大比例半焦煤粉摻混燃燒排放數(shù)值模擬研究

趙陽(yáng)，陳炳安，2，王鵬翔*，黎賢達(dá)，孫銳，孫紹增

（1.哈爾濱工業(yè)大學(xué)能源科學(xué)與工程學(xué)院，哈爾濱150001；2.哈爾濱電氣國(guó)際工程有限責(zé)任公司，哈爾濱150000；3.寧德時(shí)代新能源科技股份有限公司，福建寧德352100）

0 引言

半焦又稱蘭炭，是一種將褐煤、泥煤以及揮發(fā)分較高的煙煤等煤種在排凈氧氣的條件下加熱，經(jīng)過復(fù)雜的反應(yīng)工藝后獲得的煤化工產(chǎn)品［1］。在以煤為原料的化工生產(chǎn)中會(huì)產(chǎn)生大量的半焦煤粉，若將這些半焦煤粉處理后作為燃料［2］，不僅能實(shí)現(xiàn)生產(chǎn)效益最大化，還符合我國(guó)的能源可持續(xù)發(fā)展戰(zhàn)略。煤在半焦化過程中脫去了大量的硫，產(chǎn)物半焦中硫的質(zhì)量分?jǐn)?shù)比普通煤低50%左右［3］，作為鍋爐燃料更加環(huán)保；同時(shí)，由于干餾炭化過程中除去了大部分焦油與揮發(fā)分，導(dǎo)致半焦的著火特性不佳。因此，半焦燃料便宜環(huán)保但著火要求高，因而將半焦與其他燃料混合燃燒是實(shí)現(xiàn)半焦燃料用于鍋爐燃燒的重要途徑。

在進(jìn)行摻混燃燒時(shí)，許多參數(shù)會(huì)對(duì)燃燒過程及反應(yīng)產(chǎn)物產(chǎn)生重大影響，主要包括摻混燃料的種類、摻混比例和配風(fēng)方式等，如果合理地調(diào)控這些參數(shù)，鍋爐的燃燒效率及污染物排放特性會(huì)得到有效改善。李慧等［4］通過兩段式滴管爐，運(yùn)用空氣分級(jí)技術(shù)研究了半焦燃燒后的NOx排放質(zhì)量濃度規(guī)律，試驗(yàn)表明：過量空氣系數(shù)應(yīng)控制在1.2 以內(nèi)，在合理配風(fēng)的前提下，適當(dāng)提高主燃區(qū)溫度有利于半焦燃燒并能有效減少NOx排放質(zhì)量濃度。楊建成［5］通過研究發(fā)現(xiàn)，煤粉經(jīng)過主燃燒區(qū)時(shí)，停留時(shí)間越短，爐膛出口的NOx質(zhì)量濃度越高。這主要是因?yàn)镹Ox與還原性物質(zhì)的接觸時(shí)間不夠，導(dǎo)致NOx未被充分還原。Bilbao 等［6］對(duì)多種燃料的再燃特性進(jìn)行了探究，發(fā)現(xiàn)溫度越低，再燃燃料對(duì)降低NOx排放質(zhì)量濃度的效果越好，且分子量大的烴類比分子量小的烴類減排效果好。

