SOFA风对锅炉烟温偏差影响的数值模拟和试验研究
煤粉作为大型燃煤锅炉燃烧的主要燃料,在火电厂的电站锅炉得到了广泛运用。但由于煤粉在炉内的燃烧非常复杂,部分参数通过常规的试验无法进行测量。近年来,随着计算机技术、计算流体力学等学科的不断发展,运用数值计算方法来模拟炉内的气、固两相流已经成为研究炉内燃烧和流动的重要手段。该模拟技术能对炉内燃烧和流动进行先前预判,通过理论结合实际,进行试验研究和数值模拟分析,可以有效地模拟锅炉实际运行工况,对指导生产和理论研究都有很重要的意义。国内关于四墙切圆试验方面的报道较少,仅谭厚章等人搭建小型试验炉针对不同煤种对实际切圆大小的影响进行了相关研究。本文针对贵溪电厂600MW超临界四墙切圆燃煤锅炉为研究对象,通过在不同配风方式下,进行了炉内燃烧的试验研究和数值研究,分析了二次风和SOFA风风门开度对炉内两侧烟温偏差的影响。1模拟对象及方法1.1模拟对象本文所模拟的对象是江西贵溪电厂#2锅炉系哈尔滨锅炉厂有限责任公司自主开发研制的HG-1964/2...&
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煤粉在炉内燃烧是非常复杂的物理和化学过程。近年来,各国对燃烧过程的数值计算都有了进一步的研究和发展,特别是在基本数值方法、理论模型、计算机程序和软件开发等方面取得了较大的发展。锅炉炉内的数值模拟已成为锅炉运行和设计的重要手段之一,体现出它在工程上的应用价值,对其进行深入研究具有非常重要的实践意义。目前国内对燃煤电厂NOx排放标准日趋严格起来,因此国内学者对炉内NOx生成排放的研究也越来越多,空气分级低NOx燃烧是目前使用最为普遍的燃烧技术。本文针对某电厂600MW超临界四墙切圆燃煤锅炉炉内燃尽风开度大小对炉内NOx浓度分布的影响,采用了试验和数值模拟相结合的方法对其进行了比较分析。1模拟对象及方法1.1模拟对象本文所模拟的对象是某电厂#2锅炉,系哈尔滨锅炉厂有限责任公司自主开发研制的HG--YM17型墙式切圆燃烧超临界锅炉。该锅炉为一次中间再热、超临界压力变压运行带内置式再循环泵启动系统的直流锅炉、单炉膛、平衡...&
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1引言上世纪50年代,Koch在压气机转子尖部安装蜂窝,并且在通过蜂窝向外抽气的装置上进行的抽吸附面层试验中发现,即使抽气系统不工作时,压气机的失速裕度也有很大的改善,这一发现导致了机匣处理课题的产生和发展。自上世纪70年代以来,在设计中采用不同结构机匣处理扩稳逐渐发展成为一项日臻成熟的技术。各种形状的处理机匣先后被设计出来,从简单的轴对称周向槽到复杂的轴向斜槽、注入式凹槽等。但是,多数处理机匣在提高压气机稳定性的同时也带来了效率的显著下降。迄今为止,人们还没有弄清楚为什么一些处理机匣结构在一些压气机系统某些转速下可以发挥很好的作用,而在其它转速下或者针对其它压气机时就不能起到很好的作用,甚至降低性能。处理机匣的设计方法也很不完善,对特定的压气机还无法做到设计出与其适合的处理机匣。但是已有研究人员成功发现,只要叶尖间隙流动可以影响失速的发生,那么机匣处理就是有效的。因此,弄清处理机匣与尖部泄漏流相互作用的机理对深入理解处理机匣提...&
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片剂是公众健康医药卫生行业最具需求的给药系统〔’〕。片剂的制备工艺主要有湿法制粒压片、干法制粒压片、粉末直接压片和冻干法压片等几种。目前国内片剂生产以湿法制粒工艺为主，粉末直接压片法的使用率不足20%〔’]。随着制药工业的不断发展，粉末直接压片法因其工艺过程简单、节能省时等优点，正日益引起人们的关注，在一些发达国家的使用率已达40%。但压片过程中常由于药物粉末流动性问题导致充填不完全，进而造成片重差异较大，影响片剂质量，限制了其应用。国外一些学者利用离散单元法和实验方法研究了粉末颗粒性质、充填环境、机器结构对充填过程粉末颗粒流动性的影响，取得了一定的成果〔’一‘]。但加料器叶轮运动参数等指标对药物粉末流动性影响还少见报道。强迫加料器的核心部件为叶轮，不同的叶轮结构和运动均能有效改善粉末颗粒流动性。本研究采用有限元分析方法，对不同叶轮转速下叶轮内部三维流道进行数值计算，并对比分析了计算结果与实验结果，为药物粉末充填效果的研究提供依...&
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在我国,以煤为主的能源结构,决定了火电在我国电力生产中的主要地位。氮氧化物(NOx)是燃煤电厂主要排放的污染物之一。现阶段,由于国家对燃煤污染物NOx排放的严格控制,火电厂必须采取有效措施来降低NOx的排放。炉内低NOx燃烧技术中,空气分级燃烧以其较为简单的结构布置、较高的脱硝效果,成为电站锅炉低NOx燃烧采取的基本方式,同时也是炉内进行低NOx改造的优先选择。本文在详细分析煤粉燃烧过程中NOx生成特性的基础上,采用数值模拟与现场试验相结合的方法,根据燃煤锅炉空气分级燃烧系统的结构特点,在保证锅炉安全、经济和稳定运行的前提下,进行了深化炉内低NOx燃烧方式以及优化炉内燃烧方面的研究。主要研究内容如下：首先,针对某300MW墙式燃煤锅炉出现NOx排放量较高的问题,通过分析并结合该机组炉型及结构特点,提出去除部分卫燃带及部分三次风上移来降低炉内NOx生成的改造方案；在数值模拟研究中,着重考虑CO及焦炭对NOx的综合还原效果,提出了改...&
(本文共123页)
