锅炉改造后不同CCOFA风与SOFA风比例下燃烧特性的获取方法

摘要

本发明公开了一种锅炉改造后不同CCOFA风与SOFA风比例下燃烧特性的获取方法，属于燃煤锅炉技术领域。该方法通过将改造增加了SOFA风的四角切圆燃烧式锅炉进行网格划分后，建立该锅炉的结构化网格模型，并获取所述锅炉的燃烧器参数、边界条件参数和煤粉参数；然后在上述基础上建立数学模型进行燃烧模拟计算，获得不同CCOFA风与SOFA风比例下锅炉的燃烧特性。采用该方法能够准确的再现锅炉内的燃烧情况，获取锅炉内燃烧情况的全面信息，从而对锅炉增加SOFA风的低氮改造提供指导和低氮改造后的效果进行全面评价。

说明书

技术领域

本发明涉及燃煤锅炉技术领域，特别是涉及一种锅炉改造后不同CCOFA风 与SOFA风比例下燃烧特性的获取方法。

背景技术

随着环境治理的严峻形势，我国对NOx的排放限制将日益严格，国家环境 保护部已经颁布了《火电厂氮氧化物防治技术政策》，明确在“十二五”期间将 全力推进我国NOx的防治工作。目前国内外电站锅炉控制NOx的技术主要有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通过各种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）等。

当电厂NOx排放浓度过高时，可以通过不同的手段来对锅炉进行改造，从 而降低NOx的排放浓度。然而，目前来说，还没有一种方法可以模拟锅炉低氮 改造后锅炉内的燃烧情况，从而对锅炉低氮改造提供指导和低氮改造后的效果 进行全面评价。

发明内容

基于此，本发明的目的在于克服现有技术的缺陷，提供一种锅炉改造后不 同CCOFA风与SOFA风比例下燃烧特性的获取方法，采用该方法，可以模拟低 氮改造后不同CCOFA风与SOFA风比例下锅炉内的燃烧情况。

为实现上述目的，本发明采取以下技术方案：

一种锅炉改造后不同CCOFA风与SOFA风比例下燃烧特性的获取方法，包 括以下步骤：

根据四角切圆燃烧式锅炉的结构特点，将所述锅炉进行网格划分，建立该 锅炉的网格化结构模型；所述锅炉的结构为在每组燃烧器的上方设有CCOFA风 喷嘴，并在CCOFA风喷嘴上方设有以水平对冲方式安装的SOFA风喷嘴；

获取所述锅炉的燃烧器参数、边界条件参数和煤粉参数；

根据上述网格化结构模型、燃烧器参数、边界条件参数和煤粉参数，以标 准k-ε湍流模型模拟得到气相湍流流动模型、以混合分数/概率密度(Probability Density Function，PDF)函数模型模拟得到组分运输和燃烧模型、以单分数/概率 密度（PDF）函数模型模拟得到纯煤燃烧模型、以双分数/概率密度（PDF）函 数模型模拟得到污泥掺烧燃烧模型、以颗粒随机轨道模型模拟得到煤粉颗粒运 动模型、以双方程平行竞争反应模型模拟得到煤的热解模型、以动力/扩散控制 反应速率模型模拟得到焦炭燃烧模型、以P-1辐射模型模拟得到辐射传热模型；

利用上述模型，改变CCOFA风与SOFA风的比例，通过模拟计算，获得不 同CCOFA风与SOFA风比例下锅炉的燃烧特性。

其中，CCOFA风为紧凑型燃尽风，SOFA风为分离燃尽风。

在其中一个实施例中，所述将锅炉进行网格划分的具体步骤包括：以单独 划分网格的方式，将该锅炉划分为冷灰斗区域、燃烧器区域、燃烧器上方区域 和屏式过热器区域。根据各区域在锅炉运行时所起到的不同作用，将其进行划 分，提高了该锅炉网格化结构模型的准确性。

在其中一个实施例中，所述将锅炉进行网格划分的具体步骤包括：将燃烧 器区域进行加密，并将燃烧器出口与锅炉的连接面设置为interface（交界面）。 通过上述设置，能够提高计算的精度，并且可以防止两个面的网格质量和网格 形状差异较大而引起误差。