目前，燃煤鍋爐的數(shù)值模擬技術(shù)趨于成熟，但對(duì)半焦混煤燃燒的相關(guān)模擬還較少，為了加速半焦混煤燃燒技術(shù)的推進(jìn)，有必要對(duì)鍋爐的半焦混煤燃燒進(jìn)行相關(guān)的數(shù)值模擬。韓志江等［7］以某鍋爐廠的660 MW 超超臨界鍋爐作為模型進(jìn)行數(shù)值模擬，綜合分析結(jié)果表明，最佳的半焦摻混燃燒比例為40%。Wu 等［8］對(duì)70 t/h 的燃煤鍋爐進(jìn)行了燃燒模擬，以廢合成氣作為再燃燃料，探究了相關(guān)的燃燒特性。模擬數(shù)據(jù)顯示，廢合成氣同樣是可行的再燃燃料，但著火損失較大，同時(shí)會(huì)導(dǎo)致煤粉燃燒不充分，CO 排放質(zhì)量分?jǐn)?shù)增大。蔡曉輝等［9］利用Fluent軟件對(duì)600 MW 超臨界四角切圓燃煤鍋爐的燃燒過程進(jìn)行了數(shù)值模擬，得到了爐膛內(nèi)的溫度場(chǎng)、速度場(chǎng)和煙氣組分場(chǎng)分布，對(duì)鍋爐的結(jié)渣區(qū)域進(jìn)行了較為精準(zhǔn)的預(yù)測(cè)，同時(shí)豐富了該型鍋爐的綜合研究。但該模擬試驗(yàn)缺少與真實(shí)試驗(yàn)數(shù)據(jù)的對(duì)比和誤差分析。陳輝及其團(tuán)隊(duì)［10］探究了煤粉細(xì)度對(duì)鍋爐燃燒的影響，通過對(duì)不同負(fù)荷下不同煤粉細(xì)度的燃燒進(jìn)行數(shù)值模擬，得到了煤粉細(xì)度變化對(duì)爐內(nèi)燃燒產(chǎn)物分布的影響規(guī)律。結(jié)果表明，在滿足鍋爐的制粉系統(tǒng)安全運(yùn)行的條件下，降低煤粉細(xì)度對(duì)降低NOx、飛灰的排放有重要作用，有利于提高電站機(jī)組的經(jīng)濟(jì)性和環(huán)保性。

本文運(yùn)用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)（CFD）技術(shù)對(duì)鍋爐進(jìn)行網(wǎng)格建模和數(shù)值模擬計(jì)算，通過改變摻混比例、給粉方式、二次風(fēng)配比等條件，探究半焦摻混燃燒的特性。通過分析各模擬工況的爐內(nèi)溫度場(chǎng)、NO質(zhì)量分?jǐn)?shù)場(chǎng)和CO 質(zhì)量分?jǐn)?shù)場(chǎng)分布情況，找到經(jīng)濟(jì)性最好、NOx排放質(zhì)量濃度最優(yōu)的工況。

1 模擬對(duì)象與網(wǎng)格劃分

1.1 模擬對(duì)象

本試驗(yàn)?zāi)M對(duì)象是一臺(tái)300 MW 亞臨界自然循環(huán)鍋爐，Π形布置，采用四角切圓直流燃燒器。鍋爐的主蒸汽流量為1 025 t/h，額定蒸發(fā)量為895.9 t/h。鍋爐總高54.3 m，爐膛橫向截面為正方形，邊長(zhǎng)為11.4 m。鍋爐內(nèi)共布置了5層一次風(fēng)口、6層二次風(fēng)口、4 層三次風(fēng)口和3 層燃盡風(fēng)口。每層風(fēng)口有4 個(gè)均勻分布的風(fēng)道。試驗(yàn)所用煤種為煙煤和半焦，其燃燒特性見表1。

表1 燃料燃燒特性Tab.1 Fuel combustion characteristics

1.2 網(wǎng)格劃分

本試驗(yàn)將鍋爐從下到上劃分為4 個(gè)區(qū)域：燃燒器下部到冷灰斗區(qū)、燃燒器區(qū)、燃燒器上部到折焰角區(qū)、折焰角及折焰角上部區(qū)域。運(yùn)用的網(wǎng)格劃分軟件為Gambit，難點(diǎn)主要在于對(duì)四角切圓燃燒器的處理，因?yàn)槿紵鲄^(qū)域是整個(gè)模擬的核心，其流場(chǎng)情況較為復(fù)雜。具體操作時(shí)，運(yùn)用Pave 方法生成燃燒器區(qū)域的截面網(wǎng)格，四邊形網(wǎng)格從爐膛邊緣處覆蓋區(qū)域中心，擬合效果較好，不規(guī)則網(wǎng)格數(shù)量少，網(wǎng)格質(zhì)量高。由于燃燒器噴口處的邊界層效應(yīng)明顯，傳熱傳質(zhì)過程較為劇烈，流動(dòng)情況復(fù)雜，所需要的模擬結(jié)果準(zhǔn)確性要求高，因而在各噴口處加密了網(wǎng)格；另外，沿爐膛高度方向還生成了六面體網(wǎng)格，進(jìn)一步提高了網(wǎng)格的整體質(zhì)量。在對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行無(wú)關(guān)性分析后，綜合考慮網(wǎng)格質(zhì)量、模擬精度及計(jì)算復(fù)雜程度，最終劃分的網(wǎng)格總數(shù)約為160 萬(wàn)。鍋爐模型縱截面、橫截面網(wǎng)格示意如圖1所示。