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墙式切圆燃烧是一种新型的切圆燃烧方式，本文在计算流体力学(CFD)软件Fluent6.3平台上，分别模拟燃用烟煤和褐煤的600Mw墙式切圆锅炉炉内燃烧过程。计算中气相湍流流动模型采用可实现的k-ε双方程模型，气固两相流动模型采用随机轨道模型，辐射换热模型采用P-1辐射模型，挥发分燃烧模型采用混合分数PDF方法，焦炭燃烧采用扩散动力模型。本文的第一部分模拟了墙式切圆烟煤锅炉的空气动力场、温度分布、炉内组分分布、SOFA风率对氮氧化物生成以及炉膛出口烟温偏差的影响和壁面热负荷分布。结果表明：炉内切圆形成良好，充满度高，炉内温度较高的区域集中靠近壁面附近，在炉膛内部不存在温度较低区域，炉内燃尽程度高。主燃烧区氧浓度较低，在靠近喷口不远处氧气就会耗尽，而炉内CO浓度较高，有利于降低氮氧化物的生成。组织空气分级低氮燃烧技术的关键为主燃区焦炭燃烧在缺氧条件下进行，SOFA区域氧浓度不能太高，合理的优化主燃区与SOFA区氧量配比是关键。SOF...&
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　660MW四角切圆燃煤锅炉低氮改造变SOFA风量下NOx生成特性数值模拟研究
　　660MW四角切圆燃煤锅炉低氮改造变SOFA风量下NOx生成特性数值模拟研究
　　李德波, 徐齐胜，沈跃良，刘亚明，温智勇
　　(广东电网公司电力科学研究院，广东广州，510060)
　　摘 要：针对某电厂660MW四角切圆煤粉锅炉由于NOx排放高，进行了增加SOFA风的低氮改造。本文利用ANSYS FLUENT 14.0软件进行了低氮改造后燃烧特性的数值模拟，数值模拟的结果与现场实际情况吻合比较好，验证了本文数值模拟结果的有效性,主要研究了炉膛速度场、温度场、组分场和污染物分布的规律，尤其是研究了不同SOFA风门开度下，燃烧器区域以及沿着炉膛高度方向NOx变化的规律。主要结论如下： (1)低氮改造后增加SOFA风温度分布较均匀，切圆形成比较好，没有出现火焰贴墙现象; (2)燃烧区域最高温度由30%开度(SOFA风门)的1803 K降低到100%开度(SOFA风门)的1684K，风门开度变化70%,最高温度降低了118.8K; (3)燃烧器区域最高NOx浓度由30%开度(SOFA风门)的388mg/Nm3(6% O2)降低到100%开度(SOFA风门)的259mg/Nm3(6% O2)，最高NOx浓度降低了129mg/Nm3; (4)炉膛出口NOx浓度由30%开度(SOFA风门)的487.9mg/Nm3(6% O2)降低到100%开度(SOFA风门)的307.4mg/Nm3，降低了180.5mg/Nm3(6% O2)。通过增加SOFA风低氮改造后，调节SOFA风开度是一种有效的降低炉膛出口NOx浓度方法。
　　关键词：四角切圆;低氮改造;NOx分布; 数值模拟
　　Numerical investigations on the release of NOx for a tangentially fired furnace with the changing of SOFA
　　Debo Li,Qisheng Xu, Yueliang Shen, Yaming Liu, Zhiyong Wen
　　(Electric Power Research Institute of Guangdong Power Grid Corporation, Guangzhou, 510080, China)
　　Abstract: Owing to the high release of NOx for a 660MW tangentially fired furnace, a new construction method on adding of the SOFA is implemented in this power station. Numerical investigations using ANSYS FLUENT 14.0 are conducted in this research. The numerical results are compared well with experimental data. Numerical research including: the velocity field, temperature field, species field and the release of NOx. The main results are summarized as follows: (1)the velocity field is formed well(2)the maximum temperature in the combustion zone is reduced from 1803K with SOFA(30%) to 1684K with SOFA(100%), which the SOFA is changing of 70%, and the maximum temperature is changing about 118.8K; (3)the maximum NOx in the combustion zone is reduced from 388mg/Nm3(6% O2)with SOFA(30%) to 259mg/Nm3(6% O2)with SOFA(100%), which the SOFA is changing of 70%, and the maximum NOx is changing about 129mg/Nm3; (4)the maximum temperature at the outlet is reduced from 487.9mg/Nm3(6% O2)with SOFA(30%) to 307.4mg/Nm3(6% O2)with SOFA(100%), which the SOFA is changing of 70%, and the maximum NOx is changing about 180.5mg/Nm3.
