循環(huán)流化床預(yù)熱燃燒試驗研究及數(shù)值模擬

潘 飛，朱建國，劉敬樟

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

0 引 言

煤炭在中國能源結(jié)構(gòu)中占據(jù)主導(dǎo)地位，燃煤過程中產(chǎn)生的氮氧化物(NOx)是大氣污染的主要來源之一[1]。隨著中國對于節(jié)能減排、污染物排放要求的提高，如何減小燃煤過程N(yùn)Ox排放成為當(dāng)前熱點(diǎn)。

降低燃煤過程N(yùn)Ox排放的方法主要分為2類：低氮燃燒技術(shù)和煙氣脫硝技術(shù)。低氮燃燒技術(shù)主要包括低NOx燃燒器技術(shù)、燃料分級燃燒技術(shù)、空氣分級燃燒技術(shù)和MILD燃燒技術(shù)等[2-5]。低NOx燃燒器技術(shù)通過調(diào)整煤粉氣流與二次風(fēng)的混合方式，在燃燒器出口形成低氧富燃料的區(qū)域，強(qiáng)化著火的同時抑制NOx的生成[2]。燃料分級燃燒技術(shù)將爐膛空間分為主燃區(qū)、再燃區(qū)和燃盡區(qū)，主燃區(qū)內(nèi)生成的NOx經(jīng)再燃區(qū)的還原性氣氛被還原，達(dá)到降低NOx排放的目的。空氣分級燃燒技術(shù)使一次風(fēng)煤粉氣流在低空氣當(dāng)量比下燃燒，形成還原性氣氛還原NOx，最終脫硝效率達(dá)到50%～70%[6]。MILD燃燒過程中，反應(yīng)物在燃燒區(qū)域內(nèi)被稀釋且分布均勻，燃燒溫度較低且無局部高溫區(qū)域，NOx的生成受到顯著抑制[7-8]。煙氣脫硝技術(shù)主要利用選擇性催化還原反應(yīng)(SCR)和選擇性非催化還原反應(yīng)(SNCR)來降低NOx排放[9-11]，通過額外的脫硝裝置可以實現(xiàn)較低的NOx排放，但催化劑、氨逃逸帶來的二次污染問題以及高額的運(yùn)行成本不能忽視。

中國科學(xué)院工程熱物理研究所提出一種燃煤清潔高效利用技術(shù)——循環(huán)流化床預(yù)熱燃燒技術(shù)[12]。預(yù)熱燃燒技術(shù)分為預(yù)熱過程和燃燒過程2個階段，燃料在循環(huán)流化床內(nèi)以較低的空氣當(dāng)量比加熱到850 ℃以上，再進(jìn)入下行燃燒室燃燒。前期研究表明，預(yù)熱燃燒技術(shù)有良好的煤種適應(yīng)性，較高的燃燒效率，可以實現(xiàn)燃煤NOx超低排放[13-16]。循環(huán)流化床預(yù)熱燃燒技術(shù)也可以與富氧燃燒技術(shù)結(jié)合，在實現(xiàn)較低NOx排放的同時，將煙氣中CO2富集到90%以上，易于回收分離[17-18]。

近年來，研究者主要通過試驗研究預(yù)熱燃燒過程中NOx排放特性及燃燒特性，而現(xiàn)有的試驗測量手段很難對爐膛內(nèi)部氣固流動以及反應(yīng)特性進(jìn)行深入研究。數(shù)值模擬逐漸成為研究煤粉燃燒的重要工具，利用數(shù)值模擬可以對爐膛內(nèi)的流動過程、燃燒過程以及污染物生成過程進(jìn)行詳細(xì)描述，為研究預(yù)熱燃燒特性提供支持與幫助。

本文對預(yù)熱燃燒中下行燃燒室的燃燒過程進(jìn)行模擬，與試驗結(jié)果對比驗證其準(zhǔn)確性，討論了不同二次風(fēng)噴口配風(fēng)方式下，下行燃燒室內(nèi)的燃燒特性(包括流動特性、溫度特性以及組分濃度分布特性)及NOx排放特性的差別。

