通过电站锅炉煤粉的变化燃烧来进行氮氧化物控制的数值分析 精品.docx
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通过电站锅炉煤粉的变化燃烧来进行氮氧化物控制的数值分析精品
通过电站锅炉煤粉的变化燃烧来进行
氮氧化物控制的数值分析
SrdjanBelosevic,VladimirBeljanski,IvanTomanovic,NenadCrnomarkovic,DraganTucakovic和TitoslavZivanovic
塞尔维亚贝尔格莱德贝尔格莱德大学热能工程和能源实验室长春花核科学研究所，邮政信箱52211001
塞尔维亚贝尔格莱德贝尔格莱德大学机械工程学院KraljiceMarije35岁，邮政信箱1611120
摘要:
相当多的研究工作集中在氮氧化物的形成/破坏的建模和预测NOx排放,这样可以控制它。
这个数值研究是为了检测KostolacB350兆瓦锅炉机组的炉膛褐煤粉切圆燃烧的燃烧修改的效率，数值分析是由一个本身成熟的NOx分子模型，加上微分综合燃烧模型，过去成熟的并经过验证的理论完成的，这个氮氧化物分子模型着重于燃料和高温一氧化氮均质反应的形成/破坏过程。
通过预测的氮氧化物排放量以及在锅炉单位中有效的测量值的比较，验证了这个分子模型。
案例分析中炉膛在不同操作条件下选择喷射，炉膛出口烟气温度，一氧化氮浓度，烟气温度和速度场的预测，对独立燃烧器，燃烧器层，研磨细度，燃煤质量和冷空气入口的煤和预热空气的独立或综合作用进行调查。
只有通过适当的组织燃烧过程才能减少高达20-30%的排放量。
锅炉热力计算证明了获得的结果。
关于蒸汽过热器的安全运行提出了一个炉膛出口烟气温度最佳范围。
通过一个专门为了这个目的开发的电脑代码的模拟，表明在测试案例中空气分级使用过热空气通风口，可能提供高达24%的氮氧化物减排，并且在最优情况下相对较高的排放量和高达7%的额外削减。
介绍
在燃烧煤粉的发电厂的开发和改装中，污染物排放量的减少起着突出的作用。
同时对于强化燃烧和传热效率它是必不可少的。
如今，用来实现这些任务的计算方法和编码1-16是必不可少的工具。
在以前由其他作者完成的数值模拟中，可以看到不同炉膛的形状和大小。
他们中很少有人模拟燃烧器布置在炉膛角落的切向燃烧炉。
其他人进行了墙式炉的模拟，或使用一维模型来确定氮氧化物的排放量。
在一些论文中，进行模拟获得可用于自动化控制或最大限度的减少在飞灰中的未燃煤有益的数据。
在包括详细的三维气象流模型的论文中，最常见的湍流模型使用的是标准的k-ε模型，欧拉-拉格朗日方法主要是应用于气-固相耦合。
各种用于热辐射的预测的模型，如蒙地卡特，离散坐标和离散传输。
细节和复杂性不断变化，应用不同的燃烧模型，即扩散动力学模型，焦炭燃烧及动力学和涡流耗散模型在气相反应中的应用。
我们自己的代码使用k-ε湍流封闭模型。
气体和固体之间的相互作用阶段使用欧拉-拉格朗日方法建模，及颗粒源单元法来处理流体燃烧颗粒的影响。
辐射是通过六通量的方法来解决。
依据实验获得的煤动力参数案例研究，通过结合动力学扩散制度将煤颗粒的燃烧建模。
一些学者在他们的模拟中包括了氮氧化物的模型。
大多数作者只考虑到NO的形成和破坏，因为它是煤燃烧烟气管道中最丰富的氮氧化物化合物。
在大多数一氧化氮的形成和毁灭的模拟中，瞬式一氧化氮被忽视了，但是热式一氧化氮和燃料式一氧化氮却被考虑了。
一些作者甚至将燃料式NO作为主要的化合物进行模拟。
在他们的模拟中，学者们主要试着验证一些主要的氮氧化物脱硝方式。
他们的主要目标是为了最优化燃烧过程。
多级燃烧显示了良好的氮氧化物脱硝。
一些学者研究通过优化自由结构的引进来实现额外的氮氧化物脱硝。
