張小桃，張程俞，劉昊明，白麟睿，王愛(ài)軍

(華北水利水電大學(xué) 電力學(xué)院，河南 鄭州 450011)

0 引 言

大型燃煤鍋爐利用氣體燃料進(jìn)行再燃，不僅可以減少煤粉消耗量，而且可以減少污染物排放[1]。隨著再燃技術(shù)的興起，煤粉耦合生物質(zhì)或生物質(zhì)氣再燃為生物質(zhì)能的合理利用提供了新方向[2-5]。燃煤鍋爐摻燒的再燃?xì)庵饕ㄌ烊粴?、沼氣、高爐煤氣以及生物質(zhì)氣等。王鵬濤等[6]研究表明，對(duì)燃煤鍋爐脫硝影響較大的氣體成分是甲烷，其次是其他碳烴類(lèi)物質(zhì)。陳寶明等[7]研究證明在天然氣再燃中，最佳再燃量為15%，最佳再燃燃料停留時(shí)間為0.67 s。陶曉華等[8]等在900～1 200 ℃下，研究了不同煤種采用天然氣再燃時(shí)NOx濃度變化，結(jié)果表明主燃煤種種類(lèi)不是還原NOx的主要影響因素，高溫時(shí)NOx脫除效果更好，再燃量是保證再燃效果的重要因素。路建偉[9]通過(guò)模擬驗(yàn)證得出，在高爐煤氣摻燒中，摻燒量15%效果最佳，燃盡風(fēng)位置較高時(shí)，抑制NOx效果更好。王義德等[10]對(duì)工業(yè)鍋爐床層及爐內(nèi)燃燒進(jìn)行模擬，結(jié)果表明在沼氣再燃中，NOx還原率隨CH4/NO物質(zhì)的量比和沼氣稀釋比增大而升高，再燃沼氣噴口宜布置在前墻。李加護(hù)等[11]通過(guò)模擬研究，發(fā)現(xiàn)隨著再燃噴口升高，爐膛出口NO排放量隨之降低。孟濤等[12]對(duì)鍋爐摻燒市政污泥進(jìn)行數(shù)值模擬研究，結(jié)果表明，隨著污泥摻混比增加,爐膛整體溫度下降，影響燃燒穩(wěn)定性，同時(shí)爐膛出口NOx質(zhì)量濃度有所降低。污泥摻混比例增加至20%，束腰配風(fēng)NOx質(zhì)量濃度最低為156.42 mg/m3。李振山等[13]對(duì)開(kāi)發(fā)的CFD數(shù)值模擬框架、焦炭燃燒氣化模型和氣相組分燃燒模型以及數(shù)值模擬實(shí)現(xiàn)方法進(jìn)行驗(yàn)證，結(jié)果表明可實(shí)現(xiàn)生物質(zhì)氣化耦合煤粉低氮燃燒發(fā)電技術(shù)的設(shè)計(jì)優(yōu)化。

生物質(zhì)氣主要來(lái)自生物質(zhì)氣化產(chǎn)生的合成氣，主要成分包括氮?dú)?、氫氣、一氧化碳和烷烴類(lèi)。趙世偉等[14]認(rèn)為生物質(zhì)氣耦合燃煤發(fā)電可以降低污染物NOx、SOx等的排放，但鍋爐效率有所降低。徐皓鵬等[15]研究了600 MW超臨界對(duì)沖鍋爐內(nèi)生物質(zhì)氣與煤粉混燃過(guò)程，結(jié)果表明，混燃比每增加10%，燃燒溫度降低50 ℃，20%混燃比時(shí)最高分別降低21%和48%。劉春元等[16]在管式流動(dòng)試驗(yàn)臺(tái)上以生物質(zhì)氣為再燃燃料，對(duì)燃燒過(guò)程中的NO還原進(jìn)行試驗(yàn)，結(jié)果表明此技術(shù)可以減少NO排放80%左右。蔡興飛等[17]開(kāi)展了燃燒全煤和配燒入爐熱量為15%的焦?fàn)t煤氣再燃脫硝的數(shù)值模擬，結(jié)果表明，相對(duì)于燃燒全煤,通入入爐熱量15%的焦?fàn)t煤氣后，爐膛出口的飛灰含碳量和CO降低，燃燒效率提高，NOx排放量降低了21%。ZHOU等[18]研究發(fā)現(xiàn)燃燒溫度和摻燒比例顯著影響燃燒效率。而隨著摻燒比的增大，鍋爐燃燒生成的堿金屬增多，導(dǎo)致鍋爐腐蝕和灰沉積。張小桃等[19]對(duì)某電廠600 MW燃煤機(jī)組耦合生物質(zhì)氣再燃污染物排放進(jìn)行仿真模擬，研究再燃區(qū)過(guò)量空氣系數(shù)對(duì)降氮的影響，結(jié)果表明，當(dāng)再燃區(qū)過(guò)量空氣系數(shù)在0.7～0.8時(shí)，再燃鍋爐耦合系統(tǒng)降氮效果最好。孫俊威[20]通過(guò)FLUENT軟件對(duì)600 MW鍋爐生物質(zhì)氣再燃進(jìn)行模擬，發(fā)現(xiàn)隨著再燃份額增大，脫氮率增大，折焰角出口溫度和CO物質(zhì)的量分?jǐn)?shù)呈增大趨勢(shì)，CO2和O2物質(zhì)的量分?jǐn)?shù)逐漸減小。