1 預(yù)熱燃燒試驗

1.1 試驗系統(tǒng)

試驗裝置由循環(huán)流化床、下行燃燒室和輔助系統(tǒng)3部分組成(圖1)。循環(huán)流化床提升管的內(nèi)徑和高度分別為78和1 500 mm。在循環(huán)流化床(CFB)和下行燃燒室(DFC)之間安裝水平管道，用于輸送預(yù)熱后的燃料。下行燃燒室的直徑為260 mm，高度為3 000 mm。燃料首先在循環(huán)流化床中燃燒，然后將高溫煤氣和預(yù)熱后的焦炭經(jīng)水平管道、二次風(fēng)噴口送至下行燃燒室燃燒。二次風(fēng)噴口包括中心風(fēng)管道、預(yù)熱燃料管道以及環(huán)形風(fēng)管道3部分(圖2)，由內(nèi)到外布置，各管道中軸向與爐膛中軸向重合，中心風(fēng)管道直徑為14 mm，預(yù)熱燃料管道外徑為57 mm，

圖1 試驗系統(tǒng)示意Fig.1 Schematic diagram of test system

圖2 二次風(fēng)噴口示意Fig.2 Schematic diagram of secondary air nozzle

環(huán)形風(fēng)管道為寬度1 mm的環(huán)縫。在距下行燃燒室頂部200、600和1 200 mm處設(shè)置3處燃盡風(fēng)噴口，布置方式如圖3所示，每層均勻布置3個噴口。本次試驗中，燃盡風(fēng)由1 200 mm處燃盡風(fēng)噴口給入。氣體體積流量(Nm3/h)由質(zhì)量流量計控制，質(zhì)量流量計測量精度為±2%。

圖3 燃盡風(fēng)噴口布置示意Fig.3 Schematic diagram of burmout air nozzle

在循環(huán)流化床和下行燃燒室上設(shè)置了溫度和壓力測量點(diǎn)。在距提升管底部100、500、1 450 mm處設(shè)置3個溫度測點(diǎn)(Ni-Cr/Ni-Si熱電偶 測量范圍：0～1 100 ℃)。3個壓力測點(diǎn)設(shè)置在與溫度測點(diǎn)相同的地方，用于監(jiān)測循環(huán)流化床穩(wěn)定運(yùn)行。在返料器和旋風(fēng)分離器出口設(shè)置2個溫度測點(diǎn)(Ni-Cr/Ni-Si熱電偶)。1個壓力測點(diǎn)設(shè)置在旋風(fēng)分離器出口。在距下行燃燒室頂部100、400、900、1 400和2 400 mm 處設(shè)置了5個溫度測量點(diǎn)(Pt/Pt-Rh熱電偶 測量范圍：0～1 600 ℃)，用于測量下行燃燒室中心軸向溫度。在預(yù)熱燃料管道出口下行燃燒室入口位置設(shè)置1個溫度測點(diǎn)(Ni-Cr/Ni-Si熱電偶)，測量預(yù)熱燃料(包括高溫煤氣和預(yù)熱后的焦炭)的溫度。溫度測量誤差為±5 ℃。

在循環(huán)流化床和下行燃燒室之間的水平橫管上設(shè)置取樣口，用濾筒收集預(yù)熱后的焦炭顆粒，氣體樣品(CO、H2、CH4、CO2、NO、N2O、NO2)由氣相色譜分析儀和德圖氣體分析儀進(jìn)行分析。在距下行燃燒室頂部100、400、900、1 400和2 400 mm處設(shè)置了5個取樣口，采用Gasmet FTIR DX-4000煙氣分析儀、KM9106氣體分析儀和氣相色譜分析儀對氣體進(jìn)行分析。在水冷器出口橫管處設(shè)置取樣口，采用Gasmet FTIR DX-4000煙氣分析儀和KM9106氣體分析儀對尾部煙氣進(jìn)行分析。氣體測量精度為±2%。

