預熱燃料在無焰燃燒模式下的NOx排放特性

劉 穩，歐陽子區，曹曉陽，那永潔1,

(1. 中國科學院大學 工程科學學院, 北京 100049； 2. 中國科學院 工程熱物理研究所，北京 100190)

為了控制煤粉等固體燃料燃燒過程中的NOx排放，低NOx燃燒技術得到迅猛發展。由于國家的環保要求越發嚴格，因此現有的技術很難實現NOx的達標排放。

作為新型燃燒技術，無焰燃燒技術在NOx排放控制上展現出巨大潛力[1-2]，最近30年得到眾多研究人員的青睞并迅速發展。研究結果表明，在無焰燃燒區域內，燃燒溫度分布均勻，溫度峰值低，無火焰鋒面，噪音小且NOx排放水平低[3-4]。無焰燃燒技術逐步發展完善，其適應燃料從最初的氣體燃料[2,5-7]已拓展至固體燃料[8-11]。文獻[12]指出，實現無焰燃燒一般需要滿足： 1)反應前氧化劑被預熱或爐內任意處的溫度均大于燃料的自燃點；2)反應物高速射流，以使其被高溫煙氣充分稀釋；3)反應區中氧氣的體積分數低于15%。對于固體燃料，其實現方式主要是利用燃氣燃燒或者蓄熱體產生的高溫低氧空氣[13-14]作為助燃空氣，或者利用常溫空氣高速射流卷吸煙氣[8-9]。但對于利用預熱燃料的方式卻很少涉及。全俄熱工研究院曾對煤粉預熱技術有過深入的研究，證實該技術高效而穩定[15-16]。但該技術是通過天然氣燃燒的方式來預熱煤粉，需外加熱源，使試驗系統結構復雜。

中國科學院工程熱物理研究所提出基于循環流化床的新型預熱燃燒技術[17]，燃料通過部分燃燒實現自身預熱，無需外部熱源。基于該項技術而搭建了煤粉預熱燃燒試驗平臺，并展開了大量試驗，其結果表明該技術運行穩定，燃料可預熱至800 ℃以上，超過燃料的自燃點[18-21]。本文中在前期的工作基礎上，旨在利用該項預熱燃燒技術來實現神木煙煤粉的無焰燃燒，并對低揮發分、難燃的氣化細粉灰的無焰燃燒進行相關探索性試驗。

1 實驗

1.1 裝置和過程

本文中采用30 kW煤粉無焰燃燒試驗臺，其系統流程見圖1。該系統由預熱燃燒器、下行燃燒室及其他部分構成。

預熱燃燒器由提升管(內徑為90 mm，高度為1 500 mm)、分離器及返料器構成。一次風(約占理論空氣質量的20%～40%)從提升管底部供入。煤粉進入預熱燃燒器后部分燃燒，并將加熱自身至800 ℃以上。產生的高溫煤焦和煤氣(合稱預熱燃料)，從分離器出口進入下行燃燒室(內徑為300 mm，高為3 500 mm)。

燃料噴口(內徑為36 mm)和二次風噴口(內徑為7 mm)布置在下行燃燒室頂部。在噴口以下1 000 mm處的側墻上布置一層三次風噴口。在下行燃燒室側墻上布置有6層觀火窗，其中最上2層為15 mm×150 mm的方形，位于燃料噴口以下80及250 mm處，以下4層為內徑63 mm的圓形，分別位于600、900、1200、1 600 mm處。有少量壓縮空氣引入觀火窗，以便其在積灰時可以進行吹掃。該部分壓縮空氣在試驗過程中很少通入且總量極少，故其對燃燒的影響在本文中沒有考慮。

1—空氣壓縮機；2—給煤機；3—預熱燃燒器；4—下行燃燒室。圖1 30 kW煤粉無焰燃燒實驗臺工藝流程Fig.1 Schematic of 30 kW coal flames combustion test rig

預熱燃燒器安裝有5支K型熱電偶；下行燃燒室沿途布置有10支S型熱電偶，分別位于預熱燃料噴口以下100、250、400、600、800、1 200、1 600、2 100、2 600、3 200 mm處。在分離器出口處及在燃料噴口以下150、400、900、1 400、2 400、3 400 mm處設有取樣口，用于采集固體及氣體樣品進行分析。氣體樣品由Gasmet DX4000煙氣分析儀在線檢測；燃燒室出口的煙氣氧含量由氧化鋯在線監測；在煙氣冷卻器出口進行飛灰取樣并分析含碳量。系統各測點的溫度值每秒采集一個數據且采集到的溫度波動在±4 ℃以內。