在其中一个实施例中，建立所述锅炉的结构化网格模型后，以不同精度的 网格进行网格无关性检验，选取满足计算精度要求的网格精度。

在其中一个实施例中，所述边界条件包括锅炉内的中心风、一次风、二次 风、CCOFA风、SOFA风和周界风的入口边界条件，锅炉内的中心风、一次风、 二次风、CCOFA风、SOFA风和周界风的出口边界条件，锅炉壁面边界条件， 热交换边界条件；

所述锅炉内的中心风、一次风、二次风、CCOFA风、SOFA风和周界风的 入口边界条件均采用质量入口边界条件，该质量入口边界条件参数包括质量流 量、风温参数，且均根据设计参数进行设定，其中CCOFA风、SOFA风和周界 风的质量入口边界条件参数还根据改变CCOFA风与SOFA风比例的工况条件计 算得到；

所述锅炉内的中心风、一次风、二次风、CCOFA风、SOFA风和周界风的 出口边界条件均采用压力出口边界条件，压力设置为-80Pa；

所述锅炉壁面边界条件采用标准壁面方程，无滑移边界条件；

所述热交换边界条件采用第二类边界条件（即温度边界条件），给定预设的 壁面温度和辐射率，其中，给定的壁面温度为690K，壁面辐射率为0.8。

以上述边界条件能够得到更为准确的模拟计算结果。

在其中一个实施例中，所述煤粉参数包括煤粉粒径、煤质成份及含量，所 述煤粉粒径按照Rosin-Rammler分布方法设定。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Y_d之间存在指数关系： 为平均直径，n为分布指数。

在其中一个实施例中，所述模拟计算以迭代法进行计算，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。

在其中一个实施例中，所述模拟计算中，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弛因子，使NO和 HCN参数的计算残差小于10^-8，其余各项参数的计算残差小于10^-6。

在其中一个实施例中，所述锅炉的燃烧特性包括温度场分布情况、速度场 分布情况和组份场分布情况。从多个方面体现锅炉内的燃烧特性。

在其中一个实施例中，所述温度场分布情况包括：最下层的二次风温度分 布、最下层的一次风温度分布、锅炉中心竖向截面温度分布、锅炉横向截面平 均温度沿炉膛高度方向的分布和炉膛出口的烟温；所述速度场分布情况包括： 最下层的二次风速度分布和最下层一次风速度分布；所述组份场分布情况包括： O₂浓度沿炉膛高度方向的分布、CO浓度沿炉膛高度方向的分布、NOX浓度沿炉 膛高度方向的分布和炉膛出口的NOX浓度。

与现有技术相比，本发明具有以下有益效果：

本发明的锅炉改造后不同CCOFA风与SOFA风比例下燃烧特性的获取方 法，通过将改造增加了SOFA风的四角切圆燃烧式锅炉进行网格划分，建立该 锅炉的结构化网格模型；然后在上述基础上建立数学模型进行燃烧模拟计算， 获得不同CCOFA风与SOFA风比例下锅炉的燃烧特性。采用该方法能够准确的 再现锅炉炉膛内的燃烧情况，获取炉膛内燃烧情况的全面信息，从而对锅炉增 加SOFA风的低氮改造提供指导和低氮改造后的效果进行全面评价。

该方法还对如何建立锅炉的网格化结构模型，以及如何建立数学模型进行 燃烧模拟计算的步骤进行了优化，经现场试验验证，通过该方法获得的结果与 现场测量结果的吻合度很好，保证了模拟结果的有效性，该方法具有准确度高 的特点。

附图说明

图1为锅炉本体示意图；

图2为燃烧器横截面示意图；

图3为喷嘴布置方式示意图；

图4为SOFA风安装方式示意图；

图5为SOFA风喷嘴结构示意图；

图6为锅炉网格化结构模型示意图；

图7为锅炉燃烧器区域网格划分横截面图；

图8为不同CCOFA与SOFA风比例下，最下层的二次风温度分布图，其中： A为工况NO.1，B为工况NO.2，C为工况NO.3，D为工况NO.4，E为工况NO.5， F为不同颜色表示不同温度的图例；

图9为不同CCOFA与SOFA风比例下，最下层的一次风温度分布图，其中： A为工况NO.1，B为工况NO.2，C为工况NO.3，D为工况NO.4，E为工况NO.5，；

图10为不同CCOFA与SOFA风比例下，锅炉中心竖向截面温度分布图， 其中：A为工况NO.1，B为工况NO.2，C为工况NO.3，D为工况NO.4，E为 工况NO.5；

