羅 偉

(1.煤科院節(jié)能技術(shù)有限公司，北京 100013；2.煤炭資源高效開(kāi)采與潔凈利用國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100013；3.國(guó)家能源煤炭高效利用與節(jié)能減排技術(shù)裝備重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100013)

0 引 言

2018年，我國(guó)NOx總排放量約1 197.15萬(wàn)t[1]，NOx排放不僅污染大氣環(huán)境，還會(huì)危害人體。NOx來(lái)源多樣，燃煤NOx排放量占比較大。對(duì)于電站鍋爐和煤粉工業(yè)鍋爐，降低NOx排放是當(dāng)前研究的熱點(diǎn)和難點(diǎn)。

空氣分級(jí)低氮燃燒技術(shù)作為一種投資成本較低、效果顯著的低氮燃燒技術(shù)，已廣泛應(yīng)用于各類鍋爐中。影響空氣分級(jí)NOx排放量的主要因素包括：主燃燒區(qū)過(guò)量空氣系數(shù)(空氣分級(jí)深度)、燃盡風(fēng)通入位置、煤粉細(xì)度和燃盡風(fēng)分級(jí)程度等，其中空氣分級(jí)深度和燃盡風(fēng)通入位置是影響空氣分級(jí)低氮效果的關(guān)鍵因素。前人針對(duì)空氣分級(jí)已進(jìn)行了較多試驗(yàn)研究和數(shù)值模擬[2-6]。

空氣分級(jí)深度越深，說(shuō)明從主燃燒區(qū)以外送入的助燃空氣量占總助燃空氣量的比例越大，NOx排放量越低。研究表明，采用深度空氣分級(jí)燃燒時(shí)，煤粉顆粒細(xì)度對(duì)于NOx排放濃度影響很小(除過(guò)大煤粉顆粒情況)[8]。Fan等[7]研究了大同煙煤在20 kW沉降爐(DTF)上進(jìn)行深度空氣分級(jí)燃燒過(guò)程中，CO濃度分布特性和NOx生成與還原機(jī)理。試驗(yàn)結(jié)果表明，深度空氣分級(jí)燃燒下(過(guò)量空氣系數(shù)為0.696)，CO濃度最高達(dá)120 000×10-6，且還原區(qū)內(nèi)NOx濃度幾乎降至0。

對(duì)于常規(guī)煤粉燃燒，傳統(tǒng)煤粉燃燒模型并不用考慮焦炭氣化反應(yīng)，因?yàn)槌Ｒ?guī)煤粉燃燒中，燃燒區(qū)域不存在氧氣濃度遠(yuǎn)低于還原性氣體的情況，而氣化反應(yīng)速率比氧化反應(yīng)低2個(gè)數(shù)量級(jí)，因此一般忽略氣化反應(yīng)的影響[9]。但針對(duì)空氣深度分級(jí)燃燒，還原區(qū)存在極強(qiáng)的還原性氣氛，而傳統(tǒng)數(shù)值模型無(wú)法合理預(yù)測(cè)強(qiáng)還原性氣氛，因此無(wú)法刻畫(huà)不同工況下還原性氣氛對(duì)NOx還原的影響規(guī)律。

李振山等[10-11]開(kāi)發(fā)了適于不同空氣分級(jí)工況下的NOx預(yù)測(cè)模型，特別是考慮焦炭氣化反應(yīng)對(duì)均相NOx的定量還原預(yù)測(cè)，通過(guò)用戶自定義函數(shù)對(duì)CO和H2的準(zhǔn)確預(yù)測(cè)間接表征THC含量，從而定量計(jì)算最終NOx生成量。Li等[12]針對(duì)空氣分級(jí)研究了考慮焦炭氣化的煤粉空氣分級(jí)燃燒的NOx預(yù)測(cè)，并將模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較，得到了較好的預(yù)測(cè)趨勢(shì)。

