擬計算方法，詳細分析了鍋爐二次風噴口特性對空氣分級低氮燃燒過程的影響，在鍋爐低氮燃燒技術初步方案的基礎上，通過系統分析與設計，提出了切實可行的低氮燃燒技術深度優化改造方案，以期為貧煤鍋爐低氮燃燒技術深度優化提供借鑒。

1 研究對象和方法

1.1 鍋爐結構及參數

某電廠300 MW電站鍋爐為上海鍋爐廠制造的1 025 t/h亞臨界中間再熱控制循環鍋爐，型號為SG-1025/18.3-M317，Π型布置、四角切圓燃燒、固態排渣、一次中間再熱汽包型煤鍋爐。該鍋爐采用了WR燃燒器，同心反切圓燃燒系統，鍋爐在額定工況下，投入5臺磨煤機運行，1臺備用，爐膛每角布置12層噴口，包括5層一次風噴口(A、B、C、D、E分別為5臺磨煤機對應的一次風煤粉噴口)、6層二次風噴口(AA、AB、BC、CD、DE、EF)，1層燃盡風噴口(OFA)，鍋爐原系統燃燒器布置如圖1所示。

圖1 燃燒器布置Fig.1 Burner layout

鍋爐的燃料特性見表1，煤種為我國典型動力貧煤煤種。鍋爐系統配風參數為：一、二次風風溫均為300 ℃，風速分別為25和55 m/s。

表1 燃料特性

1.2 數值模擬方法

根據鍋爐實際尺寸進行1∶1三維建模，并進行網格劃分。整個爐膛劃分為燃燒器區域、燃燒器下部至冷灰斗區域、燃燒器上部至折焰角區域、折焰角區域及上部爐膛出口區域。采用pave方法生成燃燒器區域爐膛截面網格，其他部分生成結構化六面網格，以加快數值計算的速度。研究過程中進行了網格無關性檢查，結果表明，100萬網格與85萬網格的數值模擬結果較為接近，而50萬網格計算結果精度較差。根據驗證結果，采用85萬網格能滿足計算的精度要求。網格劃分如圖2所示。爐膛針對滿負荷工況下鍋爐燃燒情況進行模擬，原型工況下過量空氣系數設置為1.2。湍流流動使用基于k-ε的雙方程，采用雙競爭反應熱解模型模擬揮發分的析出，焦炭燃燒應用動力/擴散控制反應速率模型，煤粉粒徑分布假設滿足Rosin-Rammler分布，應用P1模型來模擬爐內輻射傳熱，NOx生成采用后處理的方法[13-16]。

圖2 鍋爐爐膛網格劃分示意Fig.2 Grid division diagram of boiler furnace

2 低氮燃燒初步方案

2.1 原型鍋爐燃燒及NOx排放特性

2.1.1爐膛溫度分布特性

原型鍋爐在額定工況下模擬得到的原型鍋爐中心截面、一次風B截面和二次風DE截面溫度分布特性如圖3～5所示。

圖3 原型鍋爐中心截面溫度分布Fig.3 Temperature distribution of center section of prototype boiler

圖4 原型鍋爐一次風B截面溫度分布Fig.4 Temperature distribution of primary B-sectionof prototype boiler

圖5 原型鍋爐二次風DE截面溫度分布Fig.5 Temperature distribution of secondary wind DEsection of prototype boiler

由圖3可知，鍋爐燃燒溫度超過1 800 K的高溫區集中分布于燃燒器噴口區域，局部區域溫度過高，在鍋爐主燃區域至爐膛折焰角出口，溫度低于1 400 K的低溫區集中分布于主燃區下部至冷灰斗。由圖3、4可知，鍋爐爐膛中心區域的溫度明顯低于四周，隨著爐膛高度增加，低溫區域的面積逐漸減小，在冷灰斗區域低溫區面積最大。高溫區集中于切圓外側，燃燒器噴嘴區域局部溫度可高達2 050 K。在燃燒器區域燃燒最為劇烈，溫度升高最快，而燃燒器噴嘴附近的高溫也不利于鍋爐燃燒器的安全運行。

由上述模擬結果與分析可知，整個爐膛的溫度較高，大面積高溫區域會導致大量NOx生成，同時爐膛中心區域和冷灰斗段溫度較低，整個爐膛溫度分布嚴重不均勻。

2.1.2NOx生成特性

原型鍋爐一次風B截面NOx分布和二次風DE截面NOx分布如圖6、7所示?？芍捎贜Ox的產生大部分集中在燃燒器噴嘴附近高溫主燃區，此時主燃區氧量和溫度處于較高水平，導致了爐膛主燃區大量NOx的生成。