图11为不同CCOFA与SOFA风比例下，锅炉横向截面平均温度沿炉膛高 度方向分布图，其中：A为整个锅炉高度分布图，B为燃烧器区域高度分布图， C为CCOFA与SOFA风区域高度分布图，D为SOFA风以上区域高度分布图；

图12为不同CCOFA与SOFA风比例下，炉膛出口烟温；

图13为不同CCOFA与SOFA风比例下，最下层的二次风速度分布图，其 中A为工况NO.1，B为工况NO.2，C为工况NO.3，D为工况NO.4，E为工况 NO.5。

图14为不同CCOFA与SOFA风比例下，最下层的一次风速度分布图，其 中A为工况NO.1，B为工况NO.2，C为工况NO.3，D为工况NO.4，E为工况 NO.5。

图15为不同CCOFA与SOFA风比例下，O₂浓度沿着炉膛高度方向分布图， 其中：A为整个锅炉高度分布图，B为燃烧器区域高度分布图，C为CCOFA与 SOFA风区域高度分布图，D为SOFA风以上区域高度分布图；

图16为不同CCOFA与SOFA风比例下，CO浓度沿着炉膛高度方向分 布图，其中：A为整个锅炉高度分布图，B为燃烧器区域高度分布图，C为CCOFA 与SOFA风区域高度分布图，D为SOFA风以上区域高度分布图；

图17为不同CCOFA与SOFA风比例下，NOx浓度沿着炉膛高度方向分布 图，其中：A为整个锅炉高度分布图，B为燃烧器区域高度分布图，C为CCOFA 与SOFA风区域高度分布图，D为SOFA风以上区域高度分布图；

图18为不同CCOFA与SOFA风比例下，炉膛出口的NO_X浓度。

具体实施方式

以下结合附图和具体实施例来详细说明本发明。

在本实施例中，以下述经改造的锅炉作为模拟计算对象，实施锅炉改造后 不同CCOFA风与SOFA风比例下燃烧特性的获取方法。

该锅炉为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，锅炉本体如图1所示。采用露天布置，锅炉为ABB-CE 公司产品。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， 燃烧器横截面如图2所示。4个直流摆动式燃烧器按切圆燃烧方式布置锅炉四角。 燃烧器分6层，每一同层燃烧的4个一次风（煤粉气流）喷嘴与同一台磨煤机 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层燃烧器一次风喷嘴相对应，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锅炉下部四个切角处，形成典型的切圆燃烧方式，燃 烧器总高度为11.266m，燃烧器轴线与锅炉前、后墙夹角分别为43°和35°角。 如图3所示，每组燃烧器在高度方向上上方布置2个紧凑型燃尽风喷嘴 （CCOFA），6个一次风喷嘴（A、B、C、D、E和F）和7个供给燃料燃烧空 气用的二次风喷嘴（AA、AB、BC、CD、DE、EF和FF），并围绕一次风喷嘴 设置周界风喷嘴，一次风喷嘴和二次风喷嘴呈均等配风方式的间隔布置。其中， 一次风喷嘴是用来输送煤粉进入炉膛燃烧的，喷入的是煤粉和空气混合物；二 次风喷嘴是用来补充后期煤粉燃烧需要的氧量的，喷入的是纯空气；紧凑型燃 尽风喷嘴是用来补充后期燃烧需要的氧，喷入的是纯空气。设置周界风的主要 目的是防止一次风喷嘴烧损，起到冷却喷嘴的作用，另外一个目的是增强一次 风喷嘴射流的刚性。各种喷嘴可以上下摆动，其摆动限定范围：紧凑型燃尽风 喷嘴为-5°～30°；二次风喷嘴为-30°～30°；一次风喷嘴为-20°～20°。

锅炉高约57m，且锅炉横截面为长方形，宽16.44m，深19.558m，如图1 所示。图2为燃烧器横截面图。共有6层一次风，7层二次风和2层紧凑型燃尽 风（CCOFA），如图3所示。

制粉系统为直吹式制粉系统，共6层磨，5运1备。在本次模拟中，最上层 磨停运。改造后，4对分离燃尽风（SOFA）以水平对冲方式安装，如图4所示， 以进一步降低锅炉NOx排放，该分离燃尽风的喷嘴结构如图5所示。改造后， 由于总风量没有变化，且二次风中一部分分配到SOFA风，使得二次风喷嘴改 造，面积变小，但除了最上层CCOFA的高度有所变化，其余一二次风喷嘴高度 均没有改变。改造后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%，与改造前的20.4%（仅CCOFA）有了 很大的提升。