1.2 試驗樣品

試驗煤種為神木煙煤，粒徑為0～0.355 mm，粒徑分布如圖4所示。試驗煤種的工業(yè)分析和元素分析見表1。

圖4 神木煙煤粒徑分布Fig.4 Particle size distribution of Shenmu coal

表1 神木煙煤的工業(yè)分析與元素分析

1.3 試驗工況

工況參數(shù)見表2，將二次風(fēng)中心噴口定義為噴口A，將二次風(fēng)環(huán)形噴口定義為噴口B。將λCFB、λSe和λTe分別定義為一次風(fēng)、二次風(fēng)和燃盡風(fēng)空氣當(dāng)比，λ定義為過量空氣系數(shù)，表達(dá)式為

表2 試驗工況

(1)

(2)

(3)

λ=λCFB+λSe+λTe，

(4)

其中，VStoic為預(yù)熱燃燒系統(tǒng)中的總空氣流率；VPr、VA、VB和VTe分別為一次風(fēng)、中心噴口二次風(fēng)、環(huán)形噴口二次風(fēng)和燃盡風(fēng)的空氣流率，Nm3/h。本次試驗中，神木煙煤給煤量M1保持在2.95 kg/h，燃盡風(fēng)全部由距下行燃燒室頂部1 200 mm燃盡風(fēng)噴口給入，過量空氣系數(shù)保持在1.27。

2 數(shù)值模擬

2.1 模擬參數(shù)

本文主要研究高溫煤氣及預(yù)熱焦炭在下行燃燒室的燃燒特性，對下行燃燒室內(nèi)的燃燒過程進(jìn)行模擬。試驗過程中，流化床的運(yùn)行溫度維持在880 ℃，維持下行燃燒室入口條件(預(yù)熱焦炭、高溫煤氣組分)不變。由于無法直接測量預(yù)熱焦炭和高溫煤氣的質(zhì)量流量，本文通過預(yù)熱焦炭的工業(yè)分析、元素分析以及煤氣組分計算其質(zhì)量流量。預(yù)熱焦炭的工業(yè)分析與元素分析結(jié)果見表3。基于灰平衡[14]計算預(yù)熱焦炭的質(zhì)量流量M2為1.1 kg/h，預(yù)熱焦炭的粒徑分布如圖5所示。高溫煤氣的組分分析見表4。

表3 預(yù)熱焦炭工業(yè)分析及元素分析

圖5 預(yù)熱焦炭粒徑分布Fig.5 Particle size distribution of preheated char

表4 預(yù)熱煤氣組分

假定預(yù)熱過程中，煤粉中一部分C存在于焦炭中，另一部分C以氣態(tài)形式釋放出去，主要包括CO、CO2、CH4和其他碳?xì)浠衔铮紤]到其他碳?xì)浠衔锖糠浅Ｉ伲嬎氵^程中不予考慮。在此基礎(chǔ)上，計算預(yù)熱過程的C平衡。

(5)

其中，MCg為高溫煤氣的質(zhì)量流量；Y(CO)、Y(CO2)、Y(CH4)分別為CO、CO2和CH4質(zhì)量分?jǐn)?shù)；M1、M2分別為神木煙煤、預(yù)熱焦炭的質(zhì)量流量；C1、C2分別為神木煙煤、預(yù)熱焦炭中C元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)。計算得到高溫煤氣的質(zhì)量流量為14.27 kg/h。煤氣組分中水分無法直接測量，考慮到高溫煤氣中水分較少，數(shù)值計算中忽略煤氣中水分的影響，以干煤氣的成分作為入口邊界條件。本文主要研究不同二次風(fēng)噴口配風(fēng)方式的影響，工況參數(shù)見表5(工況1為試驗基礎(chǔ)工況)。其中mA為二次風(fēng)中心噴口質(zhì)量流量；mB為二次風(fēng)環(huán)形噴口質(zhì)量流量；mTe為燃盡風(fēng)質(zhì)量流量，kg/h。