生物質(zhì)氣化后間接送入煤粉鍋爐中進(jìn)行再燃能解決生物質(zhì)原料直接再燃帶來(lái)的鍋爐沾污結(jié)渣問(wèn)題，實(shí)現(xiàn)高效發(fā)電?，F(xiàn)役的氣化耦合項(xiàng)目有國(guó)電荊門(mén)10.8 MW[21]、華電襄陽(yáng)10.8 MW、大唐長(zhǎng)山20 MW氣化耦合項(xiàng)目。

前人研究主要針對(duì)再燃摻燒比例、再燃噴口位置、過(guò)量空氣系數(shù)等因素進(jìn)行研究，對(duì)再燃區(qū)噴口角度研究較少。筆者利用FLUENT軟件，通過(guò)對(duì)不同種類(lèi)再燃?xì)鈸綗筒煌偃紖^(qū)噴口角度進(jìn)行模擬，對(duì)比分析再燃?xì)鈸綗筒煌偃紘娍诮嵌葘?duì)爐膛溫度，煙氣組分及NOx排放的影響，以期為大容量機(jī)組燃煤耦合生物質(zhì)氣技術(shù)的開(kāi)發(fā)提供理論數(shù)據(jù)。

1 試 驗(yàn)

1.1 燃煤鍋爐結(jié)構(gòu)及再燃改造

研究對(duì)象為某廠研制的660 MW機(jī)組超超臨界、一次再熱、四角切圓燃煤鍋爐，鍋爐型號(hào)為HG-1968/29.3-YM5，鍋爐爐膛寬度19.268 m，深度19.230 m，高度67.159 m。爐膛結(jié)構(gòu)及燃燒器布置如圖1所示。主要研究再燃區(qū)NOx抑制生成效果，故忽略屏式過(guò)熱器對(duì)爐膛上部的影響[22-23]。

燃燒器呈四角切圓布置，一次風(fēng)噴口有6層共24個(gè)，二次風(fēng)噴口有7層共28個(gè)，一次風(fēng)噴口與二次風(fēng)噴口間隔布置，燃盡風(fēng)噴口有3層共12個(gè)。

模擬研究工況：工況1為純煤燃燒；工況2～4分別為秸稈氣、甲烷氣、沼氣再燃燃燒；工況5～7分別為秸稈氣再燃噴口向下傾斜5°、15°、25°；工況8～10分別為甲烷氣再燃噴口向下傾斜5°、15°、25°；工況11～13分別為沼氣再燃噴口向下傾斜5°、15°、25°。再燃工況下，需要對(duì)爐膛結(jié)構(gòu)進(jìn)行改造。在主燃燒區(qū)和燃盡風(fēng)區(qū)之間增添一個(gè)再燃區(qū)，在再燃區(qū)布置1層再燃燃料噴口和1層再燃空氣噴口。

再燃燃料的摻燒熱為鍋爐總輸入熱的10%。由于3種再燃燃料的熱值不同，在相同熱量下消耗的燃料量不同。因此，在保證再燃噴口相同的氣體速度下，再燃噴口的面積有所不同。4種工況的噴口布置如圖1所示。

