浙江大学学报(工学版)

浙江大学学报(工学版), 2019, 53(2): 220-227 doi: 10.3785/j.issn.1008-973X.2019.02.003

能源工程

碗式配风对燃烧效率与NOx质量浓度的影响

谢晓强,, 杨建国,, 朱朝阳, 刘川槐, 赵虹, 王智化

Effect of bowl-shaped secondary air distribution on combustion efficiency and NOx mass concentration

XIE Xiao-qiang,, YANG Jian-guo,, ZHU Chao-yang, LIU Chuan-huai, ZHAO Hong, WANG Zhi-hua

通讯作者: 杨建国，男，副研究员，博士. orcid.org/0000-0002-3070-5111. E-mail: yjg@zju.edu.cn

收稿日期: 2018-01-1  

Received: 2018-01-1  

作者简介 About authors

谢晓强（1991—），男，博士生，从事前后墙对冲燃烧锅炉燃烧优化技术研究.orcid.org/0000-0001-8834-354X.E-mail:xiexiaoqiang@zju.edu.cn , E-mail：xiexiaoqiang@zju.edu.cn

摘要

对600 MW超临界前后墙对冲燃烧锅炉在均等配风和碗式配风下的燃烧进行数值模拟，分析不同偏差程度碗式配风对炉内颗粒质量浓度场、CO体积分数场、炉膛温度、NOx生成的影响，并与试验结果进行对比. 模拟结果表明，燃烧器碗式配风改善了炉内宽度方向上的风、煤混合过程，减小了CO体积分数和煤粉颗粒质量浓度偏差，降低了炉膛出口烟气中CO的平均体积分数和飞灰中碳的质量分数，从而有效提高了前后墙对冲燃烧锅炉的燃烧效率. 燃烧器碗式配风对炉膛出口烟气中NOx的平均质量浓度有不利影响，但是当碗式配风风量偏差不大于20%时，NOx平均质量浓度变化不大于3.5%. 综合燃烧器碗式配风对水平截面CO分布特征和炉膛出口烟气中NOx的平均质量浓度的影响，在燃烧常用煤种的条件下，碗式配风的风量偏差宜控制在20%以内. 炉膛出口烟气中CO的平均体积分数、飞灰中碳的质量分数、NOx平均质量浓度的模拟值与热态试验值变化趋势一致. 在实际应用中碗式配风对CO平均体积分数的降低效果更加显著，当碗式配风的风量偏差达到20%时，省煤器出口烟气中CO的平均体积分数降低幅度达95%.

关键词： 锅炉 ; 前后墙对冲燃烧 ; 碗式配风 (BSAD) ; CO体积分数 ; 碳质量分数 ; NOx质量浓度

Abstract

The combustion process in a 600 MW supercritical opposite-wall-firing boiler under the conditions of equal and bowl-shaped secondary air distribution (BSAD) was numerically simulated. The influence of varying secondary air distribution deviation on the particle mass concentration field, CO volume fraction field, furnace temperature and NOx generation was analyzed. The calculated results were compared with experimental data. The simulation results showed that BSAD enhanced the mixing between pulverized coal and air, decreased the bias of average CO volume fraction and particle mass concentration along the furnace width, reduced the average CO volume fraction in flue gas, carbon mass fraction in fly ash at the furnace exit, and improved the combustion efficiency of opposite-wall-firing boiler. BSAD did harm to the average NOx mass concentration in flue gas at the furnace exit, however, the NOx mass concentration varied within 3.5% when the deviation of the secondary air distribution was less than 20%. By combining the effects of BSAD on horizontal CO volume fraction distribution and average NOx mass concentration in flue gas at the furnace exit, the appropriate deviation of BSAD for the boiler is recommended to be 20% when the boiler utilizes frequently-fired coal. The variation trend of numerical results of average CO volume fraction in flue gas, carbon mass fraction in fly ash, average NOx mass concentration at the furnace exit is consistent with the in-situ experimental results. In practical operation, the effect of BSAD on declining average CO volume fraction is more significant, the reduction of average CO volume fraction at the economizer exit reaches 95% when the deviation of secondary air distribution equals to 20%.