1.3 模型選用

本文通過Fluent軟件對(duì)半焦摻混燃燒進(jìn)行數(shù)值模擬研究。湍流模型選用近壁面處仿真精度較高的Realizablek?ε模型。燃燒模型選用有限速率/渦耗散模型，在使用該模型時(shí)將同時(shí)計(jì)算阿雷尼烏斯速率和湍流混合速率，并取其中的較小值作為真實(shí)反應(yīng)速率。該模型可以有效提高計(jì)算精度，但同時(shí)也會(huì)使計(jì)算量上升。爐內(nèi)的輻射換熱選用P?1 模型，該模型在光學(xué)深度較大的情況下具有較好的穩(wěn)定性，同時(shí)可以有效地處理復(fù)雜幾何問題。燃料顆粒在爐內(nèi)的運(yùn)動(dòng)及傳熱選用離散顆粒模型（DPM）。

圖1 鍋爐模型網(wǎng)格示意Fig.1 Mesh of the boiler mode

1.4 模型驗(yàn)證

建立模型后還需對(duì)數(shù)學(xué)模型的準(zhǔn)確性進(jìn)行驗(yàn)證，以確保各數(shù)學(xué)模型符合混煤燃燒過程。由我們之前的研究可知［11］，在摻混比例為45%時(shí)，爐膛軸向的溫度變化和試驗(yàn)結(jié)果基本一致，峰值誤差在7%左右；模擬的煙氣速度略高于實(shí)際速度，這是由于實(shí)際情況下不能忽視空氣阻力對(duì)煙氣擴(kuò)散的影響；模擬的ω（CO）比實(shí)際情況偏小，這是因?yàn)閷?shí)際燃燒過程中要考慮結(jié)渣的因素；模擬得到的NOx質(zhì)量濃度偏高，這是模擬的爐內(nèi)溫度偏高導(dǎo)致的。模擬結(jié)果與實(shí)際試驗(yàn)的誤差小于4%，在誤差允許范圍內(nèi)。因此，本文選取的數(shù)學(xué)模型是準(zhǔn)確可靠的。

1.5 數(shù)據(jù)處理

試驗(yàn)數(shù)據(jù)處理使用的軟件是Origin 和Tecplot。沿爐膛縱向每隔1 m 截取1 個(gè)橫截面，導(dǎo)出各截面的面平均溫度和各組分的面平均質(zhì)量分?jǐn)?shù)，將數(shù)據(jù)整理在Excel 中，再將所需數(shù)據(jù)導(dǎo)入Origin 完成點(diǎn)線圖的繪制。Tecplot 是用于繪制鍋爐縱截面的云圖，通過建立Slice 可獲得帶有等值線的云圖，能直觀地反映爐內(nèi)數(shù)據(jù)分布。

2 結(jié)果與討論

為了進(jìn)一步探究煙煤和半焦的摻混燃燒特性，本試驗(yàn)共設(shè)置了9 個(gè)工況（見表2—3），其中A，B，C工況的半焦摻混比例均為40%，但配風(fēng)送粉的設(shè)計(jì)布局不同。本試驗(yàn)選取的模擬對(duì)象鍋爐配有5層燃燒器，在摻混比例為40%且非混合送粉時(shí)，半焦和煙煤分別占用2 個(gè)和3 個(gè)燃燒器。工況A 為bbaaa型，工況B 為ababa 型，工況C 為aaabb 型（從左到右對(duì)應(yīng)鍋爐燃燒器從上到下順序，a 為煙煤，b 為半焦）。工況D，E，F(xiàn) 為半焦摻混比例分別為40%，50%，30%的半焦和煙煤摻混燃燒的工況，半焦和煙煤在進(jìn)入鍋爐前按比例混合好，然后均勻送入各燃燒器。工況G，H，I 是研究二次風(fēng)配風(fēng)對(duì)摻混燃燒的影響，通過前幾個(gè)工況的研究發(fā)現(xiàn)，工況A半焦布置靠上時(shí)各區(qū)域NOx質(zhì)量濃度明顯增大，因而這3個(gè)工況是基于工況A 的改進(jìn)型工況，目的是更直觀地探究改變二次風(fēng)風(fēng)量配比對(duì)爐內(nèi)NOx質(zhì)量濃度的影響。圖2為數(shù)值模擬計(jì)算流程。