本文針對(duì)滴管爐內(nèi)煤粉空氣深度分級(jí)低氮燃燒，基于傳統(tǒng)煤粉燃燒模型，通過(guò)考慮焦炭氣化反應(yīng)，建立改進(jìn)的煤粉燃燒模型，預(yù)測(cè)空氣深度分級(jí)工況下還原性氣氛以及NOx的生成特性，并通過(guò)滴管爐試驗(yàn)對(duì)改進(jìn)模型的預(yù)測(cè)結(jié)果進(jìn)行了驗(yàn)證。

1 試驗(yàn)系統(tǒng)及工況

1.1 滴管爐試驗(yàn)系統(tǒng)

滴管爐試驗(yàn)裝置由爐本體、電加熱元件、微量給粉器、配氣系統(tǒng)、電控系統(tǒng)以及循環(huán)水系統(tǒng)組成，如圖1所示。

上段爐體由一根長(zhǎng)2 200 mm、內(nèi)徑50 mm的剛玉管和一個(gè)硅碳棒加熱管組成，上段電加熱元件可將爐膛溫度由室溫加熱至1 600 ℃，并可保持長(zhǎng)約1 200 mm的恒溫區(qū)；下段爐體由一根長(zhǎng)1 900 mm、內(nèi)徑100 mm的剛玉管和一個(gè)硅碳棒加熱管組成，下段電加熱元件可將爐膛溫度由室溫加熱至1 000 ℃，并可保持長(zhǎng)約900 mm的恒溫區(qū)。爐體上、下段分別安裝K型熱電偶和S型熱電偶用于測(cè)量爐膛內(nèi)溫度。

1.2 煤粉特性

采用神木煙煤作為試驗(yàn)和模擬煤種，其工業(yè)及元素分析見(jiàn)表1。

煤粉粒徑分布按照R-R分布描述，其最小粒徑為10 μm，最大粒徑為100 μm，平均粒徑為40 μm。

表1 煤樣工業(yè)分析和元素分析

1.3 試驗(yàn)與模擬工況

保持煤粉及供料量不變，維持滴管爐燃燒試驗(yàn)工況的穩(wěn)定，對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的準(zhǔn)確性至關(guān)重要。為了反映煤粉實(shí)際燃燒情況，通過(guò)對(duì)滴管爐主燃區(qū)最高溫度及實(shí)際雙錐煤粉燃燒器內(nèi)溫度測(cè)量發(fā)現(xiàn)，設(shè)置滴管爐上、下段爐溫分別為1 200、1 000 ℃時(shí)，滴管爐上段煙氣溫度與實(shí)際燃燒器內(nèi)接近。因此，本文設(shè)置上段爐溫1 200 ℃、下段爐溫1 000 ℃。

保持總過(guò)量空氣系數(shù)1.20不變，探究深度空氣分級(jí)對(duì)煤粉燃燒NOx排放特性的影響。一次風(fēng)主要用于輸送煤粉，只需將煤粉帶入風(fēng)粉管，且風(fēng)量不宜過(guò)大。通過(guò)前期試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，一次風(fēng)量為1 L/min即可滿足正常運(yùn)行，且試驗(yàn)系統(tǒng)氣密性較好。二次風(fēng)由上段爐膛頂部進(jìn)入爐膛，二次風(fēng)量根據(jù)試驗(yàn)方案調(diào)整，以滿足不同主燃區(qū)過(guò)量空氣系數(shù)?？傊伎諝饬繙p去一次風(fēng)和二次風(fēng)量即為三次風(fēng)量，三次風(fēng)位于上段爐膛與下段爐膛連接處，且保持不變。

燃料量、配風(fēng)量的波動(dòng)使?fàn)t內(nèi)溫度發(fā)生變化，因此需維持燃燒工況的穩(wěn)定性。改變配風(fēng)量后，待尾排煙氣氧含量穩(wěn)定后開(kāi)始測(cè)量。試驗(yàn)工況見(jiàn)表2，保持總過(guò)量空氣系數(shù)SR=1.2不變，分級(jí)燃燒的主燃區(qū)過(guò)量空氣系數(shù)SR1=0.6～1.2，模擬研究工況與試驗(yàn)工況一致。