Keywords： boiler ; opposite-wall-firing ; bowl-shaped secondary air distribution (BSAD) ; CO volume fraction ; carbon mass fraction ; NOx mass concentration

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本文引用格式

谢晓强, 杨建国, 朱朝阳, 刘川槐, 赵虹, 王智化. 碗式配风对燃烧效率与NOx质量浓度的影响 . 浙江大学学报(工学版)[J], 2019, 53(2): 220-227 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2019.02.003

XIE Xiao-qiang, YANG Jian-guo, ZHU Chao-yang, LIU Chuan-huai, ZHAO Hong, WANG Zhi-hua. Effect of bowl-shaped secondary air distribution on combustion efficiency and NOx mass concentration . Journal of Zhejiang University(Engineering Science)[J], 2019, 53(2): 220-227 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2019.02.003

目前，煤炭是我国电力生产的主要能源，并且在将来很长一段时间内，它仍将处于这一重要地位[1]. 近年来，随着我国电力需求的增长与技术的发展，超（超）临界燃煤发电机组逐步成为主力发电机组[2]. 前后墙对冲燃烧锅炉因其具有炉内热负荷分布均匀、炉膛出口烟温偏差小等优点，在超（超）临界锅炉中得到广泛应用[3]. 前后墙对冲燃烧锅炉在实际运行中普遍存在CO体积分数沿炉膛宽度呈中间低、两边高的分布特点[4-6]，导致锅炉总体CO排放偏高，不完全燃烧损失偏大.

旋流燃烧器是决定前后墙燃烧锅炉内煤粉燃烧性能的关键设备[7]，通过合理组织炉内风、煤流动及混合过程，以实现稳定燃烧、提高燃烧效率、降低NOx排放和减少结渣的目的[8]. 现有研究更关注旋流燃烧器运行参数调整[6, 9]和结构优化设计[7, 10]，而专门针对前后墙对冲燃烧锅炉CO排放的研究一般偏重于实践性试验调整，对理论的研究不够深入.

在煤粉炉内，CO主要是由碳在低氧环境中不完全燃烧产生的，CO体积分数大小与煤粉完全燃烧程度呈反比，因此，CO体积分数偏差可以用来反映空间上煤粉燃烧的不均匀程度[11]. 前后墙对冲燃烧锅炉内CO分布的差异表明，尽管旋流燃烧器能够独立组织其出口燃烧气流[7]，但炉膛整体范围内仍存在不均匀的燃烧过程. 炉内不均匀的燃烧过程会降低锅炉效率、影响NOx排放量，同时，侧墙附近CO体积分数较高，会加剧侧墙水冷壁结渣、高温腐蚀等危害[12]. 为了缓解这些问题，机组运行人员通常采取二次风碗式配风[4-5]，即采取减小中间燃烧器二次风量、增加两侧燃烧器二次风量的方式平衡CO分布. 碗式配风在理论上具有可行性，但是在调整试验中一般以风门开度作为标识，可能受到不同机组风门实际调节特性的影响，在实践中的效果参差不齐.

鉴于实际锅炉燃烧过程中细节测量较为困难，通常采用数值计算的方法研究锅炉内煤粉燃烧、气流流动、组分浓度变化等过程[13-16]. 因此，本研究借助Fluent软件，以燃烧后期烟气的实测数据为依据，建立超临界前后墙对冲燃烧锅炉的数值计算模型；以风量偏差为基准，研究不同程度二次风碗式配风对炉内燃烧过程及排放的影响；以模拟结果指导相应电站锅炉调整试验，使锅炉运行更加经济、安全、环保.