1.2 原料

選取了高揮發分、低灰分的神木煙煤(陜西神木)及低揮發分、高灰分的氣化細粉灰(江蘇宿遷)為燃料，2種燃料的粒徑分布范圍均為0～100 μm，其工業分析及元素分析的收到基結果見表1。

表1 實驗原料工業分析和元素分析

1.3 工況

具體工況見表2。表中空氣當量比指通入的空氣量與理論空氣量的比值(質量比)；過量空氣系數指總空氣量與理論空氣量的比值。預熱溫度指預熱燃燒器內的平均溫度。

2 結果及分析

2.1 預熱特性

燃料進入預熱燃燒器后進行部分燃燒，釋放的熱量用以加熱自身，并在無外界熱源狀態下維持預熱燃燒器的高溫(>900 ℃)穩定運行。結果表明，預熱燃燒器內部溫度分布均勻，最大溫差<30 ℃，隨時間的波動較小，在±4 ℃以內。由于供入的風量遠遠不足，在預熱燃燒器內氣化反應，因此，在預熱燃燒器的出口煙氣中，除了存在CO2及N2外，還有H2、CO等可燃氣體成分，該部分氣體將有助于預熱燃料在下行燃燒室的燃燒。

實驗過程中，在預熱燃燒器出口處收集煤焦，并對其進行工業分析與元素分析，分析結果見表3。根據灰平衡假設[22]，對神木煙煤及氣化細粉灰預熱過程中的各組分轉化率(某成分消耗的量/原煤中該成分含有的總量)進行計算：

表2 試驗工況

X組分剩余率=樣品X含量×原煤灰含量/樣品灰含量/原煤X含量，

X組分轉化率=1-X組分剩余率。

計算結果表明，神木煙煤揮發分及固定碳的轉化率分別為79.37%及48.14%，而氣化細粉灰則為63.39%和40.38%。可知，經過預熱過程，燃料中大部分揮發分析出，其中的氮也隨之析出；另有接近50%的固定碳轉化。由于是還原性氣氛，大部分析出的氮轉化為了N2，其余轉化為NOx的前驅物NH3和HCN[18,21]。因N2不易轉化為NOx，燃料經預熱后可在一定程度上降低NOx。氣化細粉灰是循環流化床煤氣化工藝的副產品，揮發分低而灰分高，反應活性較弱，因而其揮發分及固定碳轉化率均較低。故在實際運行過程中，為維持在無輔助熱源下的熱量自平衡，氣化細粉灰供給量較大，其試驗功率高于神木煙煤的試驗功率。

表3 煤焦的工業及元素分析

2.2 燃燒特性

預熱燃料與二次風由下行燃燒室的頂部平行射入下行燃燒室，由于預熱燃料自身溫度較高，因此能穩定燃燒。因均相反應速率快，煤氣在進入下行燃燒室的極短時間內便與氧化劑混合燃燒。而煤焦雖然高溫，但其燃燒屬于異相反應，反應速率慢，燃燒反應的時間較長。為了保障完全燃燒，下行燃燒室軸向的設計尺寸足夠長(3 500 mm)。根據預熱燃料的燃燒特性，可以將下行燃燒室劃分為3個區域，即煤氣燃燒區、焦炭燃燒區以及燃燼區，如圖2所示。

圖2 下行燃燒室燃燒分區示意圖Fig.2 Schematic diagram of combustion zones in down-fired combustor

煤氣燃燒區：主要發生煤氣的燃燒化學反應，煤焦穿過這個區域會被進一步加熱，且揮發分再析出、部分焦炭發生二次氣化。煤氣燃燒所釋放的熱量除小部分對外散熱，其余部分用于加熱燃燒空氣(二次風)、生成的煙氣及煤焦，另有部分成為焦碳的氣化反應熱源。此區域為強還原性氣氛，含氮前驅物主要轉化為N2，NOx生成受到抑制。

焦炭燃燒區：主要發生焦炭及CO等的燃燒反應，燃燒溫度會進一步提高。穿過煤氣燃燒區后，焦炭溫度更高，反應活性更好，且與氧化劑的混合更充分，故而開始燃燒放熱。由于進入大空間后的燃料射流速度減慢及煙氣回流，固體焦炭的停留時間更長，因此利于燃燒的進行。但鑒于異相反應的慢速率，相較于煤氣燃燒區，該燃燒區范圍更廣。焦炭燃燒區是NOx生成的主要區域，對該區域的有效調控將有助于減少NOx排放。