表2 試驗(yàn)與數(shù)值模擬工況

注：SR1為主燃區(qū)過(guò)量空氣系數(shù)。

2 數(shù)值計(jì)算模型及網(wǎng)格劃分

2.1 數(shù)學(xué)模型

基于前人經(jīng)驗(yàn)及Fluent數(shù)值模擬特點(diǎn)[13]，選取適宜的數(shù)學(xué)模型對(duì)煤粉燃燒過(guò)程進(jìn)行模擬。流體流動(dòng)過(guò)程在歐拉坐標(biāo)系下進(jìn)行求解。連續(xù)相方程為質(zhì)量、動(dòng)量、能量的連續(xù)性方程和時(shí)間均值的納維斯托克斯方程。同時(shí)，在連續(xù)相方程中添加組分輸運(yùn)方程以求解反應(yīng)流。本文湍流模型采用Realizablek-ε雙方程湍流模型，輻射模型選擇P1輻射模型，煤粉顆粒采用隨機(jī)顆粒軌道模型進(jìn)行模擬。采用簡(jiǎn)化的煤燃燒兩步法反應(yīng)模擬煤粉氣相燃燒過(guò)程見(jiàn)表3。

表3 簡(jiǎn)化的煤氣相燃燒反應(yīng)

對(duì)于煤粉燃燒，通常燃料型NOx占60%～80%，熱力型NOx占25%左右，快速型NOx量很少，因此本模擬不考慮快速型NOx。Fluent軟件通常采用后處理方式對(duì)NOx生成量進(jìn)行預(yù)測(cè)，即燃燒過(guò)程完成后，通過(guò)燃燒計(jì)算結(jié)果預(yù)判NOx的生成特性。燃料中氮轉(zhuǎn)化為NOx過(guò)程較復(fù)雜，最終NOx的生成取決于實(shí)際燃燒特性及含氮化合物的初始濃度。

煤粒受熱時(shí)，燃料中含氮化合物變?yōu)闅鈶B(tài)，生成含氮中間體(HCN、NH3、H、CN和NH)，其與氧氣反應(yīng)生成NOx。在Fluent模擬軟件中，含氮中間體主要有HCN和NH3[14]。煤粉燃燒過(guò)程中，N元素在揮發(fā)分及焦炭中的分布不一定相同，因此計(jì)算生成的NOx時(shí)需分開(kāi)考慮。

李振山等[10]研究了不同煤種揮發(fā)分N及焦炭N在燃料N中的分配比例，并擬合出相應(yīng)的的計(jì)算公式。針對(duì)本文所使用的煤種，計(jì)算得揮發(fā)分N含量為27.85%，焦炭N質(zhì)量分?jǐn)?shù)為72.15%。許多學(xué)者針對(duì)不同N的轉(zhuǎn)化率進(jìn)行研究，對(duì)不同燃料-空氣當(dāng)量比下?lián)]發(fā)分N和焦炭N的轉(zhuǎn)化率給出了確定數(shù)值，如圖2所示，本文以此分別設(shè)置不同燃燒工況下的揮發(fā)分N以及焦炭N的轉(zhuǎn)化率。

圖2 揮發(fā)分N及焦炭N對(duì)NOx形成的貢獻(xiàn)與燃料空氣當(dāng)量比的關(guān)系[15]Fig.2 Relationship between the contribution of volatile nitrogen andnitrogen in char to NOx formation and fuel-air equivalent ratio[15]

通常氮析出轉(zhuǎn)化成中間含氮物質(zhì)，模型中設(shè)置揮發(fā)分N轉(zhuǎn)化為HCN/NH3，2者比例為9∶1；焦炭N轉(zhuǎn)化為HCN/NH3/NO，其中HCN與NH3占比根據(jù)燃空比的不同而變化。

2.2 反應(yīng)模型

一般認(rèn)為煤粉燃燒步驟[15]為：① 煤被快速加熱，揮發(fā)分快速析出；② 揮發(fā)分發(fā)生氣相反應(yīng)；③ 形成由剩余碳、灰分及剩余揮發(fā)分構(gòu)成的炭，炭與O2、水蒸氣及CO2等發(fā)生非均相反應(yīng)，其反應(yīng)時(shí)間占煤顆粒燃燒總時(shí)間的1/2以上?；诖耍疚尼槍?duì)煤粉燃燒采用組分輸運(yùn)模型，將煤粉燃燒過(guò)程分為揮發(fā)分析出、揮發(fā)分燃燒和固定碳燃燒等3部分，各部分選用的反應(yīng)模型見(jiàn)表4。

