【正文】 燃料中更多的氮。 正如預期的那樣，在 2020 年的測試案例中有相當多的燃料被注入上級燃燒器， 提高了比較高的位置的火焰，如圖3 所示 。燃料的近似和極限分析作為在 2020 年 表 4 和表 5測量的 相應情況下 被應用。在測試案例B2202084631 中，在測量案例 B220208463 中六個燃燒器（兩個相反關閉）代 替七個工作：在 前一個例子中氣動熱力學對稱性為低排放量（一定程度上 5%）提供了條件。 圖 2 切線配置 Kostolac 電廠 B1 和 B2 蒸汽鍋爐燃燒器。在鍋爐爐的測試案例 B220208463 中溫度場和氮氧化物的濃度。煤和空氣中測得的測試案例和相關參數(shù)分析的質(zhì)量流率。七家工 作中的工廠（其他情況下六家工廠工作）提升了水冷壁的密封。被控制的預熱空氣的量的增加和冷空氣進口的減少，考慮到 在兩個 測試案例 B2202082262 和 B2202082263 中排放量削減。 換句話說，從低級側(cè)燃燒器減少一定量的二次風，在上級燃燒器中增加一定量（一種 OFA 端口），因此考慮到與案例 82264 相比排放量減少了。通過一些測試案例，許多參數(shù)的影響，如煤的分布，預熱空氣在燃燒器中的分布，燃燒器層，冷空氣進入量，煤質(zhì)量和煤的磨礦細度，單獨或聯(lián)合分析。C） (mg/Nm3) 正常條件 (0 176。七個燃燒器操作不均衡（表 7）。初始煤粒徑 dp=100um。 LHV（較低熱值） ，所接收到的： 6071kj/kg（在其他案例中： 7327kj/kg，除了 26 和 27）。LHV： 8374kj/kg。 燃燒器 1 2 3 4 5 6 7 8 案例測試 116 和 1827：七個燃燒器均勻操作 案例測試 17,28 和 29：七個燃燒器不均勻操作 煤粉空氣混合煤粉 /氣相流率（ kg/s） 二次風流速（ kg/s） 煤粉空氣混合煤粉 /氣相流率（ kg/s） 二次風流速（ kg/s） 包括 通過煤塵空氣混合的中心提供的熱空氣核心的空氣部分。煤炭總進料率 器的統(tǒng)一操作模 式，總空氣流率 1050 103Nm3/h?？諝饷簤m混合物（ T=200176。預熱空氣（ T=288℃，每個燃燒器二次風速率 =，通過后燃燒裝置空氣流率=）。案例研究煤，塞爾維亞褐煤 KostolacDrmno，在研磨前先在工廠中干燥（風干）： 工業(yè)分析（ %），如同收到的那樣，水分 ，灰分 ，揮發(fā)分 ，固定碳 ，如同收到的那樣，低發(fā)熱值（ kJ/kg） ，元素分析（ %），如同接收的那樣， ， ， ， ，S（可燃） 。 煤粉密度是 1300kg/m3。在燃燒器層中燃料，空氣煤粉混合物氣相和二次風是相互依存的。為了提供燃燒過程的改進，進行了額外的數(shù)值分析。測試案例 18 調(diào)查了冷空氣進入量的增長 的影響。燃燒器層（如測試案例 11）中煤粉分布和獨立燃燒器中煤的分布的綜合影響在案例測試 28 中被分析。 參考測試案例的數(shù)值結(jié)果。 圖 5。 C， NOx排放量 =和 。 NO 還原 HCN 的反應也在發(fā)生，方程 6。到目前為止，燃料型 NO 比熱力型 NO 更加重要（在氣體溫度的預期范圍內(nèi)）， 燃料型 NO的依賴性決定了 NO 總濃度場的特點。圖 4 關于 NO 含量表明 HCN 的顯著影響，因此煤中含氮量也有顯著影響，它是 HCN 的來源?？梢钥吹礁邼舛?NO 的更廣泛區(qū)域，并與 HCN 消耗和 NO 的形成的強烈化學反應有關。除了燃料中的氮含量，它被空燃比強烈影響（ 過量空氣），即氧濃度。盡管是高溫，由于燃料燃燒的強烈反應導致的氧消耗，在爐膛的中心區(qū)域不存在 NO 高濃度，如圖 4。在獨立燃燒器，速度場和案例研究 17（ a）和 28（ b）燃料和空氣 NOx 含量的不平均分布 ： FEGT = 1015 和 993 176。 在該模型中， NO 含量 對氧的強烈依靠通過方程 5 來描述，給出了系數(shù) ? 關于局部氧濃度的依賴，其中， ? 是關于燃料型 NO 形成反應速率的方程 4 中摩爾分數(shù)的指數(shù)。 一個關于測試案例的總結(jié) 于 表6 中 列出，而 被選擇的也在圖 58 中列出。在測試案例24 中（使用離心式分離器）和案例測試 510 中 (使用百葉窗分離器 )，在燃燒層中的煤炭分布通過設施中的磨煤機的調(diào)查來獲得。 