无烟煤和贫煤在我国电站锅炉燃用煤量中占比40%以上[1]。无烟煤和贫煤通常煤化程度高、挥发分含量低，孔隙率小，反应性较低，在燃用过程中需要较高的着火温度、燃尽温度和较长的燃尽时间[2]。W型火焰锅炉由于其自身结构特点，能够增加煤粉颗粒在炉膛内的停留时间而广泛应用于低挥发分煤的燃烧，但实际运行中其炉膛出口NOx浓度超过1 000 mg/Nm3，NOx排放水平显著高于其他燃烧形式的锅炉[3-5]。
空气分级燃烧技术已在多台W型锅炉上应用，技术参数的选取和调整优化对于低氮燃烧效果有较大影响。LIU Guangkui 等[6]研究了不同OFA风率对福斯特惠勒型W炉(FW)流动、燃烧以及氮氧化物排放的影响规律。马仑等[7] 研究发现，控制合理的拱上二次风比例和风门开度可以提高W型锅炉运行经济性并降低NOx排放。魏小林等[8]研究300 MW容量W火焰锅炉的风量配比，提出炉内组织型流场和形成型流场的条件。然而对W锅炉的研究主要集中在FW上，其他3种W型火焰锅炉相关研究较少，尤其是对于B & W炉，目前的研究工作虽然已经揭示出其运行中存在诸多问题，但并未对这些问题开展系统而深入的研究[9]。与其他燃烧方式的锅炉相比较，目前国内经过低氮改造的W型火焰锅炉普遍存在NOx达标困难、燃烧经济性差、参数不稳定等问题[10-12]，相关研究亟待深入。
本文采用数值计算方法深入研究了SOFA的布置方式对于W型锅炉燃烧及NOx排放特性的影响，为B & W锅炉低氮改造提供了理论依据，具有重要的工程指导意义。
1 研究对象
本文研究对象为一台B & W超临界600 MW锅炉，垂直炉膛、一次中间再热、平衡通风、固态排渣、P型露天布置，如图1所示。
图1 炉膛结构示意
Fig.1 Structure diagram of the boiler
本锅炉采用冷一次风机正压直吹式制粉系统，采用24支浓缩型EI-XCL煤粉燃烧器。一次风煤粉气流经偏心异径管浓淡分离，50%的一次风和10%煤粉分离经乏气喷口喷入炉膛燃烧，其余的50%一次风和90%的煤粉由燃烧器一次风喷口喷入炉内燃烧，乏气喷口下倾35°。锅炉48个分级风喷口与水平方向成25°倾角引入炉膛。内二次风与燃烧器轴线夹角45°，外二次风与燃烧器轴线夹角30°。李争起等对配风角度进行了详细的探讨，本文原始的角度设置在合理范围之类，将不再对其配风角度进行调整。
2 数值计算方法
2.1 数学模型
本文采用计算流体动力学(CFD)，ANSYS13.0版本对该锅炉湍流流动、物质输运、湍流燃烧、辐射传热以及NOx排放等进行数值模拟。数值模拟选择的模型以及计算方法见表1。
两步竞争模型[13]包含了低温脱挥发分和高温脱挥发分两步:
在本研究中，由于快速型NOx所占比例很少，所以仅考虑燃料型及热力型NOx[14-15]，挥发分N和焦炭N的质量分数分别14.84%和85.16%，挥发分N转化为中间产物如HCN和NH3(HCN/NH3=9∶1)，焦炭N直接转化为NO，转化比例为0.7。对于辐射模型的选择，由于DO模型相对于传统P1模型适用范围更广，精度更高，本文选择DO模型处理辐射传热[16-17]。对于焦炭燃烧模型的选择，由于CBK模型包含了对热失活以及灰分抑制的定量描述[18]，为了得到精确的飞灰含碳量，本研究选择CBK模型处理焦炭燃烧。
表1 主要数学模型选择及计算方法总览
Table 1 Mathematical methods and models for this numerical simulation
2.2 网格划分
基于真实的尺寸，将几何模型分割为多个块进行网格划分。划分时采用结构网格，在一些特定位置使用interface以保证整体网格质量。在燃烧器附近，由于其湍流强度大，本文对该区域的网格进行了局部加密。为了最大程度减少伪扩散的影响，本文将燃烧器出口区域网格线与流线方向基本保持一致。本文在网格数分别为1 467 000,2 263 000,3 062 000,和3 578 000的划分方式下进行了网格独立性验证，以烟气速度场的变化为测试指标。测试结果表明当网格数从3 062 000增加到3 578 000时，速度场基本不再发生变化，因此将3 062 000网格数的网格作为数值模拟研究的计算网格。最终确定的锅炉网格划分分区方式及计算网格结构如图2所示。
图2 计算网格划分及结构
Fig.2 Geometry of the CFD and grid division
2.3 现场试验及工况设置