其中最重要的污染物是氮氧化物，所以大量的研究工作集中在氮氧化物生成/销毁的建模和预测氮氧化物的排放。
氮氧化物包括一氧化氮（NO），二氧化氮（NO2），一氧化二氮（N2O），和其他一些影响较小的氧化物。
在煤粉燃烧系统内N2O排放量通常不显著。
一氧化氮和二氧化氮被统称为氮氧化物。
氮氧化物已被确定为光化学烟雾的前身并且导致了酸雨。
塞尔维亚电力行业所有火电厂在2008年一年排放的氮氧化物是58030吨总量。
欧盟指令2010/75/EU要求对于固体燃料的锅炉和输出功率大于500MWth的排放限值为500毫克╱标准立方米的NO，NO2（折干计算，烟气中含6%O2）。
尽管国内火电厂烧的大多是低等级的褐煤，氮氧化物排放量不是很高，也远远超过新的欧洲200毫克╱标准立方米（从2016年开始）的排放限值。
单位毫克╱标准立方米表示烟道气体用毫克每标准立方米来表示任何化合物（CO，CO2，NOx等）的量。
标准立方米是指在0℃1013毫巴正常情况下的立方米。
对于煤粉燃烧电厂，任何不同于正常情况下通过测量或数字获得的数值必须重新计算，并表示为在正常条件即折干计算且烟气中含有6%O2的值。
氮氧化物控制的主要措施（调整燃烧/空气动力学参数）提供了一种简单成本低的装置来降低NOx排放（最多60％），而依靠烟气燃烧后清理的次级措施相对比较昂贵。
这个数值研究是为了检查KostolacB350兆瓦锅炉的单位四角切圆燃烧炉膛燃烧修改这个主要措施能否减少氮氧化物排放。
同时，对于提供适当的火焰特性和安全传热表面的操作以及避免锅炉机组效率下降，它是必须的。
通过一个内部开发的NOx的生成/销毁（即所谓的“NO后处理器”）的子模型进行数值分析。
约束的实用性决定使用简化的化学模型，结合详细的CFD计算，该方法被称为全面建模。
NOx的子模型由综合差分模型和分析炉膛工艺参数组成。
该模型是过去开发的并被用来验证实验数据。
工程技术人员可以很容易的在锅炉单位的过程分析和处理中运用它。
燃烧系统中的NO主要来自三个过程：
热力型NO，燃料型NO和瞬时NO。
氮存在于化石燃料，如煤和燃油，通常是NO最重要的来源。
它通常占煤燃烧室中所有NO的75-95%。
热力型NO（由大气中氮的氧化形成）直到煤火焰温度大于1600-1800K之前是不明显的。
出于模型完整性的原因，在本模型中热力型NO是不能忽略的。
提示NO是被定义为在火焰区中碳氢化合物碎片撞击分子态氮形成的NO化合物。
只有在富含燃料的火焰中才是有意义的，并且它的贡献在贫煤中比较小或接近化学计量比，因此，他在本研究中被忽视。
氮氧化物子模型用来描述在炉膛中热力型和燃料型氮氧化物的形成和毁灭，与通过可用方式在操作过程中测出的锅炉单位研究的NOX排放量比较。
对独立或联合作用的NOX排放的各种操作参数，如煤粉和在独立燃烧器及燃烧器层中预热空气的分布，冷空气入口，组成，热值，和煤的粉碎细度，进行了数值模拟。
特别对炉排二次风端口的应用进行了仔细的分析和数值优化。
另外，注意煤粉扩散火焰的几何形状和位置，因为它对于热传递和水冷壁的热负荷的影响早已证明。
大多数这种类型的脱硝方式减少了锅炉厂和工厂的效率并干扰了过热器的安全操作。
因此，考虑到他们对热传递表面的效率和锅炉单元的影响，主要措施进行了优化。
根据锅炉热力计算，提出了在蒸汽过热器安全操作条件下炉膛出口烟气温度的最佳范围。
对于最佳范围，注入再热蒸汽中的水量最小有利于锅炉机组效率的提高。
数学模型
对于在大型燃烧煤粉锅炉炉膛静止的条件下，两相湍流反应流中的进程预测，一个综合性的三维差分数学模型和内部开发的计算机代码验证了在案例研究锅炉炉膛中大规模测量的可利用结果。
全面燃烧模型提供了一个子模型和建模方法的结合，这样可以平衡子模型的复杂性和计算效率。
为预测氮氧化物的排放量，NOX的形成/销毁的子模型早已发展起来，再与全面燃烧结合。