　　Key Words: tangen reconstruction of NOx; NO numerical simulation
　　作者简介：李德波(1984- )，男，土家族，湖北宜昌人，高级工程师，浙江大学工学博士。主要从事煤粉燃烧污染物控制，百万超超临界燃煤机组调试、试验，煤粉燃烧高级数值模拟，大规模并行计算方法和程序开发等方面的研究。
　　0 引言
　　随着环境治理的严峻形势，我国对NOx的排放限制将日益严格，国家环境保护部已经颁布了《火电厂氮氧化物防治技术政策》，明确在“十二五”期间将全力推进我国NOx的防治工作。目前国内外电站锅炉控制NOx技术主要有2种[1-4]：一种是控制生成，主要是在燃烧过程中通过各种技术手段改变煤的燃烧条件，从而减少NOx的生成量，即各种低NOx技术;二是生成后的转化，主要是将已经生成的NOx通过技术手段从烟气中脱除掉，如选择性催化还原法(SCR)、选择性非催化还原法(SNCR)。
　　李德波等人[5-6]对一台220t/h四角切圆燃烧锅炉再燃改造前后炉内的气流场、温度场合污染物排放特性进行了研究。研究表明：使用再燃改造后炉膛温度分布更加均匀，再燃喷口附件形成了还原性气氛，降低了NOx浓度。李德波等人[7]采用大涡数值模拟方法(LES)对一台220t/h四角切圆锅炉在3组不同分速条件下炉内流场、温度场和NOx排放特性进行了研究，研究结果表明采用LES方法，数值模拟结果与现场试验结果吻合比较好。
　　肖海平等人[8]进行了1025t/h锅炉上通过燃烧调整降低NOx研究。研究表明，不同氧量工况下炉内火焰平均温度基本不变，随着氧量增加， 燃料型NOx急剧增加，锅炉效率升高，随上三次风比例增加，NOx和锅炉效率都下降，随着燃尽风挡板开度增大，炉内火焰平均温度下降，NOx排放浓度下降，锅炉效率变化较小，不同配风方式下，束腰型配风方式的锅炉效率最高，NOx排放量最低，均匀配风工况下NOx排放浓度增加。林鹏云等人[9]采用数值模拟方法研究了燃煤电站锅炉影响NOx排放的因素，研究表明：过量空气系数是影响NOx生成的重要因素之一，NOx排放浓度随着过量空气系数的增大而增加，改变二次风配风方式也能够影响NOx生成。王顶辉等人[10]针对一台旋流式燃烧器煤粉锅炉，研究了燃尽风喷口位置对NOx排放的影响。研究表明：燃尽风喷口位置对NOx的还原效果、出口烟气温度以及煤粉焦炭转化率影响较大。孙保民等人[11]研究了空气分级燃烧下NOx生成特性。研究表明：NOx主要产生于燃烧初期，当燃料与O2混合不充分时会发生NOx的还原反应，从炉膛整体上看，燃料型NOx的生成速率明显大于热力型NOx，主燃区和燃尽区NOx反应速率的主要控制因素分别为O2体积分数和焦炭燃烧速率。李钧等人[12]采用数值计算手段研究类煤粉锅炉NOx释放规律。数值模拟结果表明：燃煤挥发分和含氮量高的煤，NOx析出速度也比较高，较细的煤粉有利于降低NOx的生成，机组负荷下降20%，NOx下降6.74%,倒宝塔配风有利于降低NOx生成。高正阳等人[13]研究了负荷与燃尽风对NOx影响。研究表明：燃尽风可以有效控制燃料型NO的排放，在100%负荷下效果更显著。
　　沈跃云等人[14]利用在线运行参数预测了锅炉NOx排放浓度。他们针对一台330MW机组锅炉，基于锅炉在线运行参数和NOx排放浓度测量值，采用多元线性回归方法，对锅炉NOx排放浓度与主要运行参数之间的相关性进行了分析。研究结果表明：机组负荷、锅炉运行氧量、各层燃烧器热负荷对NOx排放浓度的作用最显著，并根据在线数据提出了预测锅炉NOx排放浓度的经验关系式，预测值与实测值得偏差大都在10%范围内。刘勇等人[15]建立了电厂燃煤锅炉NOx排放计算模型。该数学模型的建立是从锅炉运行因素出发， 通过分析各种运行因素对锅炉效率和NOx排放浓度的影响，归纳出影响锅炉效率和NOx排放质量浓度的综合性影响因素-炉内风分配，从而建立锅炉NOx排放质量浓度的多元回归计算模型。
　　某电厂由于NOx排放浓度高，采用增加SOFA风来降低NOx排放浓度。本文利用ANSYS FLUENT 14.0软件对该电厂低氮改造后燃烧特性规律进行了数值模拟研究，数值模拟结果与现场运行数据进行了严格对比验证，保证数值模拟有效性。研究了速度场、温度场、组分场和污染物分布规律，尤其研究了不同SOFA风门开度下，燃烧器区域以及沿着炉膛高度方向NOx分布规律，并通过大量数值模拟测试，得到了最佳的SOFA风门开度。本文的数值模拟研究，为该电厂低氮改造后效果评价， 以及现场运行过程中SOFA风门开度调整方式，提供了非常重要的参考价值，具有较好的学术价值和工程应用价值。