上述锅炉改造后不同CCOFA风与SOFA风比例下燃烧特性的获取方法，包 括以下步骤：

1、建立锅炉的结构化网格模型。

根据改造增加了SOFA风的四角切圆燃烧式锅炉的结构特点，采用单独划分 网格的方法，将锅炉划分为4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，如图6所示。在划分的过程中，模型均采用 结构化网格，为了提高计算的精度，燃烧器区域被适当加密，如图7所示，并 将燃烧器出口与锅炉的连接面设置为interface，防止两个面的网格质量和网格形 状差异较大而引起误差。本实施例中数值模拟总网格数目约为162万。

为了验证本实施例中网格精度是否满足计算要求，进行了网格无关性检验。 采用3种不同网格分辨率，计算同样的工况，给出了检验结果，如下表1所示。

表1网格无关性检验

从表1中可以得出，162万网格(本实施例所用网格)数模型结果与200万网 格(网格精度较高)得到结果非常接近，锅炉出口温度相差1.7K，而162万网格 与120万网格结果相比，锅炉出口温度相差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实施例采用的 162万网格规模是满足计算精度要求的。

2、获取所述锅炉的燃烧器参数、边界条件参数和煤粉参数；

所述边界条件包括锅炉内的中心风、一次风、二次风、CCOFA风、SOFA 风和周界风的入口边界条件，锅炉内的中心风、一次风、二次风、CCOFA风、 SOFA风和周界风的出口边界条件，锅炉壁面边界条件，热交换边界条件；

所述锅炉内的中心风、一次风、二次风、CCOFA风、SOFA风和周界风的 入口边界条件均采用质量入口边界条件，该质量入口边界条件参数包括质量流 量、风温参数，均根据设计参数进行设定，其中CCOFA风、SOFA风和周界风 的质量入口边界条件参数还根据改变CCOFA风与SOFA风比例的工况条件计算 得到；

所述锅炉内的中心风、一次风、二次风、CCOFA风、SOFA风和周界风的 出口边界条件均采用压力出口边界条件，在本实施例中，压力设置为-80Pa；

所述锅炉壁面边界条件采用标准壁面方程，无滑移边界条件；

所述热交换边界条件采用第二类边界条件（即温度边界条件），给定预设的 壁面温度和辐射率，其中，在本实施例中，给定的壁面温度为690K，壁面辐射 率为0.8。

所述煤粉参数包括煤粉粒径、煤质成份及含量，所述煤粉粒径按照 Rosin-Rammler分布方法设定。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Y_d之间存在指数关系：为平均直径， n为分布指数。

在本实施例中，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下表2。

表2煤粉质量含量与粒径的关系

3、建立数学模型进行燃烧模拟计算。

根据上述网格化结构模型、燃烧器参数、边界条件参数和煤粉参数，以标 准k-ε湍流模型模拟得到气相湍流流动模型、以混合分数/概率密度(Probability Density Function，PDF)函数模型模拟得到组分运输和燃烧模型、以单分数/概率 密度（PDF）函数模型模拟得到纯煤燃烧模型、以双分数/概率密度（PDF）函 数模型模拟得到污泥掺烧燃烧模型、以颗粒随机轨道模型模拟得到煤粉颗粒运 动模型、以双方程平行竞争反应模型模拟得到煤的热解模型、以动力/扩散控制 反应速率模型模拟得到焦炭燃烧模型、以P1辐射模型模拟得到辐射传热模型， 离散方法均采用一阶迎风格式。

所述模拟计算以迭代法进行计算，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弛因子，使NO和HCN参 数的计算残差小于10^-8，其余各项参数的计算残差小于10^-6。

按照上述方法进行燃烧模拟计算，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锅炉出口温度，以及测量得到的 锅炉出口NOx浓度（换算到6%氧量，标准状态下），对比结果如下表4所示。

表4模拟结果与实际测量结果的数据对比表

通过数据对比可以看出，模拟结果中，锅炉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%，说明本实施例的方法模拟结 果较为准确。

4、获得不同CCOFA风与SOFA风比例下锅炉的燃烧特性。

利用上述数学模型，改变CCOFA风与SOFA风的比例，本实施例中，具体 模拟5个工况，将CCOFA与SOFA风总量保持不变，为176kg/s，改变CCOFA 与SOFA风比例，CCOFA与SOFA风配比分别为：32-144kg/s、40-136kg/s、 48-128kg/s、56-120kg/s、64-112kg/s。表5为不同CCOFA与SOFA风比例下， 各个风口风量配比情况。