在測試案例 3 和 4 中，爐膛出口煙氣溫度更高，而前者的 NOx 排放量超過國內(nèi)排放限值（ 450mg/Nm3，以 NO2 來分析，折干計算，煙氣流體中 6%氧氣）。在測試案例 5 中， 84%的燃料提供給了低級側(cè)燃燒器 ，減排量是 16%，在滿負荷條件下和火焰最佳位置下，爐膛出口煙氣溫度接近標準情況下的預測值，如圖 7 所示。案例測試 1,3 和 11，圖 4 和 5 中的比較暗示了通過低級側(cè)燃燒器煤粉分數(shù)的增加導致了爐膛出口煙氣溫度和 NOx 排放量的減少，而火焰是遞減的。通過階段上層 煤炭分數(shù) 的增長導致了爐膛出口煙氣溫度（由于較高的火焰位置）和排放量的更高的值。打開 30176。與參考測試用例 相比， NOx 排放量只在測試案例 14 中減少（ 13%），但是爐膛出口煙氣溫度更高。但是，火焰幾乎位于爐膛橫截面中心，如圖 6a，它將 減少水冷壁熱應力和減少積灰結(jié)渣的可能性。與案例測試 6 相比， 對于在燃燒器層中相同的煤粉和空氣分布，輻射量事實上并未改變。 在測試案例 19 和 5 之間（ 60%代替了 %）通過低級側(cè)燃燒器二次風 20%的不同，相對于測試案例 1 和 5，和圖 7 中給出的火焰，導致了爐膛出口煙氣溫度的減少和%排放量削減，即 %。在測試情況下 21 中，如果分別和測試案例 1 和 20 相比，排放量削減兩是 %和 %。在某種程度上，更細的磨煤（ dp=100um）略微降低了 NOx 排放量，但是 dp=50um 略微提高了排放量。此外， 對于煤的研磨細 度的不同值，預測了完全不同的火焰形狀。總的來說，在煤的操作過程中有煤的質(zhì)量波動。對于排放量和爐膛出口煙氣溫度的影響是可觀的。 圖 8。 C， NOx排放量 =。案例測試 28 與案例測試 11 不同在燃燒器的不均勻操作模式（見表 7），提供了近火焰中心位置，如圖 6b。 與測試案例 28 相比，測試案例 29 中有更細的研磨細度（ dp=100um，代替 150um），而大約 20%的二次風從低級側(cè)燃燒器重新輸入到上級側(cè)燃燒器。重要的是注意到燃燒器的不平均操作模式（提供了有利的火焰中心位置）沒有導致在被檢查的案例中對排放量和爐膛出口煙氣溫度 的不利影響。在選擇的測試案例中案例研究鍋爐機組運行參數(shù) 案例測試 6 案例測試 5 案例測試 11 案例測試 17 案例測試 19 案例測試 21 案例測試 7 完成案例測試 227 的 模擬以確定過程中獨立修改的影響，如空氣和煤流率，煤的研磨細度，和煤的質(zhì)量。煤研磨細FEGT (176。C) 再熱蒸汽管道的水注入量（ kg/s） 再熱蒸汽溫度 (176。C) 煙道排氣損失率（ % 鍋爐效率（ %） ） 度更好 ，在一定程度上減少了排放量 ，但是爐膛出口煙溫的減少也存在著。在覺察特定的燃燒過程變動的優(yōu)點后，創(chuàng)建出了兩個新的測試案例， 模擬幾個參數(shù)的綜合影響。他們顯示了通過多個主要措施的組合，可以取得良好的 NOx 排放量削減。 關于鍋爐效率燃燒修改的分析。低 NOx排放量和高鍋爐熱效率之間的沖突，特別是現(xiàn)有的煤燃燒電站鍋爐 加 裝空氣分段。甚至當應用燃燒修改來減少排放量，沒有打斷鍋爐單元效率時，核實關于 過熱器安全運行和達到要求的過熱蒸汽溫度 的 方法 是必要的。燃燒修改的分析由鍋爐熱力計算完成，保證傳熱表面效率的評估。在現(xiàn)有文獻中，這種復雜且復合的 CFD 分析和鍋爐的熱力計算是罕見的。在 FEGT=1033176。 C， 注入過熱蒸汽管道的水量應該是，如表 8。當 FEGT 低于990176。C 是不可能的。 在更高的爐膛出口煙氣溫度下過熱器的第二階段也接收到了上漲的熱量。注入 過熱蒸汽管道的水量與 FEGT 同步削減，如表 ，在所有考慮的測試案例中， 再熱蒸汽所要求的溫度 540176。 在仔細考慮鍋爐類型的情況下，再熱蒸汽的溫度控制僅由兩個階段間水注入量 完成（氣氣熱交換器不包括在整理中）。 將過熱器第三階段和有更高 FEGT再熱器的第二階段 熱交換量數(shù)量較大 納入考慮，入口煙道氣體溫度和其他傳熱表面出口接近要求的溫度。 在鍋爐熱力計算的基礎上，相對于過熱器的安全操作和要求過熱蒸汽溫度 540176。