CN103968371A - 电力燃烧锅炉及基于数值模拟技术的分离燃尽风调节方法 - Google Patents
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Abstract
本发明提供一种电力燃烧锅炉及其基于数值模拟技术的分离燃尽风调节方法。本发明的电力燃烧锅炉，通过独特的燃烧器和燃烧制粉系统结构，以及各种一二次风、燃尽风喷口的设置，使得SOFA风占的比例提高，通过增加SOFA风来降低NOx排放浓度，而且不需要过多硬件结构改造，成本不高。由于采用增加SOFA风来降低NOx排放浓度，对该电厂低氮改造后燃烧特性规律进行了数值模拟，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。得到了速度场、温度场、组分场和污染物分布规律，以及在不同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，并通过数值模拟测试，得到了最佳的SOFA风门开度。
Description
技术领域
本发明涉及电力燃烧锅炉的技术领域，特别是涉及一种电力燃烧锅炉，以及所述电力燃烧锅炉的基于数值模拟技术的分离燃尽风调节方法。
背景技术
随着环境治理的严峻形势，对NOx的排放限制将日益严格。目前国内外电站锅炉控制NOx技术主要有2种：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）。
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。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。
在1025t/h锅炉上通过燃烧调整降低NOx，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。采用数值模拟方法研究燃煤电站锅炉影响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。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。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。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。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。
利用在线运行参数预测了锅炉NOx排放浓度。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。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。通过建立电厂燃煤锅炉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。
然而，目前各种电站锅炉控制减少NOx的技术都不完善，或者效果不够理想，或者成本较高。
发明内容
针对现有各种电站锅炉控制减少NOx的技术都不完善，或者效果不够理想，或者成本较高的问题，本发明提出一种电力燃烧锅炉，通过独特的燃烧器和燃烧制粉系统结构，以及各种一二次风、燃尽风喷口的设置，增加SOFA风来降低NOx排放浓度，能够有效降低NOx的排放，而且不需要改变太多硬件结构，成本不高。
一种电力燃烧锅炉，包括4个直流式宽调节比摆动式燃烧器和燃烧制粉系统；所述4个直流式宽调节比摆动式燃烧器按切圆燃烧方式布置在电力燃烧锅炉的炉膛下部的四个切角处，形成切圆燃烧方式；每个直流式宽调节比摆动式燃烧器的轴线与炉膛前、后墙夹角分别为43°和35°；每个直流式宽调节比摆动式燃烧器在高度方向上布置2个燃尽风喷口，6个一次风喷口和7个供给燃料燃烧空气用的二次风喷口，所述一次风喷口和二次风喷口呈均等配风方式的间隔布置，并且各种喷口可上下摆动，所述燃尽风喷口的摆动范围为-5°～30°；所述二次风喷口的摆动范围为-30°～30°；一次风喷口的摆动范围为-20°～20°；所述4个直流式宽调节比摆动式燃烧器分为6层，且每一层包括4个一次风喷口，分别与同一台磨煤机连接、供粉，投则同投，停则同停；所述燃烧器还包括4对分离燃尽风，以水平对冲方式安装；所述燃烧制粉系统为中速磨直吹式，包括6台磨煤机，6台磨煤机各自构成基本独立的6个制粉子系统，并分别与每层燃烧器的一次风喷口相对应。
本发明的电力燃烧锅炉中，通过独特的燃烧器和燃烧制粉系统结构，以及各种一二次风、燃尽风喷口的设置，使得SOFA风占的比例提高，通过增加SOFA风来降低NOx排放浓度，能够有效降低NOx的排放，而且不需要改变太多硬件结构，成本不高。
本发明提出一种所述电力燃烧锅炉的基于数值模拟技术的分离燃尽风调节方法，包括以下步骤：
建立电力燃烧锅炉仿真模型，包括：采用标准k-ε湍流模型模拟气相湍流；采用混合分数/概率密度函数模型模拟组分运输和燃烧：采用单混合分数/概率密度模型模拟纯煤燃烧，采用双混合分数/概率密度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；采用双方程平行竞争反应模型模拟煤的热解；采用动力/扩散控制反应速率模型模拟焦炭燃烧；采用P1法计算辐射传热，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、风温根据设计参数进行设置；对燃尽风和周界风本体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-80Pa；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；根据所述电力燃烧锅炉仿真模型进行冷态计算，获得初步收敛程度的流场，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；分别模拟分离燃尽分的风门开度为30%、40%、50%、60%、70%、80%、90%、100%时的工况；获取各个工况下的温度场分布、速度场分布、组份场分布以及污染物分布；根据所述各个工况下的温度场分布、速度场分布、组份场分布以及污染物分布，获取各个工况下分离燃尽风的最佳开度值；根据所述最佳开度值调节所述电力燃烧锅炉的分离燃尽分的风门开度。