　　1 锅炉设备情况
　　该锅炉为660MW，亚临界压力、一次再热、单汽包、控制循环、四角喷燃双切圆燃烧燃煤锅炉。采用露天布置，锅炉系ABB-CE公司产品。燃烧制粉系统为中速磨直吹式，采用直流式宽调节比摆动式燃烧器。4个直流摆动式燃烧器按切圆燃烧方式布置炉膛四角。燃烧器分6层，每一同层燃烧的4个一次风(煤粉气流)喷口与同一台磨煤机连接、供粉，投则同投，停则同停。6台磨煤机各自构成基本独立的6个制粉子系统，并与6层燃烧器一次风喷咀相对应，5层投运已能满足锅炉最大连续蒸发量(MCR)的需要。4组燃烧器分别布置在炉膛下部四个切角处，形成典型的切圆燃烧方式，燃烧器总高度为11.266m，燃烧器轴线与炉膛前、后墙夹角分别为43°和35°角。如图2-2所示，每组燃烧器在高度方向上上方布置2个燃尽风喷咀(OFA、OFB)，6个一次风喷咀(A、B、C、D、E和F)和7个供给燃料燃烧空气用的二次风喷咀(AA、AB、BC、CD、DE、EF和FF)，一次风喷咀和二次风喷咀呈均等配风方式的间隔布置。各种喷咀可以上下摆动，其摆动限定范围：燃尽风喷咀为-5°~30°;二次风喷咀为-30°~30°;一次风喷咀为-20°~20°。
　　锅炉高约57m，且炉膛横截面为长方形，宽16.44m，深19.558m，见图1(a)所示。图1(b)为燃烧器横截面图。共有6层一次风，6层二次风和2层紧凑型燃尽风(CCOFA)。制粉系统为直吹式制粉系统，共6层磨，5运1备。在本次模拟中，最上层磨停运。改造后，4对分离燃尽风(SOFA)以水平对冲方式安装，以进一步降低锅炉NOx排放，布置方法见图2。改造后，由于总风量没有变化，且二次风中一部分分配到SOFA风，使得二次风喷口改造，面积变小，但除了最上层CCOFA的高度有所变化，其余一二次风喷口高度均没有改变。改造后SOFA开度100%情况下，SOFA风与CCOFA风占到总二次风的37.2%，仅SOFA风就为26.8%，与改造前的20.4%(仅CCOFA)有了很大的提升。模拟中煤质分析见表1。网格划分和燃烧器喷口布置见图2。总网格数目约162万。
　　(a) 锅炉本体/m (b) 燃烧器横截面 /m (c) SOFA 喷嘴结构/mm
　　图1 锅炉结构尺寸
　　Fig.1 Dimension of the boiler
　　图2 SOFA改造示意图
　　Fig.2 Reconstruction of SOFA
　　2 低氮改造数值模拟
　　2.1 数学模型
　　在燃烧模拟计算中，采用标准 k-ε湍流模型模拟气相湍流;采用混合分数/概率密度(PDF)函数模型模拟组分运输和燃烧：采用单PDF模型模拟纯煤燃烧，采用双PDF模型模拟污泥掺烧燃烧;采用颗粒随机轨道模型模拟煤粉颗粒的运动;煤的热解采用双方程平行竞争反应模型;焦炭燃烧则采用动力/扩散控制反应速率模型;辐射传热计算采用P1法，离散方法均采用一阶迎风格式。中心风、一次风、二次风都采用质量入口边界条件;入口处质量流量、风温根据设计参数。对燃尽风和周界风本体也进行适当简化，根据其实际尺寸构建其入口模型;燃尽风和周界风也采用质量入口边界条件，质量流量数值根据设计参数及变工况条件计算得到。出口边界条件采用压力出口，压力设置为-80 Pa;炉膛壁面采用标准壁面方程，无滑移边界条件，热交换采用第二类边界条件，即温度边界条件，给定壁面温度和辐射率，壁面温度为690K，壁面辐射率为0.8。
　　煤粉颗粒直径按照Rosin-Rammler方法分布。Rosin-Rammler 分布假定在颗粒直径d 与大于此直径的颗粒的质量分数 Yd 之间存在指数关系： ， 为平均直径，n 为分布指数。最小粒径5μm，最大粒径250μm，平均粒径60 μm，分布指数1.5，那么，煤粉质量百分比含量与煤粉粒径之间的关系见表1，煤质信息见表2。
　　表1 煤粉质量含量与粒径的关系
　　Tab.1 Diagram of the coal radius
　　粒径(μm)&5&15&30&55&90&130&170&210&250&300
　　质量分数(%)97.688.270.241.615.94.120.850.140.020.001
　　表 2 煤质分析(收到基)