表5不同CCOFA与SOFA比例下参数表

按照上表5改变CCOFA与SOFA风比例后，通过模拟计算，获得不同CCOFA 风与SOFA风比例下锅炉的燃烧特性。具体如下：

4.1温度场分布情况

4.1.1最下层的二次风温度分布

图8为本方法模拟得到的不同CCOFA与SOFA风配比下最下层的二次风温 度分布的规律，图中不同颜色表示不同的温度，具体见图例E，图中数值单位为 K。

从图8中可以看出，通过改变CCOFA与SOFA风比率，模拟得到温度分布 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。

4.1.2最下层的一次风温度分布

图9为本方法模拟得到的不同CCOFA与SOFA风配比下最下层的一次风温 度分布的规律，其中图中不同颜色表示不同温度的图例如图8（F）。

从图9中可以看出，通过改变CCOFA与SOFA风比率，模拟得到温度分布 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。

4.1.3锅炉中心竖向截面温度分布

图10为本方法模拟得到的不同CCOFA与SOFA风配比下锅炉中心竖向截 面温度分布的规律，其中图中不同颜色表示不同温度的图例如图8（F）。

从图10中可以看出，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。本实施例的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。

4.1.4锅炉横向截面平均温度沿锅炉高度方向的分布

图11为本方法模拟得到的不同CCOFA与SOFA风配比下锅炉横向截面平 均温度沿炉膛高度方向的分布规律。

其中，图11（A）为整个锅炉高度方向上温度分布，图11（B）为燃烧器区 域温度分布，图11（C）为CCOFA与SOFA风之间区域温度分布，图11(D)为 SOFA风以上区域温度分布。从图11可以得出，改变CCOFA与SOFA风量配 比，对燃烧器区域和CCOFA喷嘴与SOFA喷嘴之间区域，温度分布影响比较大， 在SOFA风以上区域，温度分布影响比较小。在燃烧器区域，当CCOFA与SOFA 风配比为64-112kg/s时，燃烧器区域温度相比其它配比工况是最高的，燃烧区 域最高温度为1741.44K，最高温度位置出现在第七层二次风喷嘴的位置。当 CCOFA风与SOFA风配比为32-144kg/s、40-136kg/s时，炉内最高温度分别为 1722.4K、1713.4K,都出现在CCOFA与SOFA风喷嘴之间的位置（26m）；当 CCOFA风与SOFA风配比为48-128kg/s、56-120kg/s、64-112kg/s时，炉内最高 温度分别为1702.5K、1696.0K、1741.4K，都出现在第7层二次风喷嘴的位置。 在CCOFA与SOFA风之间区域，不同配比下，温度分布影响比较大。

4.1.5锅炉出口烟温

图12为本方法模拟得到的不同CCOFA与SOFA风配比下出口烟温变化情 况。

由图12中可以看出，在5种不同配风方式中，当CCOFA风与SOFA风配 比分别为：32-144kg/s、40-136kg/s、48-128kg/s、56-120kg/s、64-112kg/s时，炉 膛出口温度分别为：1523.0K、1526.5K、1515.9K、1511.1K、1537.2K；CCOFA 与SOFA风配为64-112kg/s时，炉膛出口温度是最高的，为1537.2K；当CCOFA 与SOFA风配比为56-120kg/s时，炉膛出口温度是最低的，为1511.1K。

4.2速度场分布情况

4.2.1最下层的二次风速度分布

图13为本方法模拟得到的不同CCOFA与SOFA风配比下最下层的二次风 速度分布的规律，图中不同颜色表示不同的速度，具体见图13（A）中图例， 图中数值单位为m/s。

从图13可以得出，不同CCOFA与SOFA风分配下，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。

4.2.2最下层的一次风速度分布

图14为本方法模拟得到的不同CCOFA与SOFA风配比下最下层的一次风 速度分布的规律，图中不同颜色表示不同的速度，具体见图13（A）中图例。

从图14可以得出，不同CCOFA与SOFA风分配下，最下层一次风速度切 圆形成比较好，没有出现速度冲墙现象。

4.3组份场分布情况

4.3.1O₂浓度沿炉膛高度方向的分布

图15为O₂浓度沿着炉膛高度方向分布。从图15可以得出，在24m以下区 域(CCOFA风口以下位置)，当改变SOFA风与CCOFA风比例时，O₂浓度沿着 锅炉高度方向基本上是重合的，而且呈现较为复杂的规律，说明改变CCOFA与 SOFA风配比，对O₂分布影响比较小;在24m以上区域（CCOFA风与SOFA风 口之间），改变SOFA风与CCOFA风量比例，由于配风方式改变，燃烧特性发 生变化，O₂浓度分布出现较大变化，而且呈现较为复杂的规律；在SOFA风喷 口以上区域，沿着高度方向，O₂浓度逐渐降低，这个是由于后期未燃尽的焦炭 继续燃烧，氧量逐渐消耗。