详细模型早已被仔细描述。
这里模型的特点一般是给定的，并且强调氮氧化物的形成/销毁。
两相流用欧拉-拉格朗日法来处理。
用质量、动量、能量、气体混合物、湍流动能速率耗散的欧拉平均时间偏微分方程来描述。
在总指数的符号，通用变量
：
（1）
因为颗粒
，ρ，UJ，
导致额外源头，并且
表示密度（kg/m3），气相的速度分量（m/s），运输系数，源项为Φ。
为了接近气相守恒方程，使用了k-ε湍流模型。
分散相由拉格朗日领域中的运动，能量和质量变化的微分方程来描述。
粒子速度矢量是一些对流和扩散速度。
PSI单元法可以解释气相中粒子的影响。
粒子数密度（浓度）的连续性方程是以当量的形式给出。
考虑了对流辐射传热，通过六通量法将辐射热交换建模，解决了总热交换模型坐标轴方向上的辐射通量。
总辐射通量被用来寻找单个粒子的辐射传热率和气体的体积传热率，它被用作气相焓方程的辐射能量辐射源项。
相对的烟气和水冷壁总发射率被分配的值
。
气相中的吸收系数Ka,g（1/m）由表达式确定总气体发射率，给定
=1−exp（Ka,gL），其中L是平均束长度。
分散相的吸收和散射系数被确定为单分散的粉煤灰的云颗粒。
相对的吸收和散射效率的因素
和
。
假设一个煤颗粒转化为一个飞灰颗粒，飞灰颗粒直径被确定为完整煤燃烧条件。
相对于整个煤颗粒，塞尔维亚有褐煤颗粒动力学的实验数据，这影响了建模方法：
在实验获得的案例研究煤炭动力学参数的基础上，燃烧过程中的个别现象被一并处理。
相对于焦炭燃烧模拟的煤颗粒燃烧，是一个比脱挥发分作用和挥发物燃烧要慢很多的过程。
运用了“收缩核”的概念。
煤炭颗粒质量熔点（kg）的变化，与反应的反应速度（m/s）一样，是在联合动能扩散制度中给出的。
（2）
分子扩散系数D（m2/s）由高温燃烧产物的经验公式给出。
此外，
且T是时间（s），颗粒横截面面积（m2），摩尔质量（kg/mol），氧化剂摩尔浓度（kmol/m3），阿仑尼乌斯公式的前指数因素（m/s），阿仑尼乌斯公式中煤炭活化能（J/kmol），通用气体常数[=8.314kJ/（kmol·K）]，舍伍德数（无量纲），粒子直径（m）和烟气温度（K）。
由于反应总颗粒质量的变化是由于单个进程的变化的总和。
用相应反应速率来考虑反应碳和氢的完全氧化，并且通过碳当量考虑硫。
由于燃烧产生的传质和传热被认为是通过其他来源守恒方程中粒子的结果。
如上所述，六个塞尔维亚煤的动力学参数的测定是在一个立式圆筒形15kw实验炉膛中，在煤燃烧实验基础上完成的，估计实验误差小于5%。
为了煤的案例研究而获得的动力学参数（褐煤Kostolac-Drmno）是A=5.5
，E=
。
通常为椭圆偏微分方程的初始条件和边界条件添加方程。
用壁面函数法描述墙附近的情况。
偏微分方程的离散化是由控制体积法和混合差分格式来实现。
离散化方程用SIOSOL法（SIP衍生算法）求解。
耦合的连续性与动量方程采用SIMPLE算法。
迭代过程的稳定由亚松弛保证。
综合燃烧代码通过自主学习网和数值错误评估来仔细核实。
三维交错，结构的数值网格被运用（200000，549250，731250个网格节点），结合每个燃烧器的每个垂直层的50,200和800个轨迹。
数值结果表明每个燃烧器的网有549250个节点和800条轨迹（在操作中的七个燃烧器总共5600个轨迹）作为适当的选择，提供了计算效率，融合解决方案和准确性。
氮氧化物的形成和破坏过程的子模型已被纳入复杂的燃烧模式。
在一个共同的“后处理”方式，火焰结构被预测后执行子模型。
这种方法是合理的，污染物不是非常影响火焰结构。
对于热力型NO的预测，使用了简化Zeldovich表达式，假设NO和OH的初始浓度是如此之低以至于只有Zeldovich机理的变化率是显著地。