　　Tab.2 Analysis of the coal
　　项目 单位 分析 结果
　　收到基水分 % 计算 17.7
　　收到基碳 % 计算 60.7
　　收到基氢 % 计算 3.8
　　收到基氧 % 计算 10.1
　　收到基氮 % 计算 0.8
　　收到基硫 % 计算 0.4
　　收到基灰分 % 计算 6.6
　　燃料低位收到基热值 kJ/kg 分析 23013
　　燃料高位收到基热值 kJ/kg 分析 27915
　　计算迭代时，先进行冷态计算获得一定收敛程度的流场，然后再进行热态计算，直至收敛。对于离散方程组的压力和速度耦合采用SIMPLE算法求解，求解方程采用逐线迭代法及低松驰因子，NO和HCN计算残差小于10-8，其余各项计算残差小于10-6。
　　2.2 数值模拟工况
　　本次工模拟9个工况：SOFA风门开度为30%、40%、50%、60%、70%、80%、90%、100%，表3为SOFA不同开度下，各个风口风量配比情况。
　　表3 不同SOFA开度下参数表
　　Tab.3 Parameters of the SOFA
　　计算工况 1 2 3 4 5 6 7 8 9
　　SOFA开度 % 30 40 50 60 65 70 80 90 100
　　一次风量 kg/s 130 130 130 130 130 130 130 130 130
　　周界风量 kg/s 100 100 100 100 100 100 100 100 100
　　CCOFA量 kg/s 56 56 56 56 56 56 56 56 56
　　SOFA量 kg/s 43.2 57.6 72 86.4 93.6 100.8 115.2 129.6 144
　　余二次风量 kg/s 304.8 290.4 276 261.6 254.4 247.2 232.8 218.4 204
　　总风量 kg/s 634 634 634 634 634 634 634 634 634
　　2.3 网格划分及无关性检验
　　根据模型的结构特点，采用单独划分网格的方法，将炉膛划分为5个区域，分别为：冷灰斗区域、燃烧器区域、燃烧器上方区域和屏式过热器区域。在划分的过程中，模型均采用结构化网格，炉膛燃烧器区域被适当加密，为了提高计算的精度，燃烧器出口与炉膛的连接面设置为interface，防止两个两个面的网格质量和网格形状差异较大而引起误差。网格划分和燃烧器喷口布置见图2。本文实际数值模拟总网格数目约162万。
　　图3. 炉膛结构、喷口布置方式与网格划分
　　Fig.3 Grid generation for the boiler and combustor
　　为了验证本文数值模拟网格精度是否满足计算要求，进行了网格无关性检验。表4给出了检验结果。采用3种不同网格分辨率网格，计算同样的计算工况，从表4可以得出，162万网格(本文网格)数模型结果与200万网格(网格精度较高)得到结果非常接近，炉膛出口温度相差1.7K，而162万网格与120万网格结果相比，炉膛出口温度相差24K，因此可以得出，采用120万网格计算得到结果精度比较差，根据网格无关性对比结果表明本文采用的162万网格规模是满足计算精度要求的。
　　表4 网格无关性检验
　　Tab.4 Grid independence test
　　检验工况 网格数量 出口O2浓度 炉膛出口烟温 炉膛出口NOx浓度
　　% K mg/Nm3
　　1 120万 3.0 .7
　　2 162万 2.2 .4
　　3 200万 2.4 .2
　　3模拟结果分析与讨论
　　3.1数值模拟结果与热力计算对比
　　为了验证数值模拟结果准确性，采用红外温度测量方法，得到了现场实际满负荷运行时炉膛出口温度，以及测量得到了炉膛出口NOx浓度(换算到6%氧量，标准状态下)，对比结果如表5。
　　表5 模拟结果与实际测量结果的数据对比表
　　Tab.5 Comparisons between numerical simulation results and experimental data
　　名称单位实际测量数据数值模拟结果数值模拟结果与实际
　　测量数据的误差值
　　炉膛出口温度℃%
　　炉膛出口NOx浓度mg/Nm%
　　通过数据对比，数值模拟结果炉膛出口温度与现场测量误差范围在10%以内，NOx浓度与现场比较误差在为1.7%，说明本文数值模拟结果较为准确。