由于采用增加SOFA风来降低NOx排放浓度，对该电厂低氮改造后燃烧特性规律进行了数值模拟，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。得到了速度场、温度场、组分场和污染物分布规律，以及在不同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，并通过数值模拟测试，得到了最佳的SOFA风门开度。本发明为该电厂低氮改造后效果检测，以及现场运行过程中SOFA风门开度调整方式，提供了非常重要的依据。
在一种实施方式中，对于离散方程组的压力和速度耦合采用SIMPLE算法求解时，对NO和HCN的计算残差小于10-8，其余各项计算残差小于10-6。
测试结果表明，通过对NO和HCN的计算残差小于10-8，其余各项计算残差小于10-6，可大大提高数值模拟结果的精确度，提高对SOFA风门开度调节的控制精度，使控制更有效率。
在一种实施方式中，采用162万网格精度进行仿真模拟，建立所述电力燃烧锅炉仿真模型。
通过模拟试验可得，对电力燃烧锅炉仿真模型采用162万网格划分，能够提高计算的精度，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。
在一种实施方式中，采用红外温度测量方法，得到所述电力燃烧锅炉现场实际满负荷运行时炉膛出口温度，以及炉膛出口NOx浓度的实际测量值；根据所述电力燃烧锅炉的温度场分布和污染物分布的数值模拟结果，将所述电力燃烧锅炉现场实际满负荷运行时炉膛出口温度以及炉膛出口NOx浓度的数值模拟结果与对应的实际测量值对比；如果数值模拟结果中的炉膛出口温度与对应的实际测量值误差范围在10%以内，且NOx浓度与对应的实际测量值比较误差在1.7%以内，则判断数值模拟结果准确。
通过将数值模拟结果和实际检测值的严格对比验证，保证数值模拟结果有效性，确保控制的准确度。
附图说明
图1是本发明电力燃烧锅炉一种实施方式的结构示意图；
图2是本发明电力燃烧锅炉的4对分离燃尽风的布置方式示意图；
图3是本发明电力燃烧锅炉的基于数值模拟技术的分离燃尽风调节方法的流程示意图；
图4是本发明电力燃烧锅炉的基于数值模拟技术的分离燃尽风调节方法中网格划分和燃烧器喷口布置图；
图5为数值模拟得到不同SOFA风门开度下最下层二次风温度云图；
图6为数值模拟得到不同SOFA风门开度下最下层一次风温度云图；
图7为模拟得到了炉膛中心截面温度场分布图；
图8为炉膛横截面平均温度沿着炉膛高度方向分布图；
图9为燃烧器区域温度分布图；
图10为不同SOFA风开度下炉膛出口温度变化示意图；
图11为不同SOFA风开度下最下层二次风速度云图；
图12为不同SOFA风开度下最下层一次风速度云图；
图13为O2浓度沿着高度方向分布图；
图14为燃烧器区域O2浓度分布图；
图15为不同SOFA风开度下炉膛出口O2浓度变化示意图；
图16为CO浓度沿着高度方向分布图；
图17为燃烧器区域CO浓度分布图；
图18为NOx浓度沿着高度方向分布图；
图19为燃烧器区域NOx浓度分布图；
图20为计算得到不同SOFA风门开度下炉膛出口NOx浓度变化示意图。
具体实施方式
请参阅图1，图1是本发明电力燃烧锅炉一种实施方式的结构示意图。
所述电力燃烧锅炉，包括4个直流式宽调节比摆动式燃烧器和燃烧制粉系统；
所述4个直流式宽调节比摆动式燃烧器按切圆燃烧方式布置在电力燃烧锅炉的炉膛下部的四个切角处，形成切圆燃烧方式；每个直流式宽调节比摆动式燃烧器的轴线与炉膛前、后墙夹角分别为43°和35°；每个直流式宽调节比摆动式燃烧器在高度方向上布置2个燃尽风喷口，6个一次风喷口和7个供给燃料燃烧空气用的二次风喷口，所述一次风喷口和二次风喷口呈均等配风方式的间隔布置，并且各种喷口可上下摆动，所述燃尽风喷口的摆动范围为-5°～30°；所述二次风喷口的摆动范围为-30°～30°；一次风喷口的摆动范围为-20°～20°；
所述4个直流式宽调节比摆动式燃烧器分为6层，且每一层包括4个一次风喷口，分别与同一台磨煤机连接、供粉，投则同投，停则同停；所述燃烧器还包括4对分离燃尽风，以水平对冲方式安装；
所述燃烧制粉系统为中速磨直吹式，包括6台磨煤机，6台磨煤机各自构成基本独立的6个制粉子系统，并分别与每层燃烧器的一次风喷口相对应。
在本实施方式中，该电力燃烧锅炉为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，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。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层磨煤机，5运1备。在本发明中，最上层磨煤机停运。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。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。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%，与一般电力燃烧锅炉的20.4%（仅CCOFA）有了很大的提升。
本发明的电力燃烧锅炉中，通过独特的燃烧器和燃烧制粉系统结构，以及各种一二次风、燃尽风喷口的设置，使得SOFA风占的比例提高，通过增加SOFA风来降低NOx排放浓度，能够有效降低NOx的排放，而且不需要改变太多硬件结构，成本不高。