燃燼區：燃料完成反應，由于系統散熱，燃燒溫度開始持續降低。設計該區域主要是為不同燃料的充分燃燒提供余量。該區域燃燒反應雖基本停止，但由于其有較高的溫度，且含有焦炭，NOx的還原反應仍有可能繼續進行。

2.2.1 下行燃燒室軸向溫度分布

下行燃燒室軸向溫度分布曲線見圖3。由圖可知，氣化細粉灰燃燒溫度普遍高于神木煙煤的燃燒溫度，這是由氣化細粉灰試驗時的輸入功率比較大決定的。由于氣化細粉灰的給煤量遠高于神木煙煤，而揮發分及固定碳轉化率與神木煙煤相比區別不大，因此其煤氣產量高于神木煙煤，因而在下行燃燒室的煤氣燃燒區的燃燒溫度更高。同時，由于進入下行燃燒室的煤氣及二次風射流速度更快，使得下游煙氣回流，煤氣燃燒區及煤焦燃燒區部分重合，溫度基本一致。而對于神木煙煤，由于煤氣產量少，煤氣燃燒區溫度低。相比于氣化細粉灰，神木煙煤溫度分布更為均勻，峰值溫度更低。

定義Tmean為燃燒室內的空間平均溫度，T’為均方根溫度波動[23]，則：

(1)

(2)

式中：T為下行燃燒室不同測點的溫度，dV為對下行燃燒室體積的微分。

經計算，在整個下行燃燒室空間內，神木煙煤的空間平均溫度為887.77 ℃，均方根溫度波動為8.90%；氣化細粉灰的空間平均溫度為961.15 ℃，均方根溫度波動為8.05%。若不考慮燃燼區，計算實際煤氣及煤焦的燃燒空間(0～2 100 mm)，則神木煙煤的空間平均溫度提高至937.15，而均方根溫度波動降至3.22%；對于氣化細粉灰，其空間平均溫度為1 008.64 ℃，均方根溫度波動為4.17%。可見，在整個燃燒室空間內，氣化細粉灰的均方根溫度波動小于神木煙煤，而在實際的燃燒空間內，神木煙煤則明顯更小。Kumar等[23]將反應器內溫度歸一化之后空間溫度變化在15%以內的燃燒定義為無焰燃燒。本試驗中，燃燒室均方根溫度波動均小于15%，尤其是在實際燃燒區內，均方根溫度波動甚至低于5%，滿足該無焰燃燒的定義。

圖3 下行燃燒室軸向溫度分布Fig.3 Temperature profiles along axis down-fired combustor

2.2.2 焦炭中的碳含量及其碳轉化率

試驗過程中在下行燃燒室的6個取樣口進行焦炭采樣，對收集到的焦炭樣品進行含碳量分析及碳轉化率計算，結果見圖4。

氣化細粉灰沿程焦炭的碳含量均低于神木煙煤，這是由氣化細粉灰本身的低碳含量造成的。2種燃料的碳含量變化趨勢基本一致，在燃料噴口附近迅速下降，在達到第1個峰值點后開始下降并最終達到穩定狀態。鑒于焦炭中其他成分的轉化也會嚴重影響焦炭的碳含量，故碳轉化率更能客觀表征碳的燃燒過程，反映焦炭燃燒的本質。

由碳轉化率曲線，可知其變化趨勢與碳含量相反，這是可預料到的。由于整個燃燒進程中碳是不斷消耗的，因此碳轉化率曲線一方面表征焦碳的反應進程，另一方面也可表明焦炭在燃燒室中的流動路線。由于燃料高速射流，在燃料噴口附近存在逆壓區域，下游焦炭隨著煙氣回流，因此碳轉化率呈現先升高再降低后再升高的變化趨勢。氣化細粉灰在燃料噴口附近由于有更高的燃燒溫度及更大的射流速度，故其回流區范圍更大回流量更多，故焦炭中的碳轉化率變化也大，存在碳轉化率降低的范圍也更廣。

在燃料噴口1 000 mm以下，碳轉化率開始升高，且升高的速率逐漸減慢。一方面是煙氣回流率開始降低，另一方面隨著碳的消耗，燃燒反應逐漸減弱。在燃燒室2 000 mm以下焦炭轉化率基本不再變化，由此可說明2 000 mm以下進入燃燼區，燃燒反應基本停止。