　　3.2 温度场分布规律
　　图4和图5为数值模拟得到不同SOFA风门开度下，温度场分布的规律。
　　30% 40% 50% 60%
　　70% 80% 90% 100%
　　图4 最下层二次风温度云图
　　Fig.4 Distribution of temperature for the second air at the bottom
　　30% 40% 50% 60%
　　70% 80% 90% 100%
　　图5 最下层一次风温度云图
　　Fig.5 Distribution of temperature for the first air at the bottom
　　从图4、图5可以看出，采用低氮改造增加SOFA风后温度分布较均匀，切圆形成比较好，没有出现火焰贴墙现象，水冷壁面温度较低，数值模拟得到燃烧器区域最高温度为2000K。
　　30% 40% 50% 60%
　　70% 80% 90% 100%
　　图6 炉膛中心截面温度分布(不同SOFA风开度)
　　Fig.6 Distribution of temperature at the perpendicular face with different SOFA
　　图6为模拟得到了炉膛中心截面温度场分布。从图6可以得出，在燃烧器区域温度比较高，最高温度达到了2000K，沿着烟气流动方向，温度逐渐降低。数值模拟模拟考虑了屏式过热器对烟气温度影响，从模拟结果看出，烟气经过屏式过热器区域时，温度有较大降低。在炉膛出口，烟气温度为1448.24K。
　　图7 沿高度方向温度分布(整个炉膛高度方向)
　　Fig.7 Distribution of temperature along the height of boiler(whole boiler)
　　图7为炉膛横截面平均温度沿着炉膛高度方向分布。从图7可以看出，不同SOFA风门开度下，温度分布曲线在趋势上是一致的。SOFA开度越大，炉膛主燃烧区温度越低，炉膛上部区域温度越高。这是由于当SOFA风门开度增大，主燃烧区域风量减少，从而导致煤粉不完全燃烧，燃烧温度降低。而进入主燃烧区上部区域后(高度方向20~25m)后，主燃区未燃烧产物与燃尽风区域喷入的氧量继续燃烧，温度逐渐升高。100%SOFA时温度明显较其工况高，最高幅度达到50°左右，出现这种现象的原因与过多的SOFA风配比有关，导致煤粉燃烧延迟，炉膛上部温度上升。
　　图8 沿高度方向温度分布(燃烧器区域)
　　Fig.8 Distribution of temperature along the height of boiler(combustion zone)
　　图8为燃烧器区域温度分布。从图8可以看出，随着SOFA风门开度增大，燃烧器区域温度水平降低，不同SOFA风门开度下，温度分布的趋势是一致的。温度分布呈现较多峰值点，这个是由于不同层一次风喷入煤粉，在不同高度上煤粉燃烧，造成温度出现波动。燃烧区域最高温度由30%开度(SOFA风门)的1803K降低到100%开度(SOFA风门)的1684K，风门开度变化70%,最高温度降低了118.8K，降低幅度达到7%。因此SOFA风门开度对主燃烧区域温度变化影响比较大，在实际现场运行中，要防止SOFA风门开度变化太大，主燃烧区域温度降低过多，导致燃烧不稳定甚至灭火的事故。
　　图9 不同SOFA风开度下炉膛出口温度变化
　　Fig.9 Distribution of temperature at the outlet of boiler with different SOFA
　　图9为不同SOFA风开度下炉膛出口温度变化规律。从图9可以看出，整体上看， 随着SOFA风门开度增大，炉膛出口温度逐渐增大。在SOFA风门开度从30%到60%之间，炉膛出口温度先增大后减少，在SOFA风门开度为40%时，炉膛出口温度达到最大值1511.0K;在SOFA风开度从60%到100%开度之间，炉膛出口温度逐渐增大，当SOFA风开度为100%时，炉膛出口烟温达到最大值为1552.7K。
　　3.3速度场分布规律
　　30% 40% 50% 60%
　　70% 80% 90% 100%
　　图10 最下层二次风速度云图
　　Fig.10 Distribution of velocity for the second air at the bottom