请参阅图3，图3是本发明电力燃烧锅炉的基于数值模拟技术的分离燃尽风调节方法的流程示意图。
所述电力燃烧锅炉的基于数值模拟技术的分离燃尽风调节方法包括以下步骤：
S101，建立电力燃烧锅炉仿真模型，包括：采用标准k-ε湍流模型模拟气相湍流；采用混合分数/概率密度函数模型模拟组分运输和燃烧：采用单混合分数/概率密度模型模拟纯煤燃烧，采用双混合分数/概率密度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；采用双方程平行竞争反应模型模拟煤的热解；采用动力/扩散控制反应速率模型模拟焦炭燃烧；采用P1法计算辐射传热，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、风温根据设计参数进行设置；对燃尽风和周界风本体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-80Pa；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；
S102，根据所述电力燃烧锅炉仿真模型进行冷态计算，获得初步收敛程度的流场，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；
S103，分别模拟分离燃尽分的风门开度为30%、40%、50%、60%、70%、80%、90%、100%时的工况；
S104，获取各个工况下的温度场分布、速度场分布、组份场分布以及污染物分布；
S105，根据所述各个工况下的温度场分布、速度场分布、组份场分布以及污染物分布，获取各个工况下分离燃尽风的最佳开度值；
S106，根据所述最佳开度值调节所述电力燃烧锅炉的分离燃尽分的风门开度。
在步骤S101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-80Pa；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60μm，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
表2煤质分析
在步骤S102中，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。
而在步骤S103中，分别模拟9个工况：即SOFA风门开度为30%、40%、50%、60%、70%、80%、90%、100%的工况，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
在一个优选实施方式中，根据模型的结构特点，本发明在建立电力燃烧锅炉仿真模型时，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4。本发明实际数值模拟总网格数目约162万。
为了验证本发明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发明采用的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
在另一个优选实施方式中，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
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%以内，判断数值模拟结果较为准确。
在步骤S104中，获取各个工况下的温度场分布、速度场分布、组份场分布以及污染物分布。图5和图6为数值模拟得到不同SOFA风门开度下，温度场分布的规律。图5最下层二次风温度云图，图6最下层一次风温度云图。
从图5、图6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。
图7为模拟得到了炉膛中心截面温度场分布。从图7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8为炉膛横截面平均温度沿着炉膛高度方向分布。从图8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9为燃烧器区域温度分布。从图9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10为不同SOFA风开度下炉膛出口温度变化规律。从图10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。
而对于速度场的分布，请参阅图11、12。图11为最下层二次风速度云图，图12为最下层一次风速度云图。
从图11、12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。
对于组份场的分布。请参阅图13、14。图13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14为燃烧器区域O2浓度分布，从图14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15为不同SOFA风开度下，炉膛出口O2浓度变化规律。从图15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16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17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。