1. 设备概况

研究对象为DG1900/25.4-Ⅱ1型600 MW超临界参数变压直流炉，如图1所示，炉膛宽度为19.419 2 m，深度为15.456 8 m，高度为63.000 0 m. 燃烧器为前后墙对冲布置，前墙、后墙各布置3层HT-NR3低NOx旋流燃烧器，每层4只，在常规运行时后墙上层燃烧器处于备用状态. 为了减少NOx排放，采用分离燃尽风设计，前后墙各布置2只侧燃尽风喷口和4只主燃尽风喷口. 锅炉常用煤种为淮南烟煤，其工业分析、元素分析如表1所示. 表中，wB为收到基质量分数，M、A、V分别表示水分、灰分、挥发分，C、H、O、N、S分别表示碳、氢、氧、氮、硫元素，Q为收到基低位发热量.

表 1   锅炉燃用煤的工业分析与元素分析（收到基）

Tab.1  Proximate and elemental analyses of coal used in boiler (as received basis)

工业分析wB/% Q/（MJ·kg−1） 元素分析wB/%
M A V C H O N S
7.00 26.00 26.13 21.30 56.37 3.72 5.54 1.00 0.37

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HT-NR3低NOx旋流燃烧器结构如图2所示，该燃烧器有3个风道，分别为直流一次风、直流内二次风与旋流外二次风. 燃烧器二次风的风量分配通过分别调节内二次风套筒开度和外二次风切向叶片角度来实现，其中内二次风套筒需要手动调节（运行中基本不调），外二次风切向叶片由气动执行装置驱动（同时调节风量和旋流强度）. 燃尽风的风量调节为套筒式手动调节.

图 2

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图 2   低NOx旋流燃烧器HT-NR3结构示意图

Fig.2   Structural diagram of HT-NR3 low NOx swirl burner


机组在运行中，存在两侧墙附近CO体积分数较高的问题，实测省煤器出口两侧的CO体积分数可达到0.4%以上，而中间则几乎没有CO存在，CO平均体积分数达到约0.1%，影响发电煤耗约1 g/（kW·h）.

2. 数值模型

2.1. 三维模型与网格划分

前后墙对冲燃烧锅炉各个喷口在炉膛宽度方向上对称分布，各喷口出口气流结构、给粉量左右对称，如图1所示，炉内煤粉燃烧、气流流动、温度分布、组分浓度等特性也具有对称性，故选取右半侧炉膛作为计算对象. 为了避免回流区对计算收敛性的影响，在炉膛出口处增加20 m长的水平段[17]. 保留燃烧器、燃尽风各风道扩口角结构，保证出口气流结构与实际情况接近. 为了削弱伪扩散现象[18]对计算精度的影响，沿燃烧器出口气流流向划分燃烧器区域网格并进行加密[19]. 考虑到炉顶屏区对炉内的气固反应、烟气传热、气流结构、组分分布的影响较小，省略分隔屏、后屏等屏结构[17]. 采用分区划分网格方式，使用结构化网格，提高网格质量. 经网格独立性分析后，最终确定网格数为913 034.

2.2. 物理模型

选用Realizable k-epsilon双方程模型描述气相湍流流动，采用近壁面函数法简化气体在壁面附近的流动，采用PDF模型模拟湍流燃烧，采用颗粒随机轨道模型模拟颗粒运动，选用双步竞争模型模拟煤的热解，采用动力/扩散控制模型模拟焦炭燃烧，使用P1辐射模型计算炉内辐射换热，采用分离解和simple算法求解数学模型[14-17].

按照NOx生成机理，可以将NOx分为热力型、快速型和燃料型，其中快速型在煤粉燃烧中的生成比例较小（约为5%），因此忽略不计. 热力型NOx采用扩展的Zeldovich理论[20]，O基和OH基通过部分平衡法计算. 燃料型NOx采用De Soete模型[21]，燃料中的N元素分布于挥发分和焦炭中，挥发分中的N元素以HCN和NH3形式析出，焦炭中的N元素直接转化为NOx. 在计算中假设挥发分中的N元素的90%转化为HCN，剩余10%生成NH3[22]，焦炭中的N元素转化率为50%[23]. 采用后处理的方法计算NOx生成，同时考虑温度、氧气体积分数的湍流脉动对NOx质量浓度的影响. 在建模中，选择适当的挥发分N和焦炭N比例，使得基准工况下模型计算得出的NOx与实测值接近.