圖1 鍋爐結(jié)構(gòu)及噴口布置形式Fig.1 Boiler structure and burner arrangement

采用定噴口速度的模式，通過(guò)相同的再燃噴口速度計(jì)算得出不同工況下的再燃噴口面積，由于甲烷和沼氣的熱值比秸稈氣大得多，所以甲烷和沼氣的噴口面積小于秸稈氣噴口，秸稈氣噴口面積為0.65 m×0.45 m，甲烷噴口面積為0.650 m×0.032 m，沼氣噴口面積為0.65 m×0.05 m。在再燃工況下，需要用再燃燃料代替一部分煤粉，根據(jù)再燃燃料單位質(zhì)量所含熱量可以計(jì)算出所需再燃燃料量，即

(1)

式中，qre為再燃?xì)饬髁浚琺3/s；Bcoal為純煤燃燒時(shí)的燃煤消耗量，kg/h；β為再燃?xì)鈸綗?，?0%；Qre為單位體積再燃?xì)庠谝欢囟认氯紵尫诺哪芰?，kJ/m3。

再燃?xì)鈸綗龝r(shí)，所消耗的空氣量也會(huì)發(fā)生變化，計(jì)算公式為

VL=(Vc+Vre)α，

(2)

式中，VL為再燃?xì)鈸綗龝r(shí)所消耗的實(shí)際空氣量，m3/s；Vc為煤粉燃燒時(shí)所需理論空氣量，m3/s；Vre為再燃?xì)馊紵龝r(shí)所需理論空氣量，m3/s；α為過(guò)量空氣系數(shù)，取1.2。

1.2 燃料特性

選用煤種為神府東勝煤，工業(yè)分析和元素分析見(jiàn)表1。

表1 煤的工業(yè)分析和元素分析

再燃?xì)獠捎?50 ℃秸稈氣與20 ℃純甲烷和沼氣，秸稈氣、沼氣成分見(jiàn)表2。

純甲烷、秸稈氣、沼氣熱值分別為35 823、5 695.8、23 045.23 kJ/m3。

不同工況下各噴口風(fēng)速見(jiàn)表3。

表2 再燃?xì)馓匦詤?shù)

表3 不同工況下噴口速度初始參數(shù)

1.3 數(shù)學(xué)模擬與計(jì)算方法

采用GAMBIT軟件對(duì)鍋爐進(jìn)行全尺寸建模，為減少偽擴(kuò)散效應(yīng)，對(duì)主燃燒區(qū)采用Pave方法生成非結(jié)構(gòu)性網(wǎng)格；同時(shí)，為了提高模擬精度，對(duì)主燃燒區(qū)進(jìn)行網(wǎng)格加密處理。為驗(yàn)證網(wǎng)格無(wú)關(guān)性，測(cè)試了87萬(wàn)、105萬(wàn)、126萬(wàn)和151萬(wàn)4種不同網(wǎng)格數(shù)模型，相對(duì)于105萬(wàn)網(wǎng)格數(shù)模型，87萬(wàn)網(wǎng)格數(shù)模型結(jié)果偏差7.3%，126萬(wàn)和151萬(wàn)網(wǎng)格數(shù)模型偏差在3.5%以?xún)?nèi)，105萬(wàn)網(wǎng)格已達(dá)到網(wǎng)格無(wú)關(guān)，因此選用105萬(wàn)網(wǎng)格作為計(jì)算網(wǎng)格。

生物質(zhì)氣或甲烷摻燒計(jì)算過(guò)程復(fù)雜。其數(shù)學(xué)模型包括焦炭燃燒模型、顆粒軌跡模型、氣相湍流模型、輻射傳熱模型等模塊。模擬流程如圖2所示。

圖2 再燃?xì)鈸綗M流程Fig.2 Re-burning gas co-firing simulation process

模擬焦炭燃燒過(guò)程采用動(dòng)力學(xué)/擴(kuò)散限制燃燒模型，即動(dòng)態(tài)/擴(kuò)散控制反應(yīng)速率方程模型。在煤粉燃燒模型中還需要考慮湍流的影響，由此引入PDF來(lái)計(jì)算湍流的影響，這樣計(jì)算模型更接近真實(shí)鍋爐爐膛中煤粉燃燒的真實(shí)情況。在研究鍋爐爐膛煤粉燃燒時(shí)采用標(biāo)準(zhǔn)的k-ε兩方程湍流模型(Standk-εmodel)。