揮發(fā)分均相反應(yīng)采用有限速率/渦耗散模型，該模型基于層流有限速率模型和渦耗散模型建立。層流有限速率模型忽略湍流脈動(dòng)的影響，反應(yīng)速率根據(jù)Arrhenius公式確定；渦耗散模型認(rèn)為反應(yīng)速率由湍流控制，避免繁瑣的Arrhenius化學(xué)動(dòng)力學(xué)計(jì)算，有限速率/渦耗散模型的計(jì)算按實(shí)際情況選擇其中1項(xiàng)作為化學(xué)反應(yīng)的限制步驟。

表4 常規(guī)/考慮焦炭氣化的煤粉燃燒反應(yīng)模型

前人已對(duì)煤粉燃燒過(guò)程進(jìn)行了大量研究，但目前廣泛使用的數(shù)值模擬手段并未完全考慮煤粉燃燒過(guò)程中關(guān)鍵物質(zhì)的生成，對(duì)于最終NOx計(jì)算有較大影響。

李振山等[10]針對(duì)煤粉燃燒中NOx的預(yù)測(cè)問(wèn)題，開(kāi)發(fā)了相關(guān)模型并采用Fluent軟件實(shí)現(xiàn)了最終的預(yù)測(cè)，該研究主要是提出了以CO和H2濃度間接表征氣相碳?xì)浠衔锖康姆椒?。YU等[12]通過(guò)引入4個(gè)焦炭表面反應(yīng)以及1個(gè)氫氣氧化反應(yīng)對(duì)滴管爐進(jìn)行數(shù)值模擬研究，得出了較好的預(yù)測(cè)效果。以上研究均表明焦炭氣化反應(yīng)生成CO和H2對(duì)于模擬煤粉空氣分級(jí)燃燒過(guò)程中還原性氣氛非常重要，相關(guān)燃燒反應(yīng)見(jiàn)表5。

表5 相關(guān)燃燒反應(yīng)

2.3 網(wǎng)格劃分及邊界條件設(shè)置

2.3.1模型建立及網(wǎng)格無(wú)關(guān)性檢驗(yàn)

圖3(a)為高溫滴管爐1∶1幾何模型示意。采用ICEM軟件對(duì)滴管爐模型進(jìn)行幾何拓補(bǔ)分塊。ICEM網(wǎng)格劃分的基本思路是將實(shí)際幾何結(jié)構(gòu)借助虛構(gòu)的幾何拓補(bǔ)結(jié)構(gòu)塊分成不同部分，對(duì)不同結(jié)構(gòu)塊上的邊劃分節(jié)點(diǎn)而生成網(wǎng)格。使用ICEM劃分結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格的關(guān)鍵在于建立合適的幾何拓補(bǔ)結(jié)構(gòu)塊，本文基于幾何拓補(bǔ)學(xué)，采用O型網(wǎng)格技術(shù)，劃分出合適的結(jié)構(gòu)塊。圖3(b)為滴管爐計(jì)算域網(wǎng)格示意。

圖3 滴管爐幾何模型及網(wǎng)格示意Fig.3 Geometric model and grid diagram of drop-tube furnace

對(duì)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)的邊劃分不同的節(jié)點(diǎn)數(shù)，可生成不同數(shù)量的網(wǎng)格，為了排除網(wǎng)格數(shù)量對(duì)模擬結(jié)果的影響，對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行獨(dú)立性檢驗(yàn)。本文劃分的網(wǎng)格數(shù)量為6萬(wàn)、10萬(wàn)以及15萬(wàn)。采用冷態(tài)模擬檢驗(yàn)方式，選取滴管爐中心軸線上5個(gè)點(diǎn)，對(duì)比5點(diǎn)速度和網(wǎng)格數(shù)量的關(guān)系，結(jié)果表明6萬(wàn)網(wǎng)格的預(yù)測(cè)結(jié)果與其他2種相同。因此，本文選擇網(wǎng)格數(shù)量為6萬(wàn)。