2.3. 边界条件

分别以速度入口、压力出口作为流动进、出口边界，以局部圆柱坐标系定义入口速度分量的方式分别定义燃烧器外二次风、主燃尽风外二次风、侧燃尽风二次风入口风速，炉膛出口压力设置为−100 Pa. 锅炉额定工况下主要运行参数根据设计值确定（与实际运行基本相近），如表2所示. 其中，qm为送风质量流量，θa为风温，r为对应的风质量流量占送风质量流量的比例. 燃煤量为255.6 t/h. 炉膛壁温选用恒定壁温，其中冷灰斗壁温为100 °C，余下壁面温度为447 °C. 考虑到极少数颗粒从冷灰斗离开炉膛，冷灰斗离散相边界条件选用ecsape类型. 煤粉颗粒直径按照Rosin-Rammler方法分布，最小颗粒直径为5 μm，最大颗粒直径为250 μm，平均颗粒直径为36 μm，均匀性系数为1.1.

表 2   额定工况下锅炉主要运行参数

Tab.2  Main operating parameters of boiler under rated condition

名称 qm /（kg·s−1） θa / °C r/%
一次风 133.4 75 23.00
内二次风 62.8 345 10.83
外二次风 267.8 345 46.17
燃尽风 116.0 345 20.00

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2.4. 工况说明

将二次风、燃尽风皆为均等配风的工况视为基准工况. 由于燃烧器内二次风占二次风比例较低（<20%），且实际操作过程中内二次风和燃尽风套筒的调节性能不够灵活，仅针对燃烧器外二次风进行碗式配风，其余风量保持不变. 对各燃烧器外二次风的碗式配风的工况安排如表3所示，其中中间燃烧器（burners near the furnace center, BFC）、两侧燃烧器（burners near the side walls, BSW）的位置如图1所示. 如表3所示，各工况的外二次风质量流量偏差D皆以外二次风平均质量流量（即均等配风）为基准，如10%碗式配风意味着中间燃烧器外二次风质量流量减少平均值的5%、两侧燃烧器外二次风质量流量增加平均值的5%，两者的风量偏差为10%，以此类推.

表 3   不同碗式配风工况下燃烧器外二次风的风量分配

Tab.3  Outer secondary air distribution of burners under different BSAD conditions

工况 配风方式 D/%
中间燃烧器 两侧燃烧器
1 均等配风 0 0
2 10%碗式配风 −5 +5
3 20%碗式配风 −10 +10
4 30%碗式配风 −15 +15

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图 1

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图 1   锅炉炉膛结构及燃烧器、燃尽风喷口布置

Fig.1   Structure of boiler furnace and layouts of burners and over-fire air ports


为了便于分析，沿炉膛高度H定义不同横向截面，如表4所示. 定义炉膛高度17.5~32.5 m为燃烧器区域，Z5为燃烧器区域出口截面，32.5~42.5 m为燃尽风区域，Z7为燃尽风区域出口截面. 以Z5、Z7截面上的参数变化分别表征燃烧器区域、燃尽风区域内相应参数的变化.

表 4   炉膛横向截面位置说明

Tab.4  Position description of furnace’s horizontal cross-sections

截面 H/m 截面位置说明
Z1 17.5 冷灰斗与水冷壁衔接位置
Z2 19.9 第1层燃烧器中心
Z3 24.9 第2层燃烧器中心
Z4 29.8 第3层燃烧器中心
Z5 32.5 燃烧器区域出口
Z6 36.8 主燃尽风中心
Z7 42.5 燃尽风区域出口

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3. 碗式配风对炉内燃烧过程的影响

3.1. 模型结果验证

在600 MW负荷、煤种煤质与设计值基本一致、均等配风的运行参数下，在省煤器出口测量相关烟气参数，用实测平均数据来验证模型的可靠性. 由于炉膛出口位置（屏后）的烟气温度已经较低（约为1 000 °C），认为此后烟气中除CO外的其它烟气组分不会再有明显变化.