表5 模擬工況

2.2 數(shù)值模型

計算采用三維模型，為節(jié)約計算量，建立實體模型的1/3，劃分周期性結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，同時對燃燒器噴口、爐膛中心及燃盡風(fēng)噴口附近進(jìn)行加密處理。測試網(wǎng)格數(shù)分別為58萬及80萬的網(wǎng)格模型，驗證網(wǎng)格無關(guān)性，選擇58萬網(wǎng)格。采用SIMPLLE算法進(jìn)行壓力-速度耦合，壓力方程采用PRESTO!格式，其他所有控制方程均采用二階迎風(fēng)格式。燃料二次風(fēng)和三次風(fēng)均設(shè)為質(zhì)量入口，出口設(shè)置為壓力出口，壁面?zhèn)鳠釛l件設(shè)置為恒定壁溫，根據(jù)圖5預(yù)熱焦炭的粒徑分布，采用Rosin-Rammler粒徑分布函數(shù)擬合預(yù)熱焦炭的粒徑分布，在粒徑5～90 μm設(shè)置10個粒徑等級，平均粒徑為33.4 μm。

采用realizablek-ε模型求解雷諾時均納維-斯托克斯方程(Reynolds average Navier-Stokes,RANS)。用DO輻射模型計算輻射換熱，考慮氣體和顆粒熱輻射的影響，其中氣體的輻射吸收系數(shù)采用WSGGM模型計算，氣體的散射系數(shù)設(shè)置為0.15 m-1，顆粒的輻射發(fā)射率設(shè)置為0.9。

湍流與化學(xué)反應(yīng)的相互作用對下行燃燒室的燃燒過程有重要影響，合理的湍流氣相反應(yīng)模型至關(guān)重要，采用Finite-Rate/Eddy-Dissipation(FR-ED)模型計算湍流與化學(xué)反應(yīng)的相互作用。該模型同時考慮基于阿累尼烏斯方程的化學(xué)動力學(xué)反應(yīng)速率和基于湍流的擴(kuò)散反應(yīng)速率，反應(yīng)速率取兩者間較小值。

煤粉燃燒過程分為水分蒸發(fā)、脫揮發(fā)分、揮發(fā)分燃燒和焦炭燃燒4個階段，煤粉經(jīng)過880 ℃預(yù)熱過程進(jìn)入下行燃燒室燃燒，其水分蒸發(fā)階段已經(jīng)結(jié)束，對于預(yù)熱焦炭在下行燃燒室的燃燒過程來說，水分蒸發(fā)過程可以忽略。采用CPD模型描述煤粉的脫揮發(fā)分過程，CPD模型中使用的化學(xué)結(jié)構(gòu)參數(shù)包括5個：煤晶格中橋的初始分?jǐn)?shù)(p0)、炭橋初始分?jǐn)?shù)(c0)、側(cè)鏈分子量(Mδ)、芳香團(tuán)簇分子量(Mclust)和配位數(shù)(σ+1)。針對不同煤種，CPD模型中使用的化學(xué)結(jié)構(gòu)參數(shù)不同，需試驗測量得到。考慮到不同條件下預(yù)熱焦炭化學(xué)結(jié)構(gòu)的差異，為獲得更廣的適應(yīng)性，本文采用Genetti等[19-20]基于工業(yè)分析、元素分析建立的經(jīng)驗關(guān)系式，插值計算得到CPD模型的參數(shù)值，結(jié)構(gòu)參數(shù)值見表6。揮發(fā)分主要由H2、CO和其他碳?xì)浠衔锝M成，高溫煤氣中的燃燒組分主要包括H2、CO和CH4，為了描述燃燒過程氣相組分的反應(yīng)，需要考慮氣相反應(yīng)機(jī)理。根據(jù)廣泛應(yīng)用于碳?xì)淙剂先紵^程中的氣相組分反應(yīng)機(jī)理[21-22]，選取4個總包反應(yīng)用于模擬氣相反應(yīng)，即

表6 預(yù)熱焦炭的化學(xué)結(jié)構(gòu)參數(shù)

(6)

(7)

(8)

(9)