爐內(nèi)燃燒溫度變化時(shí)，煤粉顆粒析出揮發(fā)分的總速率采用雙方程模型，其公式描述為：

低溫下：

(3)

高溫下：

(4)

其中，mdaf為干燥無(wú)灰基煤粉質(zhì)量，kg；Ch為焦炭質(zhì)量，kg；V為揮發(fā)分質(zhì)量，kg；Y1、Y2分別為低溫下和高溫下參與反應(yīng)的揮發(fā)分在熱解中的質(zhì)量分?jǐn)?shù),%。

(5)

式中，k1、k2分別為低溫和高溫時(shí)的反應(yīng)速率常數(shù)；V1為低溫下煤粉析出的揮發(fā)分質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%；V2為高溫下煤粉析出的揮發(fā)分質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%;τ為時(shí)間步長(zhǎng)，s。

當(dāng)煤粉顆粒進(jìn)一步吸收熱量，析出的揮發(fā)分在空氣作用下迅速燃燒，使周?chē)固堪l(fā)生燃燒反應(yīng)。焦炭燃燒過(guò)程復(fù)雜，主要包括對(duì)表面空氣的吸附、焦炭表面的劇烈燃燒、表面生成物的解析及擴(kuò)散。目前，用于焦炭燃燒的數(shù)學(xué)模型主要有多表面反應(yīng)模型、擴(kuò)散控制反應(yīng)速率模型及動(dòng)力學(xué)/擴(kuò)散控制反應(yīng)速率模型等。為了更好地表達(dá)焦炭燃燒涉及的所有過(guò)程，同時(shí)考慮擴(kuò)散作用和動(dòng)力學(xué)對(duì)焦炭燃燒反應(yīng)速率的影響，使得鍋爐內(nèi)燃燒狀況與實(shí)際工況更加相符，選用動(dòng)力學(xué)/擴(kuò)散控制反應(yīng)速率模型。

擴(kuò)散反應(yīng)速率為

(6)

式中，D0為燃料的擴(kuò)散反應(yīng)速率，m/s；C1為擴(kuò)散速率常數(shù)；Tp為煤粉溫度，K；T∞為周?chē)h(huán)境溫度，K；dp為煤粉直徑，μm。

燃燒速率為

(7)

式中，mp為煤粉顆粒質(zhì)量，kg；t為時(shí)間，s；p0x為助燃劑分壓，Pa；R為動(dòng)力學(xué)反應(yīng)速率常數(shù)，J/(mol·k)。

動(dòng)力學(xué)反應(yīng)速率常數(shù)為

R=C2exp(-E/RTp)，

(8)

式中，C2為反應(yīng)速率指前因子；E為化學(xué)反應(yīng)活化能，kJ/mol。

綜上所述，煤粉顆粒燃燒中，揮發(fā)分析出階段采用能同時(shí)考慮析出速率與燃燒溫度變化過(guò)程的雙方程模型，對(duì)于焦炭燃燒則選擇動(dòng)力學(xué)/擴(kuò)散控制反應(yīng)速率模型進(jìn)行仿真分析。

本文主要模擬再燃燃料對(duì)爐內(nèi)燃燒過(guò)程的影響，即爐內(nèi)各組分、濃度和溫度場(chǎng)的變化。將空氣流作為氧化性氣流，再燃?xì)怏w作為二次燃料流進(jìn)行設(shè)置：

當(dāng)輻射熱流為qr時(shí)，其表示為

(9)

式中，a為吸收系數(shù)；σs為散射系數(shù)；C為線(xiàn)性各相異性相位函數(shù)系數(shù)；G為入射輻射量。

入射輻射量表示為

?(Γ?G)-aG+4aσT4=SG，

(10)

(11)

式中，σ為斯蒂芬-玻爾茲曼常數(shù),J/K；T為溫度，K；SG為自定義的輻射源項(xiàng)。

P-1模型的壁面邊界條件為

(12)