锅炉截面平均温度实测值 $\overline \theta_{\rm bt}$与模拟值 $\overline \theta_{\rm bs}$的比较结果如图3所示，两者之间最大误差低于7%. 模拟的炉膛出口烟气中O2平均体积分数 $\overline \varphi_{\rm s}\left({\rm O}_2\right)$为2.17%、NOx平均质量浓度 $\overline \rho_{\rm s}\left({\rm NO}_x\right)$为314 mg/m3（@6%O2，@6%O2表示折算到6%O2体积分数）、飞灰中碳质量分数ws(C)为3.27%. 实际测量省煤器出口烟气中O2平均体积分数 $\overline \varphi_{\rm t}\left({\rm O}_2\right)$为2.10%、NOx平均质量浓度 $\overline \rho_{\rm t}{\rm (NO}_x)$为302 mg/m3（@6%O2）、飞灰中碳质量分数 $w_{\rm t}\left({\rm C}\right)$为3.34%，这3个参数的计算值与测量值的相对误差分别为3.3%、4.0%、2.1%，说明所建立的数值模型能合理地预测炉内实际燃烧状况.

图 3

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图 3   沿炉膛高度方向上不同截面平均温度实测值与模拟值的比较

Fig.3   Comparison between measured and simulated average temperature at horizontal cross-sections along furance height


3.2. 碗式配风对水平截面CO分布的影响

数值模拟得到的右半侧炉膛内CO体积分数 $\varphi_{\rm s}\left({\rm CO}\right)$的分布如图4、5所示. 图中，左边界为炉膛中心线、右边界为侧墙. 在均等配风下，无论是在燃烧器区域出口还是燃尽风区域出口，CO体积分数沿炉膛宽度呈现中间低、两边高的分布特点，侧墙中心点附近形成高体积分数CO区域. 随着碗式配风程度加强，炉内高体积分数CO区域逐渐向炉膛中心区域扩散. 当碗式配风偏差达到20%时，燃烧器区域出口处CO分布沿炉膛宽度方向基本趋于均匀. 当碗式配风偏差达到30%时，燃烧器区域出口CO分布过渡到中间高、两边低的状态. 在30%配风偏差下，燃烧器区域的CO分布已基本发生逆转，出口处CO体积分数及其分布有一定好转，但在燃尽风区域仍然是两侧高、中间低的分布状态. 从CO分布的变化趋势上看，在燃烧器碗式配风的基础上，适当地进行燃尽风碗式配风，可以实现燃尽风区域出口处的CO分布均匀化.

图 5

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图 5   碗式配风对燃尽风区域出口处CO体积分数场的影响

Fig.5   Effect of bowl-shaped air distribution on CO volume fraction field at exit of over fire air region


炉内CO主要来自于煤粉的不完全燃烧，因此，炉内CO分布的不均匀性主要来自燃烧过程中风煤匹配的不均匀性，而炉内压力分布不均匀性对气体密度分布的影响几乎可以忽略，说明炉内水平截面上存在一定的煤粉质量浓度 $\rho$p分布不均匀性. 数值模拟结果也证实了这一分析，如图6、7所示，煤粉质量浓度分布几乎与CO体积分数分布完全一致. 通过碗式配风可使得燃烧器区域出口处煤粉质量浓度分布趋于均匀，理论上在燃尽风均等配风时应该能够实现燃尽风区域的均匀燃烧，但实际上侧墙附近的残余煤粉质量浓度依然高于中间. 导致燃尽风区域出口处煤粉质量浓度分布再次不均匀的原因既可能是燃尽风流场分布[16]，也可能是炉内整体流场结构，本研究不作深入探讨.