热力型NO生成/销毁反应的总发生率表示为
，
（3）
从参考数中引用反应速率常数，并且公式3通过竞争一个氧原子来结合燃料的氧化过程，它的局部浓度必须估计。
在贫燃料燃烧区，氧原子被假定为与O2保持平衡，并且【O】可以从氧解离的局部均衡来估计，就像在这做的一样。
首先NOX子模型还包括燃料型NO的形成和损耗的反应，通过氰化氢（HCN），它作为一个中间体化合物挥发。
挥发物的原子含氮量作为中间含氮化合物，它可以是氰化氢，氨等等。
中间化合物既可以被氧化形成NO，或者通过进一步含氮种类得到分子氮来削减。
我们已采纳这条由22岁的DeSoete提出的建议（这种模型不一定适合强烈的富燃料条件）。
所选择的模式是结合DeSoete关于气相NO形成的宏观反应动力学。
燃料型NO形成反应率被给定为
（4）
对于贫燃料条件下，这在粉碎煤燃烧炉中很普遍，方程4的常数，也就是说，预指数因子A1，被Lockwood和Romo-Millares提出，与原始值A1=1相比增加了3.5（DeSoete，22岁，在富燃料条件下更合理）。
正如说明的那样，因为没有考虑温度波动的影响，调整模型之一的参数（预指数因子反应方程之间的HCN和O2）是必要的。
有人做了一项敏感性分析以确定最佳值，而在文献中提出的这些值（DeSoete22岁，Smith,Hill和Smoot,24岁）没有给出正确的NO浓度的量。
对于提出的数据，仅基于实验的NO排放值，这个系数的最佳配合是3.5×10101/S。
在未来数年里，在规模效用锅炉中，这个数值将被广泛用于氮氧化物的预测。
在这项工作中，具有不同的值的预指数因子A1，依赖于本地的燃料浓度，反应速率的计算已通过方程4执行。
系数0≤α≤1，在公式4中被应用，依赖于氧的局部浓度，根据22岁的DeSoete给出的
（5）
对于的NO消耗速率，下面的表达式一直根据文献选择
（6）
XHCN，XO2，XNO相应的摩尔分数。
NO和HCN的偏微分方程在欧拉场中解决，式7。
在相应的传输方程中获得的NO的来源依赖于总的净形成/破坏率，而HCN源包括HCN通过液化释放的气体和在气相中HCN消耗。
表1中。
与锅炉机组的测量比较TEKostolacB-1和B-2“2007-2010年
燃料燃烧器层分布
空气中煤尘混合气相通过低级侧燃烧器（%）
通过第几侧燃烧器的二次空气（%）
NOx排放量（mg/Nm3）
低级侧燃烧器
上级侧燃烧器
测试用例
低侧（%）
高侧（%）
低侧（%）
高侧（%）
num.
sim.（%）
meas.（%）
B-1-
2007
52
28
13
7
56
70
439
449
B-1-
2008
39
21
26
14
57
65
868
1051
B-1-
2009
45.5
24.5
19.5
10.5
56
65
490
506
B-1-
2010
39
21
26
14
57
65
549
557
B-2-
2007
39
21
26
14
56
65
473
440
B-2-
2008
39
21
26
14
57
65
881
893
B-2-
2009
45.5
21
19.5
10.5
58
65
447
460
正常条件下（0℃，1013毫巴），折干计算，在烟道气中的6％O2。
包括通过中间的煤粉尘空气混合物导管提供的预热空气的核心空气部分。
作为接受，二次风增加了20%并且用含氮2%的煤来代替含氮1%的煤。
表2中。
B-2于2011年和数值参数的测试，研究测量锅炉的单位TEKostolac案例。
燃料燃烧器层分布
空气中煤尘混合气相通过低级侧燃烧器（%）
通过第几侧燃烧器的二次空气（%）
炉膛出口烟温（°C）
NOx排放量（mg/Nm3）
低级侧燃烧器
上级侧燃烧器
测试用例
低侧（%）
高侧（%）
低侧（%）
高侧（%）
num.