式中，qr,w為壁面輻射通量，W/m；εw為爐膛的壁面黑度；n為折射率；Tw為爐膛壁溫，K；ρw為壁面反射率；GW為爐內(nèi)壁面的入射輻射量。

煤粉在鍋爐燃燒時(shí)，主要以輻射傳熱傳遞熱量，將煤粉燃燒產(chǎn)生的熱量傳給水冷壁中的水，模擬計(jì)算爐內(nèi)輻射傳熱過(guò)程時(shí)，選擇使用P-1輻射模型，該模型以熱流法為基礎(chǔ)，適用于研究顆粒與氣相間輻射換熱的模擬，本文采用的壁面輻射率為0.8[19]。

采用Simple算法計(jì)算離散方程組的壓力和速度耦合，最后計(jì)算NOx排放濃度。

1.4 燃煤鍋爐氣體再燃降低污染物排放原理

燃煤鍋爐再燃是將再燃?xì)怏w等作為二次燃料投入主燃燒區(qū)與燃盡區(qū)之間的再燃區(qū)，在主燃區(qū)煤粉燃燒生成的NOx產(chǎn)物與再燃區(qū)再燃?xì)怏w中受熱分解的烴類(lèi)基團(tuán)相互碰撞，生成相應(yīng)的含氮中間體，這些含氮中間體與還原性基團(tuán)發(fā)生還原反應(yīng)，最終將一部分NOx轉(zhuǎn)化為N2。

基于以上原理，將爐膛從上向下依次劃分為燃盡區(qū)、再燃區(qū)和主燃燒區(qū)。根據(jù)空氣分級(jí)燃燒，使鍋爐進(jìn)入低氮再燃燃燒。主燃燒區(qū)為NOx生產(chǎn)區(qū)，過(guò)量空氣系數(shù)>1，投入占鍋爐總熱量75%～90%的燃料與助燃空氣；再燃區(qū)發(fā)生NOx還原反應(yīng)，過(guò)量空氣系數(shù)<1，投入占鍋爐總熱量10%～25%的再燃燃料與助燃空氣；燃盡區(qū)，過(guò)量空氣系數(shù)>1。一些活性氮類(lèi)被氧化為NOx，但濃度遠(yuǎn)低于主燃區(qū)NOx濃度，因此可忽略不計(jì)。

純煤燃燒工況下，煤粉全部在主燃燒區(qū)燃燒，主燃燒區(qū)溫度高，部分未完全燃燒的煤粉在燃盡風(fēng)區(qū)通入一部分空氣后繼續(xù)燃燒，一、二次風(fēng)和燃盡風(fēng)按照2.5∶4.5∶3.0投入，由于主燃區(qū)燃燒溫度較高，生成大量NOx產(chǎn)物。

采用氣體再燃技術(shù)，生物質(zhì)氣中還原NOx的主要成分為CH4、H2和CO。CH4還原NOx的效率相對(duì)CO和H2更高，其機(jī)理可分為2部分：再燃燃料分解；分解產(chǎn)物與NO發(fā)生還原反應(yīng)，將其還原為N2。主要反應(yīng)過(guò)程如圖3所示。

圖3 CH4還原原理Fig.3 Principle of CH4 reduction

H2還原NOx的效率略高于CO，其還原機(jī)理也可以分為2部分：H2熱解成為自由基H；自由基H與NO發(fā)生還原反應(yīng)，通過(guò)中間產(chǎn)物HNO將NO還原成為N2。CO還原NOx是直接發(fā)生反應(yīng)，將NOx還原成為N2，但還原效率低于CH4和H2。

采用FLUENT軟件計(jì)算NO體積分?jǐn)?shù)，求得NOx質(zhì)量濃度：

(13)

式中，ρ(NOx)為標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下含氧量6%的干煙氣中NOx質(zhì)量濃度，mg/m3；φ(NO)為干煙氣中NO體積分?jǐn)?shù)，10-6；φ(O2)為干煙氣中O2體積分?jǐn)?shù)，%。

2 結(jié)果分析

2.1 模型驗(yàn)證

以文獻(xiàn)[24-25]中采用相同鍋爐型號(hào)模擬數(shù)據(jù)為基準(zhǔn)，對(duì)比見(jiàn)表4。可知爐膛出口煙溫和爐膛出口的NOx質(zhì)量濃度偏差分別為4.29%和3.92%，說(shuō)明模擬數(shù)據(jù)較準(zhǔn)確。