4.3.2CO浓度沿炉膛高度方向的分布

图16为CO浓度沿着炉膛高度方向分布。与O₂分布规律类似，改变SOFA 风与CCOFA风比例，燃烧器区域CO浓度分布曲线基本上是重合的；在CCOFA 风与SOFA风之间区域，CO浓度分布曲线趋势是一致的，即沿着高度方向，CO 浓度逐渐降低；在SOFA风喷口以上位置，CO浓度分布趋势基本类似，随着高 度增加，CO浓度逐渐降低。

4.3.3NOX浓度沿炉膛高度方向的分布

图17为NOx浓度沿着炉膛高度方向分布。从图17可以得出，在燃烧器区 域，整体上看，沿着高度方向，NOx浓度是逐渐降低的；在CCOFA与SOFA 风之间区域，随着SOFA风量增大，NOx浓度增加，在CCOFA与SOFA配比 为32-144kg/s时，NOx浓度达到最高值。在同一CCOFA与SOFA风配比下， 沿着高度方向，NOx浓度分布较为平缓；在SOFA风喷口以上区域，NOx浓度 分布规律与CCOFA与SOFA风之间区域规律类似，在CCOFA与SOFA配比为 32-144kg/s时，NOx浓度达到最高值，在不同CCOFA与SOFA风配比下，沿 着高度方向，NOx浓度有一定程度的增加。

4.3.4锅炉出口的NOX浓度

图18为计算得到不同SOFA风们开度下炉膛出口NOx浓度变化规律。从 图18可以得出，随着SOFA风量减小，炉膛出口NOx浓度逐渐降低，在CCOFA 与SOFA风配比为64-112kg/s时，炉膛出口NOx浓度达到最小值为221.75mg/ Nm³；当CCOFA与SOFA风配比为32-144kg/s时，炉膛出口NOx浓度达到最 高值为247.76mg/Nm³。

上述针对某电厂660MW超超临界旋流燃烧煤粉锅炉，模拟了变CCOFA风 与SOFA风下，炉内燃烧特性变化的规律。模拟的结果与现场实际情况吻合比 较好，验证了本文数值模拟结果的有效性，主要结论如下：

（1）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%，说明本文数值模拟结果较为准确；

（2）采用低氮改造增加SOFA风后，不同CCOFA风与SOFA风下，炉膛 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CCOFA风与SOFA风下，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。

（3）炉内最高温度出现在CCOFA风与SOFA风配比为64-112kg/s，除了 CCOFA风与SOFA风配比为32-144kg/s、40-136kg/s，最高温度出现在CCOFA 风与SOFA风喷口之间的位置(26m),其它配比情况下，最高温度都出现在第7层 二次风喷口位置（24m）。

（4）CCOFA与SOFA风配为64-112kg/s时，炉膛出口温度是最高的，为 1537.2K；当CCOFA与SOFA风配比为56-120kg/s时，炉膛出口温度是最低的， 为1511.1K。

（5）在燃烧器区域，整体上看，沿着高度方向，NOx浓度是逐渐降低的； 在CCOFA与SOFA风之间以及SOFA风喷口以上的区域，随着SOFA风量增大， NOx浓度增加。

（6）随着SOFA风量减小，炉膛出口NOx浓度逐渐降低，在CCOFA与 SOFA风配比为64-112kg/s时，炉膛出口NOx浓度达到最小值为221.75mg/Nm³； 当CCOFA与SOFA风配比为32-144kg/s时，炉膛出口NOx浓度达到最高值为 247.76mg/Nm³。

通过本实施例的研究表明，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，实际运行表明低氮改造措施是有效的。 本实施例中不同CCOFA风与SOFA风配比下，炉内速度场、温度场、组分场和 污染物场分布的规律，为实际运行提供了理论上的指导，具有重要的工程价值。

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。