圖6 原型鍋爐一次風B截面NOx分布Fig.6 NOx distribution of primary air B sectionof prototype boiler

圖7 原型鍋爐二次風DE截面NOx分布Fig.7 NOx distribution of secondary wind DE sectionof prototype boiler

綜上，原型鍋爐燃燒區溫度較高，爐膛溫度分布不均，NOx的生成量較高，因此進行鍋爐低氮燃燒改造設計時，在考慮控制NOx生成同時，需考慮整個燃燒過程中的溫度場分布、煤粉燃燒特性以及鍋爐運行安全性。

2.2 低氮改造初步方案

2.2.1初步低氮燃燒方案設計

目前國內外普遍使用空氣分級燃燒技術[17]控制NOx排放，通過減小主燃區過量空氣系數，使主燃區燃燒溫度降低，達到降低NOx的目的[18]。綜合考慮鍋爐結構及燃用煤種、鍋爐參數等因素，研究中提出了初步低氮燃燒技術方案如圖8所示，具體為：

圖8 改造后燃燒器噴口布置Fig.8 Burner nozzle layout after renovation

1)保持原有噴口結構的基礎上增設3層SOFA風，能有效提高氣流速度和風煤混合程度，保證燃料燃盡程度，減小NOx生成。

2)根據現場情況，將SOFA風中心定在距離頂一次風噴口中心8 800 mm處，四角布置3層12只SOFA燃盡風噴口，SOFA燃盡風噴口為上下擺動，垂直上下擺動角度±15°。

3)主燃燒區空氣量與理論空氣量的比值由原來a=1.2變為a=0.9，本文中定義燃盡風占總風量的百分比為燃盡風率，SOFA燃盡風風率為0.23。

2.2.2低氮燃燒初步方案模擬結果

針對改造的初步設計方案進行了數值模擬計算。增加SOFA風后中心截面溫度和各截面NOx分布如圖9～11所示。后續“SOFA”表示增加SOFA噴口后鍋爐情況。

圖9 增加SOFA風后中心截面溫度Fig.9 Temperature distribution of center section afterincreasing the SOFA wind

圖10 增加SOFA風后一次風B截面NOx分布Fig.10 NOx distribution of primary air B section afterincreasing the SOFA wind

圖11 增加SOFA風后二次風DE截面NOx分布Fig.11 NOx distribution of secondary wind DEsection after increasing the SOFA wind

本研究中爐膛出口截面NOx排放平均質量濃度是根據數值模擬計算結果獲得的折焰角出口NOx質量濃度的平均值，然后根據6%氧量折算得出標態NOx質量濃度值。根據模擬結果，比較改造初步方案與鍋爐原型工況可知，爐膛的高溫區分布減小，爐膛溫度適當降低，NOx排放量由原先的473.4 mg/m3減少為280.4 mg/m3，減少40%，爐膛溫度分布相對均勻，同時燃燒器噴嘴出口處溫度降低，有利于燃燒器噴嘴安全運行。

由于溫度低于爐膛內燃燒溫度的燃盡風加入，改造后爐膛整體平均溫度有所降低，二次風比例減小，主燃區過量空氣系數減小，燃料燃燒劇烈程度降低，主燃區燃燒溫度降低，有利于減少NOx的生成。同時，燃盡風的加入縮短了煤粉在高溫區域的停留時間，由于煤粉不完全燃燒形成的以CO為代表的還原性氣氛有助于還原更多NOx。在燃盡區，煙氣溫度相對主燃區明顯降低，進一步控制NOx的生成。

進一步分析發現目前改造方案下，雖能有效降低NOx生成，但爐膛熱負荷分布有所改變，爐內火焰中心上移，鍋爐頂部溫度升高，造成飛灰含碳量增加，且在爐膛底部形成一定低溫區，主燃區下部溫度分布較不均勻，因此需進一步深度優化設計。

3 低氮改造優化

燃燒過程中，鍋爐底二次風噴口提供煤粉燃燒空氣的同時，還起著“托粉”的作用，以減少爐膛底部掉渣量和爐渣含碳量?？紤]對初步低氮燃燒方案進一步優化，在增加SOFA風后，分別增大底二次風AA層噴口(增大1.2、1.5、2.0倍)。模擬結果如圖12、13所示。