2.3.2邊界條件設(shè)置

1)滴管爐壁面邊界條件

滴管爐試驗(yàn)中保持上、下段爐膛溫度穩(wěn)定在1 200、1 000 ℃。為了將模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果相對(duì)應(yīng)，本文設(shè)置滴管爐壁面為恒定值，即分別將上、下段固定壁面溫度設(shè)定為1 473 和1 273 K。壁面的內(nèi)部發(fā)射率(internal emissivity)根據(jù)壁面光潔、沾污等情況設(shè)置在0.6～0.8，本文設(shè)置為0.8。

2)一、二、三次風(fēng)入口邊界條件

一次風(fēng)入口條件設(shè)置為速度入口，數(shù)值為2 m/s；二、三次風(fēng)入口條件設(shè)置為質(zhì)量流量入口，具體數(shù)值見(jiàn)表2。湍動(dòng)強(qiáng)度(turbulent intensity)使用默認(rèn)設(shè)置5%，湍流黏度比(turbulence viscosity ratio)使用默認(rèn)設(shè)置10%。一、二、三次風(fēng)溫度與試驗(yàn)條件一致，為298 K。

3)出口邊界條件

出口一般設(shè)置為壓力出口條件，滴管爐試驗(yàn)中出口壓力一般為微負(fù)壓，設(shè)置為-100 Pa。為了提高計(jì)算收斂速度，預(yù)估煙氣出口溫度，設(shè)置為1 273 K。

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 還原性氣氛

目前針對(duì)煤粉深度空氣分級(jí)工況下，沿爐膛軸向方向上CO濃度變化研究較少，而CO濃度變化曲線對(duì)于理解主燃燒反應(yīng)以及建立NOx后處理模型至關(guān)重要。圖4為通過(guò)傳統(tǒng)模型和考慮焦炭反應(yīng)的模型得到的滴管爐沿爐膛軸向O2和CO濃度的變化，將滴管爐爐膛分為2個(gè)區(qū)域：左邊區(qū)域?yàn)槿急M風(fēng)加入前由于缺氧而形成的還原區(qū)，以及燃盡風(fēng)加入之后形成的燃盡區(qū)(虛線右側(cè)區(qū)域)。

圖4 沿爐膛軸向O2和CO濃度分布Fig.4 Concentration distribution of O2 and CO alongfurnace axis

由圖4可知，2種模型對(duì)O2體積分?jǐn)?shù)沿軸向變化的預(yù)測(cè)趨勢(shì)基本一致，且數(shù)值接近，而對(duì)于CO濃度預(yù)測(cè)卻存在較大差異。隨主燃燒區(qū)過(guò)量空氣系數(shù)降低，在深度空氣分級(jí)工況下SR1=0.68、0.60時(shí)，還原區(qū)結(jié)束位置處O2體積分?jǐn)?shù)接近0，而此時(shí)傳統(tǒng)模型只有在SR1=0.6時(shí)有少量CO，其他工況下CO體積分?jǐn)?shù)基本為0；對(duì)于考慮焦炭氣化反應(yīng)的模型，SR1=0.6時(shí)，CO體積分?jǐn)?shù)最高達(dá)200 000×10-6。