为了验证数值模拟中模型和参数选取的准确性，本文进行了相关的现场实验。试验开始后在每台运行的给煤机上部的原煤取样装置处取样，每15 min取样一次，每次取样质量超过1 kg，每次取样后密封，取样时间持续至试验结束，并混合缩分进行工业分析、元素分析和发热量测定。然后进行飞灰含碳量的测定:从试验开始至结束，在空预器出口烟道用飞灰取样器取样，样品混合缩分进行含碳量的分析。最后烟气成分采用取样后接入烟气分析仪的手段分析，炉膛出口温度读取热电偶在试验期间的平均值。原始工况的煤质分析和主要参数见表2。
表2 原始工况煤质分析及主要参数
Table 2 Proximate and ultimate analyses of coal and the main parameters
对SOFA风率影响的研究本文设置了3个工况，对SOFA风位置影响的研究本文设置了4个工况，具体模拟工况设置见表3。
上述引入SOFA的工况，均添加了52只SOFA喷口，前后墙48只与分级风喷口对应，离开前后墙2 m处分别布置一只SOFA风，侧墙SOFA共4只，下倾角度25°，通过减少原各二次风速来提供SOFA风。见表3，工况0为不引入SOFA时的原始配风，工况1～3考察了引入SOFA在拱上6 m处时，SOFA风率对燃烧及NOx的影响。工况4～7考察了在SOFA风率固定为20%时，SOFA位置对燃烧特性及NOx排放的影响。
3 结果与讨论
3.1 模拟结果验证
根据试验数据进行数值模拟，得到的原始工况炉膛中心截面速度场、温度场、典型物质浓度场云图如图3所示。
表3 模拟工况说明
Table 3 Case settings for the simulations
图3 原燃烧系统的典型计算结果
Fig.3 Typical predicted results of the original combustion systems
图3为未引入SOFA时，炉膛燃烧器纵截面与高过入口截面典型计算结果云图。由速度场云图可知，采用浓缩型EI-XCL燃烧器，由于外二次风风率较大，一次风进入炉膛的射流刚性和旋流强度都较大。乏气风受到内外二次风的影响，下倾角度虽有35°但下冲行程短，射流刚性较弱。分级风起到托粉的作用，布置在炉膛最下部，受到内外二次风旋流的影响较小，刚性及下冲深度较大。由于采用旋流燃烧器，一次风速度衰减较快，但风粉混合效果好，解决了无烟煤着火困难的问题。通过对速度场的分析可知，整个炉内空气动力场呈现“W”型分布，但其下冲行程过大。由于速度场的问题导致下炉膛高温区域距离冷灰斗过近，容易造成下炉膛结焦结渣。由O2浓度场分布可知，离开燃烧器较长距离，O2浓度基本不变，说明该次试验煤质差，煤粉着火较晚。沿壁面附近由于乏气风和分级风的喷入，O2浓度一直保持在较高的水平。整个炉膛靠近壁面区域O2浓度较高而中心区域O2浓度较低，说明在烟道中部煤粉燃烧得较为充分，温度也相对较高。由NO分布云图可知，从煤粉着火开始NO开始变高，整个下炉膛NO都很高。烟道中心燃烧温度高于壁面侧，因而NO浓度也明显高于壁面侧。通过典型计算结果分析可知，减少二次风量，引入SOFA为解决该炉NOx排放水平高的最经济实用的方案。
原始工况数据与试验结果数据对比见表4，由表4中数据对比可知模拟工况的烟气温度略高于试验值，炉膛出口NOx浓度及飞灰含碳量均与实际值接近。因此本研究采用的计算模型及参数所得结果是可信的。因此在以下的模拟计算过程中均采用本计算模型和参数。
表4 试验数据与模拟数据对比
Table 4 Calculated and measured performances of theboiler with the original combustion systems
3.2 SOFA风率对燃烧及NOx排放的影响
为了研究SOFA风率对燃烧及NOx排放的影响，先将SOFA位置固定在拱上6 m处，通过减少内外二次风量和分级风量提供SOFA风。图4为不同SOFA风率下各参数沿炉膛高度的变化曲线。
图4 不同SOFA风率下各参数沿炉膛高度的变化曲线
Fig.4 Different average parameters along the furnace height under different SOFA ratios