燃燒效率可用式(3)表示。

a 碳含量b 碳轉化率圖4 下行燃燒室沿程焦炭中碳含量及碳轉化率變化曲線Fig.4 Carbon content in coal chars and carbon conversion rate along axis of down-fired combustor

η=1-q3-q4，

(3)

(4)

(5)

式中：q3是物理不完全燃燒熱損失；q4是化學不完全燃燒熱損失；Cf是尾部飛灰中的未燃碳含量；Vgy是下行燃燒室出口的干煙氣體積；CO是出口一氧化碳體積分數；Qnet指燃料收到基的低位熱值。

對于神木煙煤，其尾部飛灰中未燃碳含量為17.8%，CO質量濃度為173.1 mg/m3；而對于氣化細粉灰，未燃碳及CO含量分別為11.5%及107.9 mg/m3。故計算燃燒效率分別為96.8%及89.9%。

2.2.3 火焰圖片

下行燃燒室內沿軸線方向的火焰圖見圖5，其中最上層觀火窗緊靠下行燃燒室頂部。由圖可見，在0～1 600 mm的范圍內，下行燃燒室內部均可見亮度，但是沒有發現火焰鋒面，表明無焰燃燒是體積燃燒，與傳統火焰燃燒有本質的區別。與氣化細粉灰相比，神木煙煤的觀火窗照片整體較暗，但亮度更均勻，且下行燃燒室內更為透明。對于氣化細粉灰，由于給煤量較大，且原煤中灰分偏高，因此其實際在下行燃燒室內的焦炭流量較大，且其燃燒溫度較高，從而導致氣化細粉灰試驗中下行燃燒室亮度普遍偏高。

縱使在可燃物消耗殆盡，反應減弱時，大量的高溫固體焦炭依然具有足夠高的發光率，使得下行燃燒室并未因燃燒減弱而特別暗淡。對于2種燃料，下行燃燒室頂部圖片均較暗，一方面是由于該燃燒區域的燃燒溫度較低，另一方面煤氣燃燒的發光較弱。對比圖3可知，對于氣化細粉灰，下行燃燒室頂部0～900 mm區間內的燃燒溫度基本一致，然而觀火窗照片的亮度變化卻較大。

a 神木煙煤,80 mmb 氣化細粉灰,80 mmc 神木煙煤,250 mmd 氣化細粉灰,250 mme 神木煙煤,600 mmf 氣化細粉灰,600 mm

g 神木煙煤,900 mmh 氣化細粉灰,900 mmi 神木煙煤,1 200 mmj 氣化細粉灰,1 200 mmk 神木煙煤,1 600 mml 氣化細粉灰,1 600 mm圖5 沿下行燃燒室軸線方向不同位置的火焰照片Fig.5 Flame images along axis of down-fired combustor

對每張照片進行灰度處理并計算照片的平均灰度值，由此繪制出沿燃燒室軸線方向的照片灰度比值變化曲線，見圖6。

圖6 火焰照片灰度值變化曲線Fig.6 Gray value curves of flame images

由于照片的灰度值變化很大程度上可以表征照片的亮度變化，因此圖6也可看成是下行燃燒室的亮度變化曲線圖。由圖可以看出，神木煙煤預熱燃料燃燒時不同位置的亮度基本相同，而氣化細粉灰預熱燃料燃燒室不同位置的亮度變化較大。氣化細粉灰試驗時在下行燃燒室600 mm處亮度最高，可知在該區域焦炭燃燒反應最劇烈； 在600 mm以后，亮度減弱，這是焦炭中碳含量逐步降低導致的； 在1 000 mm通入三次風后，并未見亮度有明顯變化，也未見燃燒溫度明顯變化(圖3)，但碳轉化率急劇上升(圖4)。

為了獲得無焰燃燒模式下的燃燒穩定性規律，本次試驗使用相機(固定相機參數)拍攝了一組下行燃燒室的觀火窗視頻，并對每個視頻進行了相同方式的處理，最終獲得視頻灰度值的波動性曲線。

具體處理步驟為：

1)在穩定運行工況下，固定相機拍攝觀火窗視頻。

2)獲得視頻的每一幀圖片，并將真彩圖轉化為灰度值圖。

3)計算每一幀圖片的相關性系數并獲得相關性系數-幀數曲線。

設第n幀圖片某點(n1，n2)的灰度值記為Xn(n1，n2)，視頻(多幀圖片)的平均灰度值矩陣記為X，則第n幀圖片歸一化的相關性系數Cn[24]可表示為

(6)