　　30% 40% 50% 60%
　　70% 80% 90% 100%
　　图11 最下层一次风速度云图
　　Fig.11 Distribution of velocity for the first air at the bottom
　　从图10、11可以得出，采用低氮改造后，不同SOFA风门开度下，最下层二次风速度切圆形成比较好，没有出现速度冲墙现象。
　　3.4 组份场分布规律
　　图12 沿高度方向O2浓度分布(整个炉膛高度)
　　Fig.12 Distribution of O2 along the height of bolier(whole boiler)
　　图13 沿高度方向O2浓度分布(燃烧区区域)
　　Fig.13 Distribution of O2 along the height of bolier(combustion zone)
　　图12为O2浓度沿着高度方向分布。当SOFA增加时，燃烧器区域过量空气系数减小，氧浓度降低;在SOFA风区域，随着SOFA风门开度增大，氧浓度逐渐增加。主燃烧区域过量空气系数由30%开度(SOFA风门)的1.098降低到100%开度(SOFA风门)的0.911，主燃烧区域由氧化性气氛逐渐变为还原性气氛。由于主燃烧区域过量空气系数减少，会加剧燃烧器区域的不完全燃烧程度，延迟煤粉的燃尽过程。在燃尽风上部区域，大量的燃尽风进入炉膛后，与未燃尽焦炭继续反应，沿着烟气流动方向，氧浓度逐渐降低。图13为燃烧器区域O2浓度分布，从图13可以得出，由于不同层一次风、二次风喷口喷入空气，氧量在燃烧器区域出现剧烈波动，出现几个峰值点，随着SOFA风门开度增大，峰值点氧量值也逐渐减少。
　　图14 不同SOFA风开度下炉膛出口O2浓度分布
　　Fig.14 Distribution of O2 at the outlet of boiler
　　图14为不同SOFA风开度下，炉膛出口O2浓度变化规律。从图14可以看出，在SOFA风开度在60%以下时，随着SOFA风门开度增大，炉膛出口O2浓度是逐渐增大的，在SOFA风门开度为60%时，炉膛出口氧量为2.29%;随着SOFA风门开度的继续加大，整体上看，炉膛出口氧量逐渐减小，在70%开度下，氧量有一定程度的增加。当SOFA风门开度为100%时，氧量有较大增加，达到了2.17%。
　　图15 沿高度方向CO浓度分布(整个炉膛高度)
　　Fig.15 Distribution of C0 along the height of bolier(whole boiler)
　　图16 沿高度方向CO浓度分布(燃烧器区域)
　　Fig.16 Distribution of CO along the height of bolier(combustion zone)
　　图15为CO浓度沿着高度方向分布。在燃烧器区域，燃尽风量增加，过量空气系数减小，煤粉不完全燃烧程度加剧，平均CO质量分数会大大升高。在燃尽风上部区域，大量的燃尽风进入炉膛后，CO迅速反应，平均CO质量分数会大大降低。在炉膛出口平均CO质量分数仍然大于0，这表明锅炉炉膛出口存在一定量的化学不完全燃烧损失;燃尽风量增加，化学不完全燃烧损失有所增加。图16为燃烧器区域CO浓度分布。随着SOFA风门开度增大，燃烧器区域过量空气系数逐渐减小，导致煤粉燃烧不完全，出现大量CO，CO浓度随着SOFA风门开度增大是逐渐增大的。
　　3.5 污染物分布规律
　　图17 沿高度方向NOx浓度分布(整个炉膛高度)
　　Fig.17 Distribution of NOx along the height of bolier(whole boiler)
　　图18 沿高度方向NOx浓度分布(燃烧器区域)
　　Fig.18 Distribution of NOx along the height of bolier(combustion zone)