圖2 Fluent數(shù)值模擬計(jì)算流程Fig.2 Calculation process of Fluent numerical simulation

表2 各工況燃燒器的給粉情況Tab.2 Powder feeding situation of the burner under different working condition

2.1 不同燃料分層下的數(shù)值模擬燃燒

燃料從不同的一次風(fēng)噴口噴入爐膛，爐內(nèi)的燃燒溫度和NO，CO 分布也會(huì)不同。本節(jié)探究設(shè)計(jì)4個(gè)工況：工況A，B，C 為非均勻配風(fēng)，工況D 為均勻配風(fēng)對(duì)照組。4組工況的半焦摻混比例均為40%。

表3 各工況給粉量及風(fēng)速Tab.3 Feeding powder amount and wind speed under different working condition

2.1.1 溫度場(chǎng)分析

圖3 為爐膛截面的溫度場(chǎng)分布。通過比較4 組工況可以發(fā)現(xiàn)，在摻混比例相同而給粉配風(fēng)方式不同的情況下，半焦在爐膛中的布置位置越高，爐膛主燃區(qū)高溫面積越大。這是由于半焦的熱值更高且易燃程度更低，半焦布置位置更靠爐膛上方時(shí)，未充分燃燒的焦炭增加了爐內(nèi)高溫區(qū)域。這種情況增加了爐膛上部換熱設(shè)備的熱負(fù)荷，是較為危險(xiǎn)的。主燃區(qū)4 種工況下的溫度基本一致；爐膛下部靠近冷灰斗區(qū)域，工況C的溫度較低，這是由于該區(qū)域的初始溫度及氧量利于低揮發(fā)分的半焦燃燒，燃盡效果不佳。采用均勻配風(fēng)的工況D相比非均勻配風(fēng)的前3組工況而言，其主燃區(qū)高溫區(qū)域最小，爐膛尾部煙溫最低，溫度對(duì)稱分布最好，燃燒效果最優(yōu)。

圖3 沿爐膛高度溫度場(chǎng)分布（工況A—D）Fig.3 Temperature distribution of the furnace along the height（working conditions A—D）

圖4 再次驗(yàn)證了鍋爐內(nèi)的溫度分布情況，沿爐膛高度方向，爐內(nèi)溫度呈現(xiàn)先增高后降低的趨勢(shì)。爐膛中下部的溫度總體隨燃燒器的增加而上升，此階段溫度下降的原因是二次風(fēng)的吹入。到達(dá)三次風(fēng)口后，由于三次風(fēng)的吹入溫度猛降，隨后引入燃盡風(fēng)后爐內(nèi)繼續(xù)燃燒，使得溫度小幅上升直至平穩(wěn)。工況A 的截面溫度明顯高于其他工況，因?yàn)樵跔t膛下部，工況A 的燃料為煤粉，著火更為容易，燃燒更加充分，因而爐膛低處區(qū)域溫度較高；而在爐膛上部，燃料為熱值更大的半焦，且相對(duì)于其他工況而言工況A 的半焦分布在富氧區(qū)域，燃燒條件更好，因此爐膛上部區(qū)域也是工況A 的溫度更高。值得注意的是，爐膛中上部溫度較低的是采取交替布置方式的工況B，這是綜合了燃燒條件和燃料熱值2個(gè)因素的結(jié)果。

圖4 沿爐膛高度各橫截面平均溫度分布（工況A—D）Fig.4 Temperature distribution on each cross section of the furnace along the height（working conditions A—D）