焦炭氣化反應(yīng)生成H2和CO對空氣分級燃燒過程形成還原性氣氛十分關(guān)鍵[23]，對于焦炭燃燒反應(yīng)，考慮焦炭非均相反應(yīng)，采用多表面反應(yīng)模型，焦炭的氧化反應(yīng)和氣化反應(yīng)見式(10)～(12)。所有反應(yīng)的阿累尼烏斯方程反應(yīng)參數(shù)見表7，A、E分別為反應(yīng)的指前因子和活化能。

表7 反應(yīng)動力學(xué)參數(shù)[26-31]

(10)

(11)

(12)

通過后處理方式預(yù)測NOx的生成。燃煤過程N(yùn)Ox的生成分為3類：燃料型NOx、熱力型NOx和快速型NOx，其中快速型NOx占比很少，本文模擬過程中忽略快速型NOx的生成。采用擴(kuò)展Zeldovich機(jī)理來描述熱力型NOx的生成。假設(shè)燃料N中的焦炭N全部轉(zhuǎn)化為NO，揮發(fā)分N轉(zhuǎn)化為NH3和HCN。揮發(fā)分N和焦炭N的分配比例根據(jù)經(jīng)驗公式確定[24]。根據(jù)Pohl和Sarofilm等[25]對不同空氣當(dāng)量比下?lián)]發(fā)分N和焦炭N轉(zhuǎn)化率的相關(guān)研究，設(shè)置了揮發(fā)分N和焦炭N的轉(zhuǎn)化率。揮發(fā)分N生成HCN和NH3的比例設(shè)置為9∶1。考慮NOx的均相還原反應(yīng)和異相還原反應(yīng)，固相還原比表面積根據(jù)預(yù)熱焦炭比表面積的測量值來設(shè)置。

計算結(jié)果收斂的標(biāo)準(zhǔn)定義為：① 能量方程和DO輻射計算殘差小于10-6，其他方程殘差小于10-4；② 出口平面溫度變化小于1 K。

2.3 模型驗證

為了驗證模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，將試驗結(jié)果與模擬結(jié)果進(jìn)行對比。溫度、CO2、CO和H2的模擬值與試驗值對比如圖6所示。可知模擬預(yù)測的溫度與試驗值較好，但在燃燒器擴(kuò)張段區(qū)域，沿軸線的模擬溫度遠(yuǎn)小于試驗值，原因在于實際燃燒過程中，煤粉脫揮發(fā)分過程和焦炭燃燒過程同時進(jìn)行，而模擬過程中，這2個過程依次發(fā)生，導(dǎo)致該區(qū)域焦炭的燃燒反應(yīng)比實際過程偏慢，因此模擬結(jié)果中軸線上的溫度偏低。考慮到下行燃燒室爐膛直徑較小，軸向截面平均溫度也能反映下行燃燒室的溫度分布，對比了試驗測量溫度和軸向截面平均溫度，兩者吻合良好。CO2軸向模擬值在趨勢上與試驗測量值吻合較好，然而在1 400 mm處模擬值較試驗值偏小，這是因為在1 200 mm處注入燃盡風(fēng)，附近區(qū)域湍流強(qiáng)度較高，而在FR/ED模型中反應(yīng)速率由湍流擴(kuò)散速率控制，導(dǎo)致此處CO2濃度預(yù)測出現(xiàn)偏差，通過對比截面平均值和試驗測量值，可以發(fā)現(xiàn)兩者較為吻合，說明CO2濃度預(yù)測整體上和試驗數(shù)據(jù)吻合良好。CO和H2的濃度預(yù)測值與試驗值較接近，說明選取的動力學(xué)參數(shù)可以很好地預(yù)測CO和H2的生成特性，預(yù)測還原性區(qū)域也是準(zhǔn)確預(yù)測NOx排放的關(guān)鍵。

圖6 模擬值試驗值對比Fig.6 Comparison of simulated and experimental values

下行燃燒室出口煙氣組分的試驗值及模擬值見表8。結(jié)果表明模擬得到O2、CO2和NO與試驗結(jié)果非常接近，說明本文采用的方法可較好還原預(yù)熱燃料在下行燃燒室的燃燒特性。