　　图17为NOx浓度沿着高度方向分布。在燃烧器区域，平均NOx生成量随SOFA量增加明显降低。在燃尽风上部区域，平均NOx生成量随燃尽风量增加而增加。这表明，燃尽风量对NOx生成量有相当大的影响。在燃烧器区域，燃尽风量增加，过量空气系数减小，会加剧燃烧器区域的不完全燃烧程度，延迟煤粉的燃尽过程，煤粉在燃烧器区域的燃烧生成的燃料型NOx减少。在较小的过量空气系数下，生成的NOx被还原的效果也更加明显。燃尽风量增加，燃烧器区域温度也会降低，使生成的热力型NOx降低，因此，燃尽风量增加，燃烧器区域的NOx生成量会降低。在燃尽风上部区域，大量的燃尽风进入炉膛后，会与未燃尽焦炭继续反应，焦炭中的N也会继续反应生成NOx，导致NOx生成量会升高;随着炉膛高度进一步增加，由于未燃尽焦炭的还原作用，NOx生成量又会有所降低。燃尽风量增加，NOx生成量及出口排放量逐渐降低。图18为燃烧器区域NOx浓度分布的规律。从图18可以得出，随着SOFA风门开度增大，整体上燃烧器区域NOx浓度是逐渐降低的，燃烧器区域最高NOx浓度由30%开度(SOFA风门)的388mg/Nm3降低到100%开度(SOFA风门)的259mg/Nm3，最高NOx浓度降低了129mg/Nm3，降低幅度达到了49.8%。
　　图19不同SOFA风门下炉膛出口NO浓度
　　Fig.19 Distribution of NO at the outlet of boiler
　　图19为计算得到不同SOFA风门开度下炉膛出口NOx浓度变化规律。从图19可以得出，随着SOFA风们开度增大，整体上看，炉膛出口NOx浓度是逐渐下降的。由于SOFA风门开大，炉膛整体上分级燃烧程度增强，从而导致炉膛出口NOx浓度降低。当SOFA风门开度为100%时，炉膛出口NOx浓度降低到最低值为307.4mg/Nm3，炉膛出口NOx浓度由30%开度(SOFA风门)的487.9mg/Nm3降低到100%开度(SOFA风门)的307.4mg/Nm3，降低了180.5mg/Nm3，降低幅度达到了58.7%。由于随着SOFA风门开大，主燃烧区域氧量降低，从而降低了燃烧区域的燃烧速度和温度水平，因此不但延迟了煤粉燃烧过程，而且在还原性气氛中降低了NOx的反应速率，抑制了NOx在主燃烧区域中的生成量。因此SOFA风门开度变化对炉膛出口NOx浓度影响比较大，在实际现场运行中，通过调整SOFA风门开度变化，是一种非常有效的调整炉膛出口NOx浓度方法，尤其是降低尾部SCR脱硝系统成本，满足当前我国日益严峻的环保标准(NOx≤100mg/Nm3)，具有非常重要的现实意义。
　　4 结论
　　针对某电厂进行SOFA风低氮改造，利用ANSYS FLUENT 14.0软件进行了低氮改造后燃烧特性的数值模拟，主要结论如下：
　　(1) 数值模拟结果炉膛出口温度与现场测量误差范围在10%以内，NOx浓度与现场比较误差在为1.7%，说明本文数值模拟结果较为准确;
　　(2) 采用低氮改造增加SOFA风后温度分布较均匀，切圆形成比较好，没有出现火焰贴墙现象，水冷壁面温度较低，不同SOFA风门开度下，最下层二次风速度切圆形成比较好，没有出现速度冲墙现象;
　　(3) SOFA风门开度增大，燃烧器区域温度水平降低，不同SOFA风门开度下，温度分布的趋势是一致的，燃烧区域最高温度由30%开度(SOFA风门)的1803K降低到100%开度(SOFA风门)的1684K，风门开度变化70%,最高温度降低了118.8K，降低幅度达到7%，SOFA风门开度对主燃烧区域温度变化影响比较大;
　　(4) SOFA风门开度增大，整体上燃烧器区域NOx浓度是逐渐降低的，燃烧器区域最高NOx浓度由30%开度(SOFA风门)的388mg/Nm3降低到100%开度(SOFA风门)的259mg/Nm3，最高NOx浓度降低了129mg/Nm3，降低幅度达到了49.8%。
　　(5) 炉膛出口NOx浓度由30%开度(SOFA风门)的487.9mg/Nm3降低到100%开度(SOFA风门)的307.4mg/Nm3，降低了180.5mg/Nm3，降低幅度达到了58.7%。
　　通过本文研究表明，采用增加SOFA风低氮改造后，炉内速度场、温度场形成比较好，没有出现冲墙现象。低氮改造后，不同SOFA风门开度变化对炉膛出口NOx浓度影响比较大，因此通过调整SOFA风门开度是一种非常有效的调整炉膛出口NOx浓度方法，尤其是降低尾部SCR脱硝系统成本，满足当前我国日益严峻的环保标准(NOx≤100mg/Nm3)，具有非常重要的现实意义。
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　　来源：(第三届热电联产节能降耗新技术研讨会论文集)
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