表4 模擬結(jié)果驗(yàn)證

2.2 耦合燃燒對(duì)溫度及煙氣組分模擬結(jié)果分析

2.2.1不同再燃燃料摻燒對(duì)比

基于搭建的鍋爐爐膛仿真模型，研究不同工況下的爐膛溫度場(chǎng)以及煙氣組分，各工況爐內(nèi)煙氣溫度沿爐膛高度分布如圖4所示。

圖4 爐膛各水平截面煙氣平均溫度分布Fig.4 Average temperature distribution of flue gas in each horizontal section of furnace

由圖4可知，純煤燃燒時(shí)，從主燃燒區(qū)底部12 m處到主燃燒區(qū)最上層28 m處溫度增加到峰值，純煤燃燒主燃燒區(qū)溫度峰值最高，為1 885.71 K。由于煤粉集中在主燃燒區(qū)燃燒，因此放熱較多。從主燃燒區(qū)最上層到燃盡風(fēng)區(qū)溫度稍下降，燃盡風(fēng)區(qū)由于通入的燃盡風(fēng)溫度較低，溫度先下降，通入燃盡風(fēng)攜帶一部分氧氣，未完全燃燒的部分燃料可以在燃盡風(fēng)區(qū)繼續(xù)燃燒放出熱量，故溫度小幅上升。通入再燃?xì)庠偃紩r(shí)，主燃燒區(qū)溫度有所降低，在再燃區(qū)出現(xiàn)另一個(gè)峰值，這是因?yàn)橹魅紵齾^(qū)燃料量有所降低，但再燃?xì)怏w的投入使再燃區(qū)溫度又有所回升，燃盡風(fēng)區(qū)未完全燃燒的再燃燃料和煤粉燃料繼續(xù)燃燒發(fā)熱，溫度小幅上升。不同再燃燃料摻燒時(shí)，爐膛出口煙氣平均溫度有小幅變化。秸稈氣再燃時(shí)鍋爐出口溫度最高，為1 351.68 K。

不同工況下,爐膛不同高度處的O2、CO、CO2和NOx體積分?jǐn)?shù)如圖5所示，爐膛出口處的O2、CO、CO2和NOx體積分?jǐn)?shù)如圖6所示。純煤、秸稈再燃?xì)?、甲烷再燃?xì)?、沼氣再燃?xì)鉅t膛出口煙氣流量分別為738.0、743.2、718.8、722.6 kg/s。

圖5 各工況爐內(nèi)煙氣組分變化趨勢(shì)Fig.5 Change trend of flue gas composition under different conditions

由圖5(a)可知，4種工況的O2組分變化大致相同。從主燃燒區(qū)下部12 m處以上O2體積分?jǐn)?shù)升高，直到主燃燒區(qū)25 m處體積分?jǐn)?shù)達(dá)到峰值，其中純煤工況下O2體積分?jǐn)?shù)最高為4.51%，然后O2體積分?jǐn)?shù)下降，到燃盡風(fēng)區(qū)下側(cè)34 m處達(dá)到最低值，隨后開(kāi)始回升，在燃盡風(fēng)區(qū)體積分?jǐn)?shù)回升到峰值，隨后逐漸降低，這是由于大部分燃料燃燒都在主燃區(qū)，為保證燃料完全燃燒，大部分O2在主燃區(qū)通入鍋爐，O2消耗量大，在燃盡風(fēng)區(qū)通入燃盡風(fēng)也會(huì)帶入大量O2。由圖6可知，沼氣再燃時(shí)，爐膛出口的O2體積分?jǐn)?shù)最大，為3.58%；甲烷再燃時(shí)，爐膛出口O2體積分?jǐn)?shù)最低，為2.94%。

圖6 各工況爐膛出口煙氣成分濃度Fig.6 Concentration of flue gas components at furnace outlet under various working conditions