C （即 9901010176。在此溫度范圍內(nèi)，注入再熱蒸汽管道的水量是最小的。如表 6 所示，類似的 FEGT同樣在案例 22 和 28 中存在。為取得完全燃燒，剩余的二次風通過 OFA 端口注入。 為了預測 OFA 端口的應用，一個特殊的，修改過的代碼被開發(fā)了出來，并且程序的面向用戶的界面被改進了來保證 OFA 系統(tǒng)操作參數(shù)的輸入 ，如圖 9 所示。每個端口有著和它下面的燃燒器的寬度一樣。為了優(yōu)化 OFA 端口，下列參數(shù)在模擬中變化：高度（ 或 1m）， 垂直位置（在燃燒器上方 3 或 6 米），和通過 OFA 端口注入的空氣（從二次風中減去 10%， 20%或 30%）。修改過的代碼經(jīng)過測試來提供穩(wěn)定性和收斂性的解決方案。對于每個 OFA 端口的配置，一個發(fā)達的網(wǎng)格發(fā)生器分配網(wǎng)格節(jié)點，在此 方面，以至于網(wǎng)格在軸向方向上是適當精確的。 OFA 系統(tǒng)操作參數(shù)數(shù)據(jù)輸入形式。燃燒器層在加入 OFA 端口之前，四種 OFA 端口的位置和形狀。測試案例 11,17， 19 和 28早已有令人滿意的 FEGT（ 990?1010 176。模擬也考慮了一些測試案例，它們的 FEGT過高或者 /并且排放量相對較高。因此，只有通過 OFA 法 ，選擇測試案例 1,3,10,14,16 和 23 來測試它是否可能減少 NOx 排放量和 FEGT 到一個可以接受的值。 測試案例 1，沒有 OFA 端口，得到的 FEGT 比最佳值高且 NOx 排放量均低于現(xiàn)在的歐洲（ 500mg/Nm3，測試NO2，折干計算，煙氣中含 6%O2）和國內(nèi)排放限值（ 450mg/Nm3，測試 NO2，折干計算，煙氣中含 6%O2）。首要影響在 OFA 端口的兩個位置都發(fā)生了（ 3 和6m），雙方高度（ 和 1m）。通過使用 OFA 法， FEGT 降低到最適幅度且NOx 排放量減少量相當可觀（減少量高達 %），表 9。爐膛中 火焰位置和 NOx 含量，速度矢量場通過水平 OFA 端口， OFA 射流進入爐膛的滲透也是一樣的，在圖 11 中列出。通過實施 OFA， NOx 排放量削減高達%且 FEGT 下降到一個合理的值，見表 10。沒有OFA 端口的案例測試 17 沒有取得理想的 FEGT 但是有令人滿意的排放量。在那些情況下，排放量額外削減量高達 %。 在部分負荷情況下 要確定 OFA 性能，進行了額外的模擬。這些測試案例在部分負荷情況下經(jīng)過數(shù)值模擬（ 90%和 70%）。但是，在部分負荷情況下， OFA 性能下降到一定程度，見表 11。 OFA 端口應用于測試案例 3 的數(shù)值模擬的結(jié)果 OFA OFA 測試 測試 端口二 端口垂 端口 無端口 有端口 無端口 NOx 有端口 NOx 排放量 案例 案例 次風（ %） 直位置（ m） 高度（ m） FEGT(176。C) 排放量（ mg/Nm3） 排放量（ mg/Nm3） 削減（ %） 相對于燃燒器的頂層，標準條件（ 0 176。 表 10。C) FEGT(176。C, 1013 mbar)，折干計算，煙氣中 6%O2。應用 OFA 法之后，測試案例 3 顯示了低于排放量限值的 NOx 排放量削減，且 FEGT 的下降在可接受范圍內(nèi)，而這在測試案例中是不可能取得的。應用 OFA 法之后，測試案例 1,10,17 和 23 顯示了 NOx 排放量的削減和 FEGT 的下降在一個可接受范圍內(nèi)，而這在測試案例 14 中無法取得。在應用 OFA 法之后，測試案 例 11 顯示了 NOx 排放量的下降和可接受的FEGT。 從給定的測試案例獲得的所有數(shù)據(jù)中，可以得出結(jié)論，將 OFA 端口布置在燃燒器上方 6m 且 OFA 端口高度 1m 是可取的。在基本測試情況下， NOx 排放量的預測削減量高達 24%，對于早已優(yōu)化的測試案例，有相對較高的排放量和高達 7%的額外排放削減量。通過一個內(nèi)部開發(fā)的燃料子模型和熱力型 NO生成 /銷毀，運用簡化的化學動力學以及通過過去開發(fā)的 3D燃燒代碼進行的詳細 CFD 計算， 完成了預測。高度預測能力被證實