從反應(yīng)模型角度分析可知，不考慮氣化反應(yīng)的傳統(tǒng)模型，CO僅來(lái)源于揮發(fā)分兩步燃燒過(guò)程中的第1步(R1)，若O2較充足，生成的CO立即被氧化為CO2(R2)。但在SR1較小時(shí)，燃燒器附近CO體積分?jǐn)?shù)較低，即傳統(tǒng)模型對(duì)煤粉燃燒過(guò)程中CO的預(yù)測(cè)存在一定缺陷，沒(méi)有與實(shí)際燃燒過(guò)程相聯(lián)系，特別是深度空氣分級(jí)時(shí)，還原性氣氛強(qiáng)烈，氣化反應(yīng)對(duì)燃燒過(guò)程的影響更重要，改進(jìn)模型可彌補(bǔ)該缺陷。由圖4可以看出，改進(jìn)模型CO預(yù)測(cè)明顯優(yōu)于傳統(tǒng)模型。根據(jù)改進(jìn)模型反應(yīng)機(jī)理可知，CO來(lái)源于4個(gè)反應(yīng)，分別為揮發(fā)分第1步燃燒反應(yīng)(R1)、焦炭燃燒(R4)、焦炭氣化反應(yīng)(R5和R6)。這4個(gè)反應(yīng)對(duì)最終CO貢獻(xiàn)率不同，通過(guò)傳統(tǒng)模型僅有R1對(duì)CO的貢獻(xiàn)可知，揮發(fā)分第1步燃燒反應(yīng)生成的CO很少，且主要集中在燃燒器噴嘴附近區(qū)域；焦炭燃燒(R4)反映焦炭與O2發(fā)生不完全氧化反應(yīng)生成CO，該過(guò)程可能主要發(fā)生在燃燒器噴嘴附近區(qū)域至還原區(qū)的過(guò)度空間內(nèi)，因?yàn)閷?duì)于空氣弱分級(jí)，該過(guò)度區(qū)域還存在一定量未被消耗的O2，反應(yīng)溫度也較適宜，但對(duì)于空氣深度分級(jí)，該過(guò)程較微弱，主要由于燃燒器附近區(qū)域O2僅可用于揮發(fā)分燃燒，并不存在剩余的O2供焦炭發(fā)生不完全氧化。因此，對(duì)于空氣深度分級(jí)，焦炭氣化反應(yīng)(R5和R6)是CO的主要來(lái)源，即R5和R6對(duì)CO的形成占主導(dǎo)地位。

改進(jìn)模型對(duì)空氣分級(jí)工況的CO預(yù)測(cè)具有較高的準(zhǔn)確性，說(shuō)明R5和R6反應(yīng)動(dòng)力學(xué)參數(shù)的設(shè)置較恰當(dāng)，且具有較寬的適用范圍。

3.2 燃燒特性

爐膛溫度分布規(guī)律是煤粉整體燃燒特性的重要體現(xiàn)，也是反應(yīng)機(jī)理的決定因素之一。數(shù)值計(jì)算中爐膛壁面溫度與滴管爐試驗(yàn)工況一致，即上、下段爐膛壁面溫度分別為1 473、1 273 K。沿爐膛軸向的溫度分布如圖5所示。SR1≤0.76時(shí)，傳統(tǒng)模型計(jì)算的爐膛溫度略高于改進(jìn)模型，這是由于改進(jìn)模型在深度空氣分級(jí)時(shí)氣化反應(yīng)占主要地位，氣化反應(yīng)是吸熱反應(yīng)，使?fàn)t膛溫度略低于傳統(tǒng)計(jì)算模型，但整體溫度值與試驗(yàn)結(jié)果基本一致。而且，考慮吸熱的氣化反應(yīng)，對(duì)于空氣深度分級(jí)工況下保護(hù)燃燒器噴嘴、降低還原區(qū)熱力型NOx濃度具有一定的積極作用。

圖5 沿爐膛軸向的溫度分布Fig.5 Temperature distribution along furnace axis

圖6為沿爐膛軸向的反應(yīng)速率變化曲線。可以看出，揮發(fā)分燃燒第1步反應(yīng)(R1)主要在燃燒器噴嘴附近區(qū)域發(fā)生，且隨空氣分級(jí)深度加深，R1反應(yīng)速率降低；揮發(fā)分第2步燃燒反應(yīng)(R2)主要在燃盡風(fēng)存在的區(qū)域發(fā)生，O2體積分?jǐn)?shù)越高，反應(yīng)速率越大，這也是燃盡風(fēng)加入后CO被迅速消耗的原因；對(duì)于消耗H2的反應(yīng)(R3)，主要發(fā)生在空氣分級(jí)工況下的燃盡風(fēng)通入?yún)^(qū)域；空氣不分級(jí)時(shí)，焦炭燃燒反應(yīng)(R4和R7)的反應(yīng)速率明顯高于空氣分級(jí)工況下，且反應(yīng)主要發(fā)生在過(guò)渡區(qū)間，焦炭經(jīng)受熱過(guò)程后燃燒，空氣分級(jí)時(shí)，特別是空氣深度分級(jí)，氣化反應(yīng)(R5和R6)占主導(dǎo)地位，燃盡風(fēng)通入前，隨空氣分級(jí)深度加深，氣化反應(yīng)速率越大，且反應(yīng)在燃燒空間的范圍較寬。