sim.（%）
meas.（%）
num.
sim.（%）
meas.（%）
B-2-2011-8463
39
21
26
14
59
65
1047
1045
564
565
B-2-2011-8226
39
21
26
14
59
65
1041
1039
541
558
B-2-2011-8463-1
39
21
26
14
58
65
1048
535
B-2-2011-8226-1
45.5
24.5
19.5
10.5
57
65
990
468
B-2-2011-8226-2
45.5
24.5
19.5
10.5
58
65
1050
504
B-2-2011-8226-3
45.5
24.5
19.5
10.5
58
50
1040
461
B-2-2011-8226-4
45.5
24.5
19.5
10.5
58
70
1036
564
B-2-2011-8226-5
52
28
13
7
54
65
950
375
正常条件下（0℃，1013毫巴），折干计算，在烟道气中的6％O2。
包括通过中间的煤粉尘空气混合物导管提供的预热空气的核心空气部分。
七家工厂（在其他情况下六厂）密封炉壁。
（7）
NO和HCN的质量分数分别由XNO（kg/kg）和给定的XHCN（kg/kg），而ΓNO和ΓHCN对应输运系数。
SNO和SHCN是NO和HCN的源项。
相对于NO总净形成/破坏率获得的SNO：
公式3和公式4/公式6。
通过挥发释放HCN，并且通过方程4和方程6给出的反应在气相中减少了HCN。
假设进入气相的燃料氮的挥发速率与脱挥发分速率成正比是合理的，正如Lockwood和Romo-Millares所做的一样。
作为从粉煤灰中释放的结果，HCN的来源用拉格朗日粒子跟踪的子程序来计算，作为一个通过仔细考虑控制卷所有粒子运动轨迹来源的总合。
结果和讨论
NOx的子模型被纳入了有限体积数字代码。
在变工况的情况下，对于炉膛案例研究NOx排放量的可靠预测，网格独立研究（在工业规模问题上极其重要）和验证数值计算被应用。
3D不均匀，结构上的，交错的网格被应用。
独立网格研究建议网格130×65×65=549250网格节点是一个正确的选择，结合每个燃烧器层200个粒子轨迹（每个燃烧器800个，并且操作中7个燃烧器有5700个）。
选择单分散的煤粉颗粒的代表性的初始平均粒径（dp=150
），关于筛分分析（研磨细度为R90=55.0％，R1000=2.0％，其中，R90表示百分比筛余物网格间距90微米），Rosin−Rammler−Sperling粒径类的分布以及一组数值试验。
验证NOx的生成/销毁子模型
表1和表2给出了NOx排放量和Kostolac电厂B-1和B-2蒸汽锅炉机组在运行过程中的可用实验结果之间的比较。
在2007-2010年期间两个单位都执行了测量（塞尔维亚电力工业提供了结果），而B-2单元进行的调查也于2011年由长春花核科学研究所在空气预热器维修之后完成。
为了评价预测，有必要重新计算在炉膛出口由相应标准所要求的条件预测的平均氮氧化物的质量分数，即在T=0℃C，P=1个大气压情况下，并用相应单位表达排放量，mg/Nm3。
测量程序，设备，和不准确的气体温度已经给出。
测量的氮氧化物排放量基于烟道气中的一氧化氮的含量，测定由相关的仪器，即气体分析仪完成的。
该仪器的精确度在1%范围内。
但是总的实验误差非常复杂且容易被影响，并不只是测量仪器和采集系统的精度，还可以是操作条件，独立参数的波动，取样和整个测量系统的保存。
NO含量在同一条件下重复测量表现出良好的再现性：
测量值之间的差异从来没有超过5%。
案例研究中的电站锅炉（额定蒸汽量1000t/h，并且满负荷输出功率350MWe）是塔型自然循环锅炉。
水冷壁冷灰斗炉膛（尺寸：
15.1m×15.1m×43.0m），燃烧装置炉篦是相同的。
烧煤粉（塞尔维亚褐煤）的炉膛是四角切圆燃烧。