2.1.2 NO質(zhì)量分?jǐn)?shù)場(chǎng)分析

圖5 顯示了爐膛高度方向上的NO 分布?？傮w來(lái)看，燃燒器附近的高溫區(qū)域是ω（NO）較大的區(qū)域，而越靠近溫度較低的爐膛尾部，ω（NO）逐漸降低。工況A 爐膛上部的ω（NO）明顯大于其他工況，這是由于工況A 的爐膛上部煙氣溫度較高，有利于熱力型NOx的生成，同時(shí)氧氣充足，沒有足夠的還原性氣氛。對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)，工況D 的尾部ω（NO）最小，這是因?yàn)楣rD的燃料整體分布最為均勻，半焦與煙煤的充分混合極大降低了爐膛出口ω（NO）。圖6整體反映了沿爐膛高度各截面的NO分布情況，可以注意到，爐膛中部10～15 m 區(qū)域ω（NO）最大的是工況C，這是因?yàn)楣rC 的半焦分布在爐膛的下部，而中上層區(qū)域缺少半焦創(chuàng)造的還原性氣氛，因此ω（NO）開始猛增。

2.1.3 CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)場(chǎng)分析

圖5 沿爐膛高度ω（NO）分布（工況A—D）Fig.5 Distribution of ω（NO）in the furnace along the height（working conditions A—D）

圖6 沿爐膛高度各橫截面平均ω（NO）分布（工況A—D）Fig.6 Distribution of ω（NO）on each cross section of the furnace along the height（working conditions A—D）

圖7 和圖8 為沿爐膛高度方向各截面的CO 分布情況。CO是還原性氣體，從其分布可以看出爐內(nèi)還原性氣氛的分布情況?？傮w上CO 在爐內(nèi)呈對(duì)稱分布且基本只存在于爐膛下部，在靠近一次風(fēng)口的位置ω（CO）較大，在切圓中心區(qū)域和爐膛上部較小。出現(xiàn)這種情況的主要原因是：煤粉從一次風(fēng)口剛噴入時(shí)揮發(fā)分釋放緩慢，尚未達(dá)到充分燃燒條件，因而形成還原性氣氛，一方面使?fàn)t內(nèi)燃燒的CO2還原為CO，另一方面使煤粉不完全燃燒產(chǎn)生CO；生成的CO 隨煤粉進(jìn)入爐膛中心開始劇烈燃燒，因而在爐膛中心ω（CO）較?。涣硗?，隨著二次風(fēng)的引入，氧氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)增大，不利于CO 生成，因而爐膛上部ω（CO）較小。同時(shí)還可注意到，半焦噴口的ω（CO）大于煙煤噴口，這是半焦的著火特性差造成的?？傮w來(lái)說，3 種非均勻給粉工況A，B，C 的ω（CO）明顯小于均勻給粉的工況D，說明在均勻給粉的條件下，爐內(nèi)的還原性氣氛區(qū)域越大，越有利于NO 的還原，減少尾氣污染。而橫向?qū)Ρ裙rA，B，C：半焦分布最靠下的工況C，CO 主要聚集在下部燃燒器附近，整體質(zhì)量分?jǐn)?shù)最??；交替給粉的工況B 整體ω（CO）最大。這說明了半焦布置并非越低越好，相反，半焦與煙煤混合越充分，爐膛內(nèi)的ω（CO）越大，還原性氣氛區(qū)域越大，對(duì)NO的減排效果越好。

圖7 沿爐膛高度ω（CO）分布（工況A—D）Fig.7 Distribution of ω（CO）in the furnace along the height（working conditions A—D）

圖8 沿爐膛高度各橫截面平均ω（CO）分布（工況A—D）Fig.8 Distribution of ω（CO）on each cross section of the furnace along the height（working conditions A—D）

2.2 不同摻混比例下的數(shù)值模擬燃燒

本節(jié)主要介紹不同半焦摻混比例下的數(shù)值模擬。設(shè)計(jì)均勻配風(fēng)時(shí)30%，40%，50%摻混比例下的3 種工況（分別對(duì)應(yīng)工況D，E，F(xiàn)），模擬得到了爐內(nèi)的溫度分布和ω（NO），ω（CO）分布情況。