由圖5(b)可知，4種工況的CO組分變化大致相同。CO體積分?jǐn)?shù)在主燃燒區(qū)中下部最高，這是由于煤粉剛進(jìn)入鍋爐時(shí)燃燒不充分，產(chǎn)生大量CO，然后隨著煤粉充分燃燒消耗CO，CO體積分?jǐn)?shù)沿高度向上依次降低。再燃?xì)怏w摻燒時(shí)，主燃燒區(qū)燃料量下降，溫度下降，因此燃燒充分程度不如純煤，所以主燃燒區(qū)CO體積分?jǐn)?shù)高于純煤燃燒，而且由于再燃燃料中含有一部分CO，再燃區(qū)屬于還原性氛圍，氧濃度比較低，CO來(lái)不及與氧結(jié)合，因此再燃區(qū)CO體積分?jǐn)?shù)回升，然后沿高度向上體積分?jǐn)?shù)逐漸降低。由圖6(b)可知，純煤燃燒時(shí)爐膛出口CO體積分?jǐn)?shù)最低，為0.01%，甲烷再燃時(shí)CO體積分?jǐn)?shù)最高，達(dá)0.63%。

由圖5(c)可知，CO2組分變化與CO相反。在主燃燒區(qū)，溫度較高，消耗大量碳生成CO，而在低溫區(qū)CO與多余的O2反應(yīng)生成CO2，主燃燒區(qū)CO2體積分?jǐn)?shù)先降再增。在再燃區(qū)通入再燃?xì)怏w后，CO2體積分?jǐn)?shù)小幅下降。在燃盡風(fēng)區(qū)，主燃燒區(qū)未完全燃燒產(chǎn)物和部分再燃?xì)怏w燃料燃燒繼續(xù)生成CO2。在生物質(zhì)氣摻燒時(shí)，由于再燃區(qū)通入大量再燃?xì)鈹y帶CO和CO2，CO又與NO反應(yīng)生成CO2，因此再燃區(qū)CO2體積分?jǐn)?shù)上升。由圖6(c)可知，純煤燃燒出口CO2體積分?jǐn)?shù)最高為14.60%；單位熱量生物質(zhì)氣的含碳量低于煤炭，提供相同熱量時(shí)，生物質(zhì)氣摻燒燃煤的含碳量低于燃煤工況，因此秸稈再燃CO2出口體積分?jǐn)?shù)最低，為12.99%。

由圖5(d)可知，NOx主要生成區(qū)域?yàn)橹魅紵齾^(qū)，再燃區(qū)的主燃燒區(qū)燃料量小，因此產(chǎn)生NOx較少，之后隨爐膛高度升高而下降。在燃盡風(fēng)區(qū)由于完全燃燒燃料在此區(qū)域繼續(xù)燃燒生成NOx，所以NOx有所回升。之后隨爐膛高度上升變化趨于平緩。在再燃區(qū)，再燃工況下的NOx被還原，NO急劇下降。由于不同類(lèi)型再燃?xì)怏w中的還原成分不同，所以3種再燃還原NOx效果不同。甲烷氣成分為純CH4，所以還原效果最好，沼氣還原性成分為約54%的CH4，還原效果次之，秸稈氣還原性成分為約21.5% 的H2和25.5%的CO，所以還原效果不及以上2種。由圖6(d)可知，純煤、秸稈氣、甲烷氣和沼氣4種工況的爐膛出口NOx質(zhì)量濃度分別為336.27、268.57、248.22、251.37 mg/m3，秸稈氣、甲烷氣、沼氣再燃NOx減排率分別達(dá)20.1%、26.2%、25.2%，甲烷氣再燃效果高于秸稈氣和沼氣。

2.2.2不同再燃噴口角度對(duì)比

以上述鍋爐為研究對(duì)象、秸稈氣摻燒為對(duì)照組，再燃噴口豎直擺動(dòng)角度分別為5°、15°和25°，對(duì)工況5～7進(jìn)行仿真模擬，研究再燃噴口擺角變化對(duì)鍋爐燃燒和出口NOx排放的影響。不同工況下的煙氣速度分布云圖如圖7所示。

圖7 不同工況下?tīng)t內(nèi)煙氣速度分布云圖Fig.7 Velocity distribution of flue gas under different conditions

由圖7可知，工況2為秸稈氣再燃噴口水平噴出再燃燃料，在此工況下，爐膛內(nèi)部煙氣速度場(chǎng)分布均勻，形成穩(wěn)定速度流場(chǎng)，爐內(nèi)煙氣不斷向上卷吸，導(dǎo)致?tīng)t膛中心形成真空渦流。噴口適當(dāng)向下擺動(dòng)可使再燃噴口噴出的氣體與主燃燒區(qū)的向上氣流形成對(duì)沖，減弱爐膛內(nèi)向上氣流的流速，對(duì)爐膛中心的渦流旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生抑制作用。當(dāng)噴口繼續(xù)向下擺動(dòng)25°時(shí)，再燃噴口向下分速度進(jìn)一步增大，與爐膛內(nèi)氣流的對(duì)沖強(qiáng)度增加，對(duì)主燃區(qū)內(nèi)煙氣流動(dòng)形成較大的干擾。