图 6

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图 6   碗式配风对燃烧器区域出口处颗粒质量浓度场的影响

Fig.6   Effect of bowl-shaped air distribution on particle mass concentration field at exit of burner region


图 7

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图 7   碗式配风对燃尽风区域出口处颗粒质量浓度场的影响

Fig.7   Effect of bowl-shaped air distribution on particle mass concentration field at exit of over fire air region


3.3. 碗式配风对烟气流程中CO分布的影响

碗式配风改变了炉膛水平截面上CO体积分数分布，对该截面内的CO平均体积分数 $\overline \varphi_{\rm s}\left({\rm CO}\right)$必然会产生影响，从而也会对垂直方向上CO体积分数分布产生一定的影响. 将典型水平截面内的CO体积分数平均，得到垂直方向上的CO平均体积分数分布，如图8所示.

图 8

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图 8   沿炉膛高度方向上不同截面CO平均体积分数变化

Fig.8   Variation of average CO volume fraction at horizontal cross-sections along furnace height


冷灰斗区域（Z1）CO平均体积分数高于燃烧器区域，可能是由于下层燃烧器（Z2）部分煤粉颗粒会落入冷灰斗. 冷灰斗区域和下层燃烧器区域的CO平均体积分数会随着碗式配风程度的增加而增加，说明下层燃烧器的碗式配风不利于煤粉颗粒的承托. 不过，下层燃烧器上部直至燃尽风（Z6）位置，碗式配风对各截面CO平均体积分数影响并不突出，说明在燃烧器区域整体缺氧的情况下，风煤不均匀性对CO总体生成量的影响不大. 到了燃尽风区域，燃尽风进入炉膛后，燃烧处于过氧燃烧，CO体积分数急速下降，随后下降趋势渐缓. 碗式配风对燃尽风上部CO平均体积分数有显著影响，碗式配风程度越高，CO平均体积分数下降幅度越大，说明碗式配风使得进入燃尽风区域的颗粒质量浓度均匀，更有利于燃尽风区域风煤的均匀混合.

炉膛出口截面处的烟气参数平均值如表5所示. 可以看出，30%碗式配风可以使CO平均体积分数下降近50%，尤其是可以使飞灰中碳质量分数下降近60%，说明碗式配风能够有效提高煤粉燃烧效率. O2平均体积分数变化是由于各工况总风量保持不变，燃烧效率提升使得O2平均体积分数降低，如果参照实际运行条件保持O2平均体积分数不变，将更有利于提高燃烧效率.

表 5   不同配风方式下炉膛出口烟气参数模拟值

Tab.5  Numerical results of gas parameters at furnace exit under various air distribution conditions

配风方式 $\overline \varphi_{\rm s}\left({\rm O}_2\right)$/
% 		$\overline \varphi_{\rm s}\left({\rm CO}\right)$/
% 		$w_{\rm s}\left({\rm C}\right)$/
% 		$\overline \rho_{\rm s}\left({\rm NO}_x\right)$/
（mg·m−3）1)
注：1）NOx质量浓度折算到6%O2体积分数
均等配风 2.17 0.435 6 3.27 314
10% 碗式配风 2.21 0.404 4 3.47 312
20% 碗式配风 2.08 0.285 6 2.21 325
30% 碗式配风 1.94 0.230 9 1.38 388

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3.4. 碗式配风对烟气温度的影响

碗式配风使得炉内水平截面上的燃烧趋于均匀，煤粉燃尽率提高，因此水平截面上的烟气平均温度有所提升，如图9所示，在30%碗式配风情况下，最高平均烟温提升约70 °C.