2.2.1 溫度場(chǎng)分析

不同摻混比例下的爐膛溫度場(chǎng)分布如圖9—10所示。理論上來(lái)說，半焦的熱值更高，因而半焦摻混比例越高，爐膛各截面溫度也應(yīng)該更高，但從圖像反映的情況看，實(shí)際的燃燒情況并非這樣理想化。從平均溫度看，30%摻混比例下的面平均溫度最高且與其他工況差距明顯；40%和50%摻混比例工況的溫度接近，40%摻混比例工況略高；從爐膛高溫區(qū)域來(lái)看，30%摻混比例工況的2 000 K以上區(qū)域最大，40%和50%摻混比例工況逐漸減??；從爐膛中心溫度看，30%和50%摻混比例工況均高于40%摻混比例工況。出現(xiàn)這種情況的原因可能是當(dāng)半焦比例較高時(shí)，由于半焦的難燃及低揮發(fā)分特點(diǎn)，使得整體燃盡率降低，燃燒效率不佳。這種推斷可以在圖10中得到初步驗(yàn)證：在燃盡區(qū)之前，3種摻混比例工況的溫度相差不大，進(jìn)入燃盡區(qū)后，隨著三次風(fēng)的引入，40%和50%摻混比例工況的溫度下降幅度更大，回升幅度也更大。從著火距離看，半焦比例越大，著火距離也越大，這是由于半焦的揮發(fā)分低，著火難度更大，因而摻混的半焦比例越大，著火條件越不利。

圖9 沿爐膛高度溫度場(chǎng)分布（工況D—F）Fig.9 Temperature distribution of the furnace along the height（working conditions D—F）

圖10 沿爐膛高度各橫截面平均溫度分布（工況D—F）Fig.10 Temperature distribution on each cross section of the furnace along the height（working conditions D—F）

2.2.2 NO質(zhì)量分?jǐn)?shù)場(chǎng)分析

圖11 和圖12 可以看到NO 的分布情況。半焦摻混對(duì)ω（NO）的影響體現(xiàn)在2 個(gè)方面：半焦的低揮發(fā)分特點(diǎn)可使其在過量空氣系數(shù)較低的環(huán)境下形成還原性氣氛，有利于NO 的還原，降低ω（NO）；半焦的高熱值特點(diǎn)會(huì)使得爐內(nèi)溫度升高，促進(jìn)熱力型NOx的生成，提高ω（NO）。所以，半焦的比例過低或過高都會(huì)使ω（NO）偏大。本節(jié)試驗(yàn)充分證明了這種機(jī)理：40%半焦摻混比例工況下的ω（NO）遠(yuǎn)小于30%和50%摻混比例工況。爐膛主燃區(qū)ω（NO）差距并不明顯，但進(jìn)入燃盡區(qū)后，30%摻混比例工況由于尾部煙氣溫度較高，ω（NO）開始激增。50%摻混比例工況也由于半焦熱值大的原因煙氣溫度比40%摻混比例工況更高，因而ω（NO）也偏大。

圖11 沿爐膛高度ω（NO）分布（工況D—F）Fig.11 Distribution of ω（NO）in the furnace along the height（working conditions D—F）

圖12 沿爐膛高度各橫截面平均ω（NO）分布（工況D—F）Fig.12 Distribution of ω（NO）on each cross section of the furnace along the height（working conditions D—F）

2.2.3 CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)場(chǎng)分析

圖13—14 為3 種摻混工況下爐內(nèi)的CO 分布情況。從縱截面的云圖看，40%摻混比例工況無(wú)論是ω（CO）還是分布面積都明顯優(yōu)于其他2 種工況，還原性氣氛覆蓋了從冷灰斗到折焰角的大部分區(qū)域。爐膛出口處基本沒有CO，因而不會(huì)造成尾氣污染。30%摻混比例工況下燃盡區(qū)幾乎沒有CO，這是半焦比例較少的緣故。理想情況下，50%摻混比例工況應(yīng)該比40%摻混比例工況有更多CO，但實(shí)際情況卻大相徑庭，爐膛下方燃燒器附近40%和50%摻混比例工況的ω（CO）比較接近，而越靠近爐膛上部，50%摻混比例工況的ω（CO）反而越小。出現(xiàn)這種狀況的原因是過高的半焦比例提高了燃燒器附近的局部溫度，使得主燃區(qū)富氧燃燒更加充分，不利于CO 的生成，同時(shí)使下部生成的CO 向CO2轉(zhuǎn)化，導(dǎo)致ω（NO）明顯降低。圖15 也顯示了50%摻混比例工況的ω（CO）反而更小的現(xiàn)象。這些結(jié)論說明，并非半焦摻混越多對(duì)NO 的還原效果越好，從還原性氣氛來(lái)看，減排效果最好的工況是40%摻混比例工況。