图1显示了案例研究锅炉的尺寸和燃烧器层布置，空气煤粉混合物（在图1中给定为PA和煤炭）通过两个较低级的燃烧器（通常被称为“主燃烧器”，用于燃烧的较大的颗粒尺寸类）和两个上级燃烧器（用于较小颗粒尺寸类）来注入。
在它们周围引入二次空气（SA）以确保良好的燃烧（完全燃烧所需的空气）。
图2显示出了水平横截面上设置的8个喷射燃烧器。
空气煤粉混合物和二次空气被导入与假想圆相切的锅炉炉膛，提供切圆燃烧。
因此，在炉膛中部，形成一个漩涡结构。
空气煤粉尘混合物在B-1和B-2单位中分别应用了离心分离器和百叶窗分离器组合。
除非另有规定，6台轧机工作（均匀）：
2相对截止。
筛余物：
R90=55％和R1000=2％。
空气煤粉尘混合物温度：
200°C。
二次风温度：
283℃（在2007,2010年）并且287°C（在2011年）。
对于测得的测试案例和参数分析，操作情况在表1.5中列出。
图1。
Kostolac电厂B-1和B-2蒸汽锅炉炉。
如表1和表2所示，预测和测量吻合的很好（百分比差异0.274%），除了测试情况B-1-2008。
仅在2008年，获得了可观的差异；在这个实验中，重复的数值试验认为原因可能是空气量的增长（预热空气或冷空气）和/或者燃料中更多的氮。
在保证煤中结合两倍多氮（如收到的那样0.91%，应用于其他案例中），二次风大约20%的增长（即二次空气，炉膛出口空气过剩λout=1.46与在标准工作条件下满负荷1.22），在测试案例B-2-2008给出了一个令人满意的排放量近似值并且在案例测试B-1-2008中以一种合理的方法来获得测量值。
正如预期的那样，在2011年的测试案例中有相当多的燃料被注入上级燃烧器，提高了比较高的位置的火焰，如图3所示。
作为该模型的额外验证，进行了一项参数分析，看表2和表3。
燃料的近似和极限分析作为在2011年表4和表5测量的相应情况下被应用。
该模型正确地预测了排放量和炉膛出口烟温在不同操作情况下的影响。
在测试案例B-2-2011-8463-1中，在测量案例B-2-2011-8463中六个燃烧器（两个相反关闭）代替七个工作：
在前一个例子中气动热力学对称性为低排放量（一定程度上5%）提供了条件。
在测试案例B-2-2011-8226中，五个额外测试情况进行了检查。
图2切线配置Kostolac电厂B-1和B-2蒸汽锅炉燃烧器。
图3。
在锅炉炉的测试案例B-2-2011-8463中温度场和氮氧化物的浓度。
表3中。
煤和空气中测得的测试案例和相关参数分析的质量流率。
煤炭总单个燃烧率单个燃烧器空气单个燃烧器二通过燃烧设备后进入的冷
进给速度粉煤流率煤尘混合气相流速次风量速度预热空气流速度空气（kg/s）
案例分析（kg/s）（kg/s）（kg/s）（kg/s）（kg/s）
数值参数分析
包括预热空气的核心空气部分通过煤粉-空气混合物管道的中心来提供。
七家工作中的工厂（其他情况下六家工厂工作）提升了水冷壁的密封。
表4中，作为收到的用于测量的情况下，煤案例研究的工业分析和LHV
测量案例湿度（%）飞灰（%）LHV（kJ/kg）
在案例研究B-2-2011-8226-1（七家工厂工作）和B-2-2011-8226-5（六家工厂工作），通过低级侧燃烧器（分别为70％和80％，而不是60%）增加了煤的注入导致了炉膛出口烟温和排放量的下降，可能是因为火焰的下降。
被控制的预热空气的量的增加和冷空气进口的减少，考虑到在两个测试案例B-2-2011-8226-2和B-2-2011-8226-3中排放量削减。
但是，测试案例B-2-2011-8226-4给出了较高的排放量，可能是由于过量的二次风通过低级侧燃烧器（70%对65%或50%），见表2。
换句话说，从低级侧燃烧器减少一定量的二次风，在上级燃烧器中增加一定量（一种OFA端口），因此考虑到与案例8226-4相比排放量减少了。
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