对于污染物的分布，请参阅图18、19。图18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19为燃烧器区域NOx浓度分布的规律。从图19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20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20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。
在步骤S105中，根据上述步骤S104中模拟得到的各个工况下的温度场分布、速度场分布、组份场分布以及污染物分布，获取各个工况下分离燃尽风的最佳开度值；然后在步骤S106中，根据所述最佳开度值调节所述电力燃烧锅炉的分离燃尽分的风门开度。实现通过调节SOFA风门开度降低排除的NOx浓度。
本发明进行了低氮改造后燃烧特性的数值模拟，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%，数值模拟结果较为准确；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；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；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%。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%。
通过本发明，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。
以上所述实施例仅表达了本发明的几种实施方式，其描述较为具体和详细，但并不能因此而理解为对本发明专利范围的限制。应当指出的是，对于本领域的普通技术人员来说，在不脱离本发明构思的前提下，还可以做出若干变形和改进，这些都属于本发明的保护范围。因此，本发明专利的保护范围应以所附权利要求为准。
Claims (5)
1.一种电力燃烧锅炉，其特征在于，包括4个直流式宽调节比摆动式燃烧器和燃烧制粉系统；
所述4个直流式宽调节比摆动式燃烧器按切圆燃烧方式布置在电力燃烧锅炉的炉膛下部的四个切角处，形成切圆燃烧方式；每个直流式宽调节比摆动式燃烧器的轴线与炉膛前、后墙夹角分别为43°和35°；每个直流式宽调节比摆动式燃烧器在高度方向上布置2个燃尽风喷口，6个一次风喷口和7个供给燃料燃烧空气用的二次风喷口，所述一次风喷口和二次风喷口呈均等配风方式的间隔布置，并且各种喷口可上下摆动，所述燃尽风喷口的摆动范围为-5°～30°；所述二次风喷口的摆动范围为-30°～30°；一次风喷口的摆动范围为-20°～20°；
所述4个直流式宽调节比摆动式燃烧器分为6层，且每一层包括4个一次风喷口，分别与同一台磨煤机连接、供粉，投则同投，停则同停；所述燃烧器还包括4对分离燃尽风，以水平对冲方式安装；
所述燃烧制粉系统为中速磨直吹式，包括6台磨煤机，6台磨煤机各自构成基本独立的6个制粉子系统，并分别与每层燃烧器的一次风喷口相对应。
2.一种如权利要求1所述的电力燃烧锅炉的基于数值模拟技术的分离燃尽风调节方法，其特征在于，包括以下步骤：
建立电力燃烧锅炉仿真模型，包括：采用标准k-ε湍流模型模拟气相湍流；采用混合分数/概率密度函数模型模拟组分运输和燃烧：采用单混合分数/概率密度模型模拟纯煤燃烧，采用双混合分数/概率密度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；采用双方程平行竞争反应模型模拟煤的热解；采用动力/扩散控制反应速率模型模拟焦炭燃烧；采用P1法计算辐射传热，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、风温根据设计参数进行设置；对燃尽风和周界风本体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-80Pa；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；
根据所述电力燃烧锅炉仿真模型进行冷态计算，获得初步收敛程度的流场，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；
分别模拟分离燃尽分的风门开度为30%、40%、50%、60%、70%、80%、90%、100%时的工况；
获取各个工况下的温度场分布、速度场分布、组份场分布以及污染物分布；
根据所述各个工况下的温度场分布、速度场分布、组份场分布以及污染物分布，获取各个工况下分离燃尽风的最佳开度值；
根据所述最佳开度值调节所述电力燃烧锅炉的分离燃尽分的风门开度。
3.如权利要求2所述的电力燃烧锅炉的基于数值模拟技术的分离燃尽风调节方法，其特征在于：
对于离散方程组的压力和速度耦合采用SIMPLE算法求解时，对NO和HCN的计算残差小于10-8，其余各项计算残差小于10-6。
4.如权利要求2所述的电力燃烧锅炉的基于数值模拟技术的分离燃尽风调节方法，其特征在于：
采用162万网格精度进行仿真模拟，建立所述电力燃烧锅炉仿真模型。
5.如权利要求2所述的电力燃烧锅炉的基于数值模拟技术的分离燃尽风调节方法，其特征在于：
采用红外温度测量方法，得到所述电力燃烧锅炉现场实际满负荷运行时炉膛出口温度，以及炉膛出口NOx浓度的实际测量值；
根据所述电力燃烧锅炉的温度场分布和污染物分布的数值模拟结果，将所述电力燃烧锅炉现场实际满负荷运行时炉膛出口温度以及炉膛出口NOx浓度的数值模拟结果与对应的实际测量值对比；
如果数值模拟结果中的炉膛出口温度与对应的实际测量值误差范围在10%以内，且NOx浓度与对应的实际测量值比较误差在1.7%以内，则判断数值模拟结果准确。
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