圖12 各工況下中心截面溫度分布Fig.12 Temperature distribution of central sectionunder various working conditions

不同設計方案下，爐膛出口的NOx排放質量濃度比較見表2。研究結果表明，增加SOFA風情況下，底二次風噴口增大后，高溫區域減少，爐膛火焰中心有所下降，主燃燒區域下部溫度分布相對均勻。理論上，底二次風噴口增大后，一定程度上會降低分級燃燒效果，使主燃區氧量增大，可能不利于NOx控制，但考慮到底層二次風的增加可增強“托粉”效果，有效降低爐膛的未燃盡熱損失，同時可以改善爐膛熱負荷分布，緩解爐膛熱負荷上移帶來的飛灰含碳量和減溫水量增加等不利影響，因此研究過程中針對不同底二次風噴口的改造方案進行了數值模擬研究，發現底二次風噴口面積逐漸增大到1.5倍的過程中，爐膛火焰中心有所下移，主燃燒區域下部溫度分布更加均勻；同時NOx生成量并未明顯改變，爐膛下部的燃燒加強，該區域溫度水平有所上升，有利于降低飛灰和爐渣含碳量，降低機械未完全燃燒熱損失；而當底二次風噴口面積增大到2倍后，爐膛NOx生成濃度增大，分級效果明顯變差，這是因為氧量明顯增加，爐膛O2分壓增大，更多的N與O2結合，NOx排放量明顯增加。因此，綜合分析表明SOFA-AA1.5工況最優，不僅能保證爐膛溫度分布均勻合理，還可以有效防止過熱器、再熱器超溫。

表2 底二次風增大前后對比

圖13 各工況下二次風DE截面NOx分布Fig.13 NOx distribution of secondary wind DE section under various working conditions

根據模擬研究結果，確定了最終低氮燃燒改造方案為鍋爐增加3層SOFA風，同時底二次風AA層

噴口增大1.5倍。模擬結果表明，NOx排放量由原先的473.4 mg/m3減少為265.3 mg/m3，改造后NOx排放量可減少40%以上，同時能保證鍋爐溫度場和氧量場分布均勻，因此飛灰含碳量和爐渣含碳量也得到控制。

4 低氮改造效果

根據上述改造方案，對該300 MW貧煤鍋爐實施低氮燃燒改造，并對改造后的鍋爐進行性能試驗。改造后鍋爐運行正常，在相同煤質、相同燃燒器投運層數、投運燃料量及配風方式下改造前后主要運行結果見表3。

表3 改造前后現場實施結果對比

試驗數據采用多次測量的平均值，對比表2、3可知，數值模擬結果與試驗結果基本一致，誤差在±5%以內。

性能試驗期間，改造前鍋爐爐膛出口NOx排放濃度為481.6 mg/m3，鍋爐增加3層SOFA風，同時底二次風AA層噴口增大1.5倍改造后，爐膛出口NOx降低為269.1 mg/m3。改造前后鍋爐滿負荷條件下NOx排放量實際降低了44.1%，爐渣含碳量和飛灰含碳量有所降低，鍋爐效率由92.08%提高至92.24%，改造兼顧經濟和環保兩方面，說明低氮燃燒技術改造方案切實可行，試驗結果與模擬研究基本一致，改造效果良好。

5 結 論

1)針對某300 MW貧煤鍋爐，保持原有噴口結構的基礎上增設3層SOFA風。模擬結果表明，初步優化后爐膛的高溫區分布減小，爐膛溫度適當降低，NOx排放量由原先的473.4 mg/m3減少為280.4 mg/m3，減少40%，同時，燃燒器噴嘴出口處溫度降低，有利于燃燒器噴嘴安全運行。

2)綜合優化后提出了增加3層SOFA風、增大底二次風噴口面積至1.5倍的低氮燃燒技術改造方案。模擬結果表明，NOx排放量由原先的473.4 mg/m3減少為265.3 mg/m3，改造后NOx排放量減少了40%以上，同時能保證鍋爐溫度場和氧量場分布均勻。

3)經現場低氮改造以及試驗驗證后發現，NOx生成得到有效控制，由優化前的481.6 mg/m3降低到優化后的269.1 mg/m3，降低44%以上，爐渣含碳量降低，鍋爐效率由92.08%提高至92.24%；同時，改造方案充分保證了爐膛溫度分布均勻，有效防止過熱器、再熱器超溫等問題。該方案改造效果顯著，可以為同類貧煤鍋爐的低氮改造和結構優化提供合理有效的理論和技術參考。