圖13 沿爐膛高度ω（CO）分布（工況D—F）Fig.13 Distribution of ω（CO）in the furnace along the height（working conditions D—F）

圖14 沿爐膛高度各橫截面平均ω（CO）分布（工況D—F）Fig.14 Distribution of ω（CO）on each cross section of the furnace along the height（working conditions D—F）

2.3 不同二次風(fēng)配風(fēng)方式下的數(shù)值模擬燃燒

本節(jié)基于燃料分層試驗(yàn)的工況A，通過改變二次風(fēng)的配風(fēng)方式，探究最為適合的半焦摻混燃燒的二次風(fēng)配風(fēng)方式。之所以選擇半焦布置在爐膛上部燃燒器的工況，是因?yàn)樵摴r下爐內(nèi)燃燒溫度較高，燃盡率較好，但由于其尾部煙氣溫度較高也導(dǎo)致了尾部ω（NO）較大，針對(duì)這種工況，改變二次風(fēng)配風(fēng)能取得較好的試驗(yàn)效果。針對(duì)本次模擬鍋爐的6個(gè)二次風(fēng)口設(shè)計(jì)了3種工況：其中工況G和工況H都是降低上部3個(gè)二次風(fēng)口風(fēng)速，提高下部3個(gè)二次風(fēng)口風(fēng)速；工況I 是降低上部2 個(gè)二次風(fēng)口風(fēng)速，提高下部4 個(gè)二次風(fēng)口風(fēng)速。3 種工況的二次風(fēng)總量相等。通過模擬得到了爐內(nèi)溫度分布和ω（NO），ω（CO）分布。

2.3.1 溫度場(chǎng)分析

對(duì)比圖3 的工況A 和圖15、圖16 可以發(fā)現(xiàn)，在改變二次風(fēng)配比之后，爐膛燃盡區(qū)溫度明顯下降，達(dá)到了試驗(yàn)設(shè)計(jì)目標(biāo)。工況G 降低了鍋爐上部的3組二次風(fēng)速，使得布置在上部的半焦燃燒條件變差，不利于半焦著火，因而燃盡區(qū)溫度下降最為明顯；同時(shí)，在增加了爐膛下部的3 組二次風(fēng)速后，爐內(nèi)中心溫度相對(duì)降低；在冷灰斗區(qū)域增加了二次風(fēng)速，使得下落的未燃盡煤粉量減少，冷灰斗溫度也相應(yīng)較低。工況H 的2 種二次風(fēng)風(fēng)速差別更大，使得主燃區(qū)下半段燃燒更加猛烈，溫度偏高；而主燃區(qū)上半部分的二次風(fēng)風(fēng)速較小，燃燒不夠充分，使得燃盡區(qū)的未完全燃燒成分較多，燃盡區(qū)溫度較高。工況I 的二次風(fēng)改變較小，未能較明顯改善燃盡區(qū)溫度高的弊端。

圖15 沿爐膛高度溫度場(chǎng)分布（工況G—I）Fig.15 Temperature distribution of the furnace along the height（working conditions G—I）

圖16 沿爐膛高度各橫截面平均溫度分布（工況G—I）Fig.16 Temperature distribution on each cross section of the furnace along the height（working conditions G—I）

2.3.2 NO質(zhì)量分?jǐn)?shù)場(chǎng)分析

圖17和圖18反映了NO的分布情況。從3種工況的云圖看，工況G 的尾部ω（NO）最小，其次是工況H，而二次風(fēng)風(fēng)速改動(dòng)較大的工況I 的NO 排放情況最差，這與3 種工況的尾部溫度息息相關(guān)。從爐膛的ω（NO）來(lái)看，工況I的NO 在燃燒器附近聚集較多，這是因?yàn)槠涠物L(fēng)風(fēng)速改變量最少。但總的來(lái)看，3種改變二次風(fēng)配比的工況都比原工況的NO 排放效果好很多，這說明在采取不同的給粉方式時(shí)需要搭配合理的二次風(fēng)配風(fēng)方式，才能發(fā)揮其優(yōu)化排放能力。圖18 更加直觀地說明了3 種工況下的NO排放優(yōu)劣情況。從出口來(lái)看，工況G 的NO 減排效果是較為明顯的。