表8 出口煙氣組分

3 結(jié)果與討論

二次風(fēng)噴口包括中心噴口和環(huán)形噴口，工況1中二次風(fēng)全部由中心噴口進(jìn)入下行燃燒室，中心噴口的射流速度為17.5 m/s；工況2中二次風(fēng)全部由環(huán)形噴口進(jìn)入下行燃燒室，環(huán)形噴口的射流速度為29.7 m/s。本文主要研究二次風(fēng)噴口對下行燃燒室流場、燃燒特性(溫度分布、組分分布)以及NOx排放的影響。

3.1 二次風(fēng)噴口配風(fēng)方式對流場的影響

2種二次風(fēng)噴口配風(fēng)方式下的流場和流線分布如圖7所示。無論是中心噴口配風(fēng)還是環(huán)形噴口配風(fēng)，由于二次風(fēng)的高速注入，預(yù)熱燃料流和二次風(fēng)合并產(chǎn)生的高溫?zé)煔馀蛎洰a(chǎn)生低壓區(qū)域，導(dǎo)致煙氣回流，產(chǎn)生一個較大的回流區(qū)域，煙氣回流有助于稀釋反應(yīng)物，在入口區(qū)域形成低氧氣濃度區(qū)域。相較于環(huán)形噴口配風(fēng)，中心噴口配風(fēng)產(chǎn)生的回流區(qū)域更大，原因在于環(huán)形噴口配風(fēng)條件下，速度相較于中心噴口配風(fēng)衰減更快。因此回流區(qū)域的大小與注入湍流的動量以及組織形式有較大關(guān)系。

圖7 流場分布和流線分布Fig.7 Flow field distribution and streamline distribution

3.2 二次風(fēng)噴口對溫度分布的影響

工況1、2的溫度分布云圖如圖8所示。無論是二次風(fēng)中心噴口配風(fēng)還是環(huán)形噴口配風(fēng)，下行燃燒室內(nèi)的最高溫度都不超過1 600 K，其中二次風(fēng)為中心噴口配風(fēng)時，最高溫度為1 555 K，二次風(fēng)為環(huán)形噴口配風(fēng)時，最高溫度為1 459 K，較低的反應(yīng)溫度有助于降低熱力型NOx的生成。2種配風(fēng)方式下，火焰鋒面都是在燃燒器入口預(yù)熱燃料和二次風(fēng)接觸的位置形成，說明預(yù)熱后的高溫燃料在進(jìn)入下行燃燒室和二次風(fēng)接觸以后迅速發(fā)生反應(yīng)并著火，實現(xiàn)燃料的穩(wěn)定著火燃燒。相較于中心噴口配風(fēng)，環(huán)形噴口配風(fēng)方式下，下行燃燒室內(nèi)的高溫區(qū)域更小，且高溫區(qū)域的溫度更低，表明環(huán)形噴口配風(fēng)有助于形成更低、更均勻的溫度分布。

圖8 溫度分布Fig.8 Temperature distribution

3.3 二次風(fēng)噴口對組分分布的影響

2種二次風(fēng)噴口配風(fēng)方式下氧氣濃度分布云圖如圖9所示。可知由于空氣分級給入，在距下行燃燒室頂部500 mm以后的區(qū)域，2種二次風(fēng)配風(fēng)方式都形成了貧氧區(qū)域，這些區(qū)域有助于抑制NOx的生成以及還原NOx。同時，氧氣分布區(qū)域也與高溫區(qū)域重合。相較于中心噴口配風(fēng)，環(huán)形噴口配風(fēng)下氧氣分布的區(qū)域更小，說明環(huán)形配風(fēng)方式下二次風(fēng)和預(yù)熱燃料的接觸更加充分，兩者間反應(yīng)也更加充分，環(huán)形噴口配風(fēng)有助于燃料的點(diǎn)火和升溫。