圖6 沿爐膛軸的反應(yīng)速率變化Fig.6 Change of reaction rate along furnace axis

3.3 反應(yīng)云圖

圖7為SR1=0.6時(shí)爐膛截面溫度、速度、O2、CO、CO2和顆粒濃度變化云圖。

由圖7可以看出，燃燒器噴嘴附近存在一個(gè)高溫區(qū)域，這是揮發(fā)分析出、著火的區(qū)域，該區(qū)域的O2迅速被消耗(R1)，CO開(kāi)始生成(R2)；隨著燃燒進(jìn)行，空氣深度分級(jí)使上段爐膛極度缺氧，燃燒過(guò)程開(kāi)始由揮發(fā)分著火(R1和R2)和焦炭不完全氧化(R4)過(guò)渡到以焦炭氣化反應(yīng)(R5和R6)為主，此時(shí)CO大量生成(圖7左側(cè)CO的第1段爐膛)。同時(shí)，CO2由高濃度→低濃度→保持穩(wěn)定，這與揮發(fā)分燃燒生成CO2(R1)以及氣化反應(yīng)(R5)消耗CO2密切相關(guān)，燃燒器噴嘴附近以R1為主，所以CO2存在一個(gè)高濃度區(qū)，經(jīng)過(guò)渡區(qū)，氣化反應(yīng)(R5)開(kāi)始占主導(dǎo)地位，因此CO2濃度下降。當(dāng)上段爐膛空間利用完成后，還原區(qū)段結(jié)束，隨著燃盡風(fēng)的加入，O2含量增加，此時(shí)CO被迅速消耗(以R2為主)，隨著O2的加入和氧化反應(yīng)充分，燃盡區(qū)CO2濃度增加并保持均勻分布。煤粉顆粒濃度分布與燃燒進(jìn)程密切相關(guān)，燃燒器噴嘴附近區(qū)域顆粒濃度較高，隨著反應(yīng)進(jìn)行，顆粒被消耗，且在燃盡區(qū)基本無(wú)顆粒存在，即燃盡區(qū)僅需完成未燃盡化學(xué)組分的燃燒，可保證煤粉較高的燃燒效率和低氮燃燒。

圖7 沿爐膛軸向云圖Fig.7 Cloud chart along furnace axis

3.4 NOx排放特性

圖8為沿爐膛軸向NO濃度變化，可知，SR1=1.2、0.6時(shí)，傳統(tǒng)模型計(jì)算的NO濃度處于較高水平，這與試驗(yàn)結(jié)果相差較遠(yuǎn)，主要是傳統(tǒng)模型未考慮氣化反應(yīng)，缺乏應(yīng)有的還原性物質(zhì)對(duì)NO的均相還原過(guò)程，因此，傳統(tǒng)模型無(wú)法直接用于燃燒過(guò)程主要物質(zhì)組成及NOx形成預(yù)測(cè)。改進(jìn)模型預(yù)測(cè)的NOx與試驗(yàn)結(jié)果較接近，說(shuō)明考慮氣化反應(yīng)對(duì)于空氣分級(jí)工況下煤粉燃燒生成NOx濃度預(yù)測(cè)的重要性。