2.3.3 CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)場(chǎng)分析

圖19和圖20反映了CO的分布情況。

圖17 沿爐膛高度ω（NO）分布（工況G—I）Fig.17 Distribution of ω（NO）in the furnace along the height（working conditions G—I）

圖18 沿爐膛高度各橫截面平均ω（NO）分布（工況G—I）Fig.18 Distribution of ω（NO）on each cross section of the furnace along the height（working conditions G—I）

圖19 沿爐膛高度ω（CO）分布（工況G—I）Fig.19 Distribution of ω（CO）in the furnace along the height（working conditions G—I）

圖20 沿爐膛高度各橫截面平均ω（CO）分布（工況G—I）Fig.20 Distribution of ω（CO）on each cross section of the furnace along the height（working conditions G—I）

根據(jù)圖像分析，3 種工況下的ω（CO）分布趨勢(shì)是一致的，在爐膛下部尚未完全燃燒的區(qū)域較為豐富，在爐膛中上部隨氧氣的逐漸增加而減少殆盡。爐膛下部至冷灰斗區(qū)域，工況H 的ω（CO）較小，這是因?yàn)楣rH 的下部二次風(fēng)口風(fēng)速較高，未燃盡煤粉掉落的少，使得冷灰斗殘留的未完全燃燒煤粉少，ω（CO）隨之較小；爐膛上部ω（CO）逐漸趨于穩(wěn)定后，工況G 略高于工況H，I，說明過高和過低的燃盡區(qū)二次風(fēng)速都不利于還原性氣氛的形成。

3 結(jié)論

本文運(yùn)用Fluent 等軟件建立煤粉鍋爐模型，進(jìn)行了半焦煤粉摻混的數(shù)值模擬研究。驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性后，進(jìn)行了3 組共9 個(gè)工況的模擬試驗(yàn)，得到了不同工況下的爐膛溫度分布和ω（NO），ω（CO）分布，結(jié)論如下。

（1）從給粉方式看，在均勻配風(fēng)的前提下，半焦布置越靠上，爐內(nèi)各區(qū)域溫度均會(huì)更高，然而燃盡區(qū)溫度過高會(huì)引起屏式過熱器結(jié)渣，造成鍋爐安全運(yùn)行隱患，同時(shí)也正因?yàn)闇囟雀?，使得ω（NO）更大。從NO 排放和爐內(nèi)還原性氣氛范圍看，采取半焦和煙煤均勻給粉的工況NO 排放最優(yōu)，同比非均勻給粉的最佳工況爐膛尾部ω（NO）下降20%左右。

（2）從摻混比例看，過高和過低的半焦摻混比例都達(dá)不到理想的減排效果。40%半焦摻混比例是所研究的3 個(gè)不同摻混比例中的最佳比例，在該比例下的爐膛尾部ω（NO）比其他工況小20%左右。

（3）從給粉方式看，半焦布置靠上工況的溫度和NOx質(zhì)量濃度均遠(yuǎn)高于其他工況，因而認(rèn)為該工況的改進(jìn)潛力最大，于是在該工況的基礎(chǔ)上進(jìn)行了二次風(fēng)配風(fēng)的模擬研究。由于半焦布置靠上導(dǎo)致爐溫過高，因此遵循減弱上部爐膛的二次風(fēng)配風(fēng)原則。從結(jié)果看，上下3 層二次風(fēng)速分別在原風(fēng)速基礎(chǔ)上降低和升高5 m/s 的工況燃燒改善效果非常明顯，ω（NO）大大減小。研究表明，過多或過少地減弱上部二次風(fēng)都不是最佳工況，因而在選擇二次風(fēng)配風(fēng)方式時(shí)應(yīng)根據(jù)具體給粉方式來(lái)確定。