图 9

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图 9   沿炉膛高度方向上不同截面平均烟气温度变化

Fig.9   Variation of average temperature at horizontal cross-sections along furnace height


3.5. 碗式配风对NOx的影响

NOx的生成与与炉膛出口烟气中O2平均体积分数有较大关系，在燃烧器区域，虽然碗式配风对CO平均体积分数影响不明显，但却显著改善了CO的分布，对局部NOx的生成有一定影响. 如图10所示，在燃烧器区域，碗式配风降低了水平截面的NOx平均体积分数. 到燃尽风区域后，可能由于整体转向氧化性气氛，碗式配风使得局部还原性气氛消除，且烟气温度有所升高，导致水平截面的NOx平均体积分数增加，并且随着碗式配风程度的加深，NOx平均体积分数增幅加大. 当碗式配风程度不大于20%时，炉膛出口烟气中NOx的平均质量浓度增幅不大（3.5%），当碗式配风程度达到30%时，最终生成NOx的平均质量浓度增幅达到23.6%. 如图4所示，30%碗式配风已使CO分布呈现中间高、两边低的现象，因此，从CO分布和炉膛出口烟气中NOx平均质量浓度2个方面都可以得出20%碗式配风属于较理想的风量偏差.

图 10

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图 10   沿炉膛高度方向上不同截面NOx平均体积分数变化

Fig.10   Variation of average NOx volume concentration at horizontal cross-sections along furnace height


图 4

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图 4   碗式配风对燃烧器区域出口处CO体积分数场的影响

Fig.4   Effect of bowl-shaped air distribution on CO volume fraction field at exit of burner region


3.6. 碗式配风的实际应用对比

在实际锅炉上进行碗式配风调整试验，试验负荷为额定负荷600 MW，锅炉撤出自动控制，保持煤种/煤质、给煤质量流量、一次风质量流量、二次风质量流量、燃尽风率等运行参数不变. 根据该锅炉的冷态风门特性试验结果，当风门开度在35%、20%时，风量偏差基本达到10%、20%. 碗式配风试验结果如表6所示，其中，O2平均体积分数、CO平均体积分数 $\overline \varphi_{\rm t}\left({\rm CO}\right)$、NOx平均质量浓度在省煤器出口采用网格法测量，在空预器出口对飞灰中碳的质量分数采用等速取样. 试验结果表明，当碗式配风程度分别为10%、20%时，省煤器出口烟气中CO平均体积分数分别降低72%、95%，飞灰中碳质量分数分别减少13%、36%，NOx平均质量浓度几乎不变. 结合表5、6可以看出，随着碗式配风程度的增加，预测结果与试验结果的变化趋势一致，碗式配风对CO的实际降低效果更加显著.

表 6   不同配风方式下省煤器出口烟气参数试验值

Tab.6  Experimental results of gas parameters at economizer exit under various air distribution conditions

配风方式 $\overline \varphi_{\rm t}\left({\rm O}_2\right)$/
% 		$\overline \varphi_{\rm t}\left({\rm CO}\right)$/
% 		$w_{\rm t}\left({\rm C}\right)$/
% 		$\overline \rho_{\rm t}\left({\rm NO}_x\right)$/
（mg·m−3）1)
注：1）NOx质量浓度折算到6%O2体积分数
均等配风 2.10 0.232 4 3.34 302
10% 碗式配风 2.06 0.064 1 2.89 326
20% 碗式配风 2.01 0.012 0 2.14 306

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4. 结　论

（1）燃烧器碗式配风改善了炉内水平截面上的风、煤混合过程，减少了CO体积分数和煤粉颗粒质量浓度偏差分布，降低了炉膛出口烟气中CO平均体积分数和飞灰中碳质量分数，有效提高了前后墙对冲燃烧锅炉的燃烧效率.

（2）燃烧器碗式配风对炉膛出口烟气中NOx平均质量浓度有不利影响，当碗式配风风量偏差不大于20%时，NOx平均质量浓度变化不大于3.5%；当风量偏差达到30%时，NOx平均质量浓度增幅达到23.6%.

（3）综合燃烧器碗式配风对水平截面CO分布特征和炉膛出口烟气中NOx平均质量浓度的影响，在锅炉燃用常用煤种的条件下，碗式配风的风量偏差宜控制在20%以内.

（4）炉膛出口烟气中CO平均体积分数、飞灰中碳质量分数、NOx平均质量浓度的模拟值与热态试验值变化趋势一致，且在实际应用中碗式配风对CO的降低效果更加显著.

参考文献

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