對(duì)比2種模型對(duì)NOx的預(yù)測(cè)，除SR1=1.2、SR1≥0.68時(shí)傳統(tǒng)模型沿爐膛軸向的NOx濃度均為升高到一個(gè)穩(wěn)定的水平后，隨著燃盡風(fēng)加入，NOx濃度小幅上升，最后基本保持穩(wěn)定。但對(duì)于改進(jìn)模型，所有工況下NOx均為由燃燒器附近高濃度的NOx先下降，后在還原區(qū)內(nèi)保持很低的NOx水平，最后隨燃盡風(fēng)的加入出現(xiàn)一定幅度的上升。燃盡風(fēng)加入后，NOx濃度上升幅度隨燃盡風(fēng)量的增加而增加，SR1=0.6時(shí)，2個(gè)模型預(yù)測(cè)的NOx濃度均有最大幅度升高，即傳統(tǒng)模型與改進(jìn)模型除了在燃燒器噴嘴附近區(qū)域?qū)Ox預(yù)測(cè)存在較大差異外，在過(guò)渡區(qū)、還原區(qū)、燃盡區(qū)的預(yù)測(cè)規(guī)律一致，僅數(shù)值不同，這主要與CO的預(yù)測(cè)有較大關(guān)系。由圖4(b)可知，對(duì)燃燒器噴嘴附近的CO濃度預(yù)測(cè)，2個(gè)模型出現(xiàn)完全相反的趨勢(shì)，這與NOx的預(yù)測(cè)趨勢(shì)相對(duì)應(yīng)，傳統(tǒng)模型預(yù)測(cè)燃燒器噴嘴附近CO濃度極高，隨著燃燒進(jìn)行，CO迅速下降至接近0；改進(jìn)模型在燃燒器噴嘴附近區(qū)域，開(kāi)始CO濃度均較低，隨著氣化反應(yīng)的發(fā)生，CO大量生成。傳統(tǒng)模型對(duì)燃燒器噴嘴附近NOx預(yù)測(cè)規(guī)律說(shuō)明，CO濃度的準(zhǔn)確預(yù)測(cè)對(duì)于最終NOx預(yù)測(cè)至關(guān)重要，CO濃度高的區(qū)域NOx濃度偏低，即由高濃度CO所形成的強(qiáng)還原性氣氛對(duì)NOx的均相還原較重要，其機(jī)理仍有待探究。

2種模型下，燃盡風(fēng)通入后NOx濃度均發(fā)生“反彈”現(xiàn)象，這與其他研究者的滴管爐試驗(yàn)結(jié)果一致[12]，目前學(xué)者認(rèn)為，NOx濃度升高與氮的中間體HCN和NH3有關(guān)。圖9為沿爐膛軸向HCN與NH3的變化趨勢(shì)，還原區(qū)中較強(qiáng)的還原性氣氛使生成的NOx被還原，除了NOx被還原為N2外，還存在HCN和NH3等的還原產(chǎn)物，這些中間體在還原區(qū)不能進(jìn)一步向N2轉(zhuǎn)化，而以氮的中間體形式存在。通入燃盡風(fēng)后，這些中間體被迅速氧化生成NOx，導(dǎo)致NOx“反彈”現(xiàn)象發(fā)生。

圖8 沿爐膛軸向NOx變化趨勢(shì)Fig.8 Change trend of NOx content along furnace axis

圖9 沿爐膛軸向HCN與NH3變化趨勢(shì)Fig.9 Change trend of HCN and NH3 along furnace axis

4 結(jié) 論

1)空氣深度分級(jí)工況下焦炭氣化反應(yīng)具有重要作用，特別是對(duì)還原性氣氛的形成及定量預(yù)測(cè)具有重要意義。

2)滴管爐試驗(yàn)驗(yàn)證了改進(jìn)模型對(duì)滴管爐內(nèi)煤粉深度空氣分級(jí)預(yù)測(cè)的準(zhǔn)確性。

3)滴管爐試驗(yàn)結(jié)果和改進(jìn)模型模擬結(jié)果說(shuō)明，煤粉深度空氣分級(jí)工況下，沿爐膛空間還原性氣氛的生成與變化特性?？諝馍疃确旨?jí)時(shí)，揮發(fā)分燃燒兩步反應(yīng)和焦炭的不完全燃燒反應(yīng)對(duì)CO貢獻(xiàn)量有限，主要的是焦炭氣化反應(yīng)對(duì)CO的貢獻(xiàn)。