由温度分布曲线可知，工况0没有引入SOFA风，整个炉膛火焰中心相比其他工况低，冷灰斗区域温度高于引入SOFA风的工况[19-20]。在下炉膛区域，由于分级风及乏气风的喷入，温度分布呈现锯齿状，燃烧器附近同时有内外二次风喷入炉膛，风量较大，形成最低的波谷。上炉膛区域，工况0没有引入SOFA，温度平滑过渡，其他3个工况均出现局部高温区，这是由于下炉膛未燃尽的煤粉在SOFA风补入后继续燃烧，形成了局部高温区。温度场结果表明，随SOFA风率的上升，下炉膛燃烧强度下降，燃尽风区域燃烧强度增加，火焰中心上移，炉膛出口的烟温也随之小幅增加。
由O2浓度分布曲线可知，在下炉膛各工况的氧量变化不明显。这是由于原始工况中下炉膛通入二次风量大，且燃烧较为充分，二次风带来的氧量增加与燃烧强度增加带来的氧量减少互相抵消，呈现出所有工况O2浓度分布曲线相似的状态[10]。由于燃烧器内外二次风和一次风量占比很大，在下炉膛出现一个局部高氧浓度区域，而原始工况的拱上风占比最大，该区域氧量峰值最高，其他工况随SOFA风量增加，峰值递减。在上炉膛区域，SOFA的引入使得未燃尽的煤粉进一步燃烧，因而出现局部低氧区域，且随SOFA风率增加，局部低氧的情况越明显。在下炉膛CO变化基本与O2变化相反，在上炉膛区域SOFA风率最大的情况下，燃烧最为充分，出现局高CO区域，但随SOFA的大量补入与空气反应快速减少，其余工况呈现类似规律。由NOx分布曲线可知，随SOFA风率增加，炉膛出口NOx减少，且随SOFA风率的增加，氮氧化物的降低幅度变小[21]。
原始工况的飞灰含碳量模拟值为5.3%，工况1为5.226%，工况2为5.49%，工况3为5.9%，原始工况炉膛出口NOx模拟值为1 112 mg/m3，工况1为823 mg/m3，工况2为738 mg/m3，工况3为706 mg/m3。综合考虑经济性和NOx排放水平，最合适的SOFA风率为20%。
3.3 SOFA位置对燃烧及NOx排放的影响
为了研究SOFA位置的影响，根据3.2节的结论将SOFA风率固定为20%。考虑到SOFA位置定为拱上6 m处飞灰含碳量偏高，表明炉内分级程度过高，因此在不考虑现场安装的前提下，本文将SOFA位置下移，设置工况4～7研究SOFA位置对燃烧及NOx排放的影响，工况见表3。图5为不同SOFA位置下各参数沿炉膛高度的变化曲线。
由温度分布曲线可知，在冷灰斗区域随SOFA位置的降低，温度变化不大，说明SOFA不足以影响到冷灰斗区域。在下炉膛区域，随SOFA位置的降低，局部低温区域的波谷值也随之降低，这是由于SOFA风被燃烧器的内外二次风卷吸，相当于在一定程度上加大了燃烧器的风量，导致局部温度进一步降低。在上炉膛区域明显可以看到温度峰值位置随SOFA位置的降低而下降，温度峰值大小也随SOFA位置的降低而下降。O2与CO在冷灰斗和下炉膛区域变化较小，在上炉膛区域由于SOFA位置的下降可以明显看到O2峰值位置随之下降。由NOx分布曲线可知，随SOFA位置的下降，NOx排放随之升高，且增加的幅度越来越大。工况4的NOx模拟值为738 mg/m3，工况5为741 mg/m3，工况6为749 mg/m3，工况7为768 mg/m3。工况2飞灰含碳量模拟值为5.49%，工况4与工况2为相同设置，工况5为5.41%，工况6为5.38%，工况7为5.36%，随SOFA位置的降低，飞灰含碳量虽有减小但是降幅并不明显。综合考虑经济性和NOx排放水平，最合适的SOFA布置位置在拱上5 m处。
图5 不同SOFA位置下各参数沿炉膛高度的变化曲线
Fig.5 Different average parameters along the furnace height under different SOFA locations
4 结 论
(1)进行改造之后，SOFA的引入对降低氮氧化物起着至关重要的作用。由于原始工况本身配风存在一定问题，在SOFA风率位置选择合适，整个炉膛配风更为合理的条件下，引入SOFA不会引起飞灰含碳量的明显增加。
(2)随SOFA风率的增加，空气分级加深，NOx排放水平降低，飞灰含碳量随之增加。由于SOFA风率从15%增加到20%时，NOx排放水平降低明显，飞灰含碳量增加较少，当SOFA风率从20%增加到25%时，NOx排放水平降低幅度减小，飞灰含碳量增长幅度增加，所以20%为最佳的SOFA风率。
(3)SOFA位置从拱上3～6 m对整个锅炉的燃烧及氮氧化物排放影响较小。随SOFA位置的下移，NOx排放增加，且增加幅度越来越大，飞灰含碳量减少，但减少幅度很小。综合考虑经济和环境因素，选择SOFA风位置在拱上5 m处最为合理。
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