式中：M1和M2分別表示單幀圖片水平及豎直像素的點數；及分別表示X及Xn的平均值；Cn的變化表征了火焰燃燒的穩定性及燃燒反應的強度。

由上述方法獲得的相關性系數-幀數曲線見圖7。由圖可以看出，與氣化細粉灰相比，神木煙煤的灰度值波動性更大，且在0～1 200 mm范圍內均有一定幅度的波動。曲線的波動大小反應了預熱燃料的反應強弱(包括燃燒反應和氣化反應)。對于神木煙煤，其反應活性大，焦炭的燃燒反應沿整個燃燒區(0～1 200 mm)進行，尤其在600～1 200 mm的范圍內，燃燒反應更激烈。對于氣化細粉灰，由于其預熱后的煤焦含碳量低且灰分高，焦炭的燃燒反應影響較小，在600 mm處波動幅度最大，在該區域燃燒反應最強。在通入三次風后，焦炭仍可進一步反應，并在900 mm以下再次出現較低程度的燃燒。

2.3 NOx排放特性

CO及NOx沿下行燃燒室軸線方向的含量變化曲線見圖8。由CO變化曲線可知，神木煙煤及氣化細粉灰試驗時CO含量的變化趨勢相似。在燃料噴口附近由于CO的大量存在，還原性氣氛強，NOx的前驅物更易向N2轉化[25]，其生成受到抑制。在400～900 mm區間，CO急劇下降至較低水平，該反應區間是CO的主要燃燒區。900 mm以后，CO基本不再變化。由圖可以看出，CO的消耗是在三次風(1 000 mm)噴入之前。神木煙煤工況中CO排放體積分數為1.73×10-4，氣化細粉灰工況中CO排放體積分數為1.07×10-4。

a 神木煙煤,80 mmb 氣化細粉灰,80 mmc 神木煙煤,250 mmd 氣化細粉灰,250 mm

e 神木煙煤,600 mmf 氣化細粉灰,600 mmg 神木煙煤,900 mmh 氣化細粉灰,900 mmi 神木煙煤,1 200 mmj 氣化細粉灰,1 200 mmk 神木煙煤,1 600 mml 氣化細粉灰,1 600 mm圖7 相關性系數-幀數的曲線Fig.7 Correlation coefficient-frames curves

a CO

b NOx圖8 CO及NOx沿燃燒室軸線方向的濃度變化Fig.8 CO and NOx concentration along axis of down-fired combustor

預熱過程中生成的高溫煤氣具有強還原性，其成分中不含NOx，NOx在下行燃燒室內生成。對于煤粉預熱燃燒系統，一系列試驗研究表明[18-20]，NOx主要來源于燃料氮。而燃料中絕大部分的揮發分N在預熱過程中析出，由于預熱過程為強還原性氣氛，因而不會轉化為NOx，因此NOx主要源于焦炭氮。在CO濃度開始降低時，NOx同時開始大量生成。在三次風噴口以下，NOx濃度持續下降，即三次風的通入并未增加NOx的生成，這與某些研究結果[26-27]正好相反。分析認為，三次風噴口以下，燃燒溫度較低，故NOx生成受到限制。氧量雖然增加，但焦炭對NOx的還原反應依然存在，且適當的氧量可能會促進NOx的還原[28-29]，故導致NOx濃度下降。在該區域發生的是焦炭與NOx的異相還原反應，還原程度取決于焦炭的反應性。因神木煙煤焦炭的反應性更強，故其NOx的還原量更多。本試驗中，其最終的NOx排放體積分數分別為58.4×10-6及62.3×10-6，轉化為體積分數6%的O2則為90.4、96.7 mg/m3，均低于100 mg/m3。

3 結論

1)實驗系統不僅適用于高揮發分的神木煙煤，也適應于低揮發分的氣化細粉灰，且系統運行穩定，溫度波動較小。

2)燃料經過預熱燃燒器可以被預熱至較高溫度，且預熱燃燒器內部溫度分布均勻，最大溫差低于30 ℃，預熱過程中燃料中的大部分揮發分析出。

3)對于神木煙煤和氣化細粉灰，下行燃燒室的溫度分布都比較均勻，均方根溫度波動值均低于10%，在實際燃燒區甚至低于5%。使用相機對下行燃燒室不同部位進行拍照，沒有明顯的火焰鋒面。

4)實驗產生的NOx主要來源于焦炭氮，且隨著焦炭的燃燒過程而被釋放，并在迅速達到峰值后開始下降，在焦炭的異相還原反應下，可以降至較低水平。本試驗中2種燃料的NOx排放均較低，均低于100 mg/m3。