秸稈氣、沼氣、甲烷不同噴口下傾角度的煙氣平均溫度及NOx分布情況如圖8所示。由圖8(a)可知，噴口角度向下擺動(dòng)幅度對(duì)爐內(nèi)溫度場(chǎng)的變化趨勢(shì)基本無(wú)影響。噴口適當(dāng)向下擺動(dòng)可以改善爐膛燃燒，使再燃?xì)怏w與主燃燒區(qū)煙氣產(chǎn)生對(duì)沖，爐內(nèi)的氣流旋轉(zhuǎn)強(qiáng)度減小，提高爐膛內(nèi)部空氣充滿(mǎn)度，進(jìn)而提高鍋爐燃燒效率。再燃噴口向下傾斜15°時(shí)，爐膛內(nèi)截面最高平均溫度可達(dá)1 865.45 K。再燃噴口向下傾斜25°時(shí)，由于噴口向下擺動(dòng)角度過(guò)大，再燃區(qū)氣流與主燃燒區(qū)旋轉(zhuǎn)氣流對(duì)沖，使氣團(tuán)傳熱效率降低，爐內(nèi)中部真空渦流增大，影響主燃燒區(qū)煤粉燃燒，降低爐膛燃燒強(qiáng)度，爐膛內(nèi)截面最高平均溫度只有1 740.41 K。

圖8 爐膛各水平截面煙氣平均溫度及NOx分布Fig.8 Flue gas temperature and NOx field

由圖8(b)可知，相比再燃噴口水平噴出再燃?xì)怏w，噴口角度適當(dāng)向下傾斜可使?fàn)t膛主燃燒區(qū)NOx質(zhì)量濃度上升，降低氣流上升速度，間接增加再燃還原反應(yīng)時(shí)間，提升再燃還原效果，從而降低NOx排放；傾斜角度過(guò)大，雖然主燃區(qū)溫度降低會(huì)使主燃燒區(qū)NOx濃度降低，但同時(shí)再燃區(qū)停留時(shí)間過(guò)長(zhǎng)和再燃區(qū)流場(chǎng)中真空渦流過(guò)大也會(huì)降低再燃效率，使再燃區(qū)NOx質(zhì)量濃度降低。爐膛出口NOx質(zhì)量濃度如圖6(d)所示，噴口下擺角度為15°時(shí)，爐膛出口NOx減排效果最好，秸稈氣、甲烷、沼氣的減排率分別達(dá)31.73%、35.66%和33.85%。

3 結(jié) 論

1)再燃?xì)鈸綗龝r(shí)，主燃燒區(qū)溫度有所降低，純煤燃燒時(shí)溫度最高為1 885.71 K。但純煤燃燒爐膛出口煙氣溫度小于再燃摻燒。

2)純煤燃燒和再燃?xì)鈸綗龝r(shí)爐膛內(nèi)CO、CO2、O2體積分?jǐn)?shù)變化趨勢(shì)基本一致。相較于純煤燃燒，再燃?xì)鈸綗龝r(shí)爐膛出口CO體積分?jǐn)?shù)升高，O2和CO2體積分?jǐn)?shù)降低。

3)再燃?xì)鈸綗梢源蠓档蚇Ox排放，再燃燃料種類(lèi)對(duì)NOx質(zhì)量濃度有所影響，其中甲烷氣再燃效果最佳，減排率可達(dá)26.2%，沼氣次之，秸稈氣的NOx排放率可達(dá)20.1%。

4)再燃噴口向下傾斜角度可以有效改善爐膛氣流強(qiáng)度，提高燃燒效率，增加再燃還原反應(yīng)時(shí)間，降低出口NOx排放量。再燃噴口最佳向下傾斜角度為15°，在此噴口角度下，秸稈氣、甲烷、沼氣NOx減排率分別達(dá)到31.73%、35.66%、33.85%。