圖9 氧氣濃度分布Fig.9 Oxygen concentration distribution

2種二次風(fēng)噴口配風(fēng)方式下CO濃度分布云圖如圖10所示。在中心噴口配風(fēng)方式下，由于二次風(fēng)與預(yù)熱燃料的接觸區(qū)域較小，高溫煤氣未能與空氣充分混合，在下行燃燒室的上部，仍有部分CO未參與反應(yīng)，形成一個高CO濃度的區(qū)域。而在這個區(qū)域下方，發(fā)現(xiàn)與3.2節(jié)中煙氣回流的區(qū)域重合，煙氣的回流消耗并稀釋了下部的CO。同時再往下的區(qū)域，CO濃度有所升高，這是因為此時氧氣濃度幾乎為0，焦炭的氣化反應(yīng)占據(jù)主導(dǎo)地位，生成CO和H2，形成還原性氣氛。環(huán)形噴口配風(fēng)方式下有著相似的規(guī)律，區(qū)別在于環(huán)形噴口配風(fēng)方式下更大的接觸面積導(dǎo)致高溫煤氣迅速反應(yīng)，CO被迅速消耗。同時環(huán)形噴口配風(fēng)方式下形成的還原性區(qū)域中的CO濃度也較低。一方面源于高溫煤氣被迅速消耗，另一方面中心噴口配風(fēng)方式下，更高的燃燒溫度導(dǎo)致更強(qiáng)烈的氣化反應(yīng)。

圖10 CO濃度分布Fig.10 CO concentration distribution

3.4 二次風(fēng)噴口配風(fēng)方式對NO排放的影響

本次研究中，假設(shè)焦炭N全部轉(zhuǎn)化為NO，揮發(fā)分N轉(zhuǎn)化為NH3和HCN，考慮氮氧化物的均相還原反應(yīng)和異相還原反應(yīng)。計算過程中，分別開啟、關(guān)閉NOx的還原途徑來計算出口NO的排放，以兩者差值來表征NO的還原。不同二次風(fēng)噴口工況下NOx的生成和還原途徑如圖11所示。模擬結(jié)果表明，2個工況下熱力型NOx的生成都可以忽略(小于1×10-6)，預(yù)熱燃料在下行燃燒室的燃燒處于較低溫度，可以有效減小熱力型NOx的生成。此外，對于中心噴口配風(fēng)和環(huán)形噴口配風(fēng)，燃料N對于NO生成的貢獻(xiàn)分別為166×10-6和156×10-6。然而二次風(fēng)中心噴口配風(fēng)時出口NO排放濃度為107×10-6，小于環(huán)形噴口配風(fēng)下的121×10-6。中心噴口配風(fēng)時，NO的還原反應(yīng)更強(qiáng)，考慮到2個工況下NO的異相還原反應(yīng)動力學(xué)參數(shù)一致，中心噴口配風(fēng)時入口處的強(qiáng)還原性氣氛和更強(qiáng)的氣化反應(yīng)是NO排放較低的原因。

圖11 NO生成和還原的主要途徑Fig.11 Main ways of NO production and reduction

4 結(jié) 論

1)無論是中心噴口配風(fēng)還是環(huán)形噴口配風(fēng)，在下行燃燒室的上部區(qū)域都會形成一個回流區(qū)域，當(dāng)二次風(fēng)噴口為中心噴口時，回流區(qū)域更大。

2)相較于中心噴口配風(fēng)，環(huán)形噴口配風(fēng)方式下，下行燃燒室內(nèi)部的溫度峰值更低，高溫區(qū)域更小。

3)環(huán)形噴口配風(fēng)方式下，預(yù)熱燃料與二次風(fēng)的接觸更加充分，高溫煤氣和氧氣迅速反應(yīng)并消耗，有利于預(yù)熱燃料在下行燃燒室著火。中心噴口配風(fēng)方式下，焦炭的氣化反應(yīng)更加強(qiáng)烈。

4)中心噴口配風(fēng)方式下，下行燃燒室尾部NOx排放較低，原因在于中心噴口配風(fēng)方式下焦炭的氣化反應(yīng)更加強(qiáng)烈，有利于形成還原性區(qū)域，還原氮氧化物。