沈 濤，宋民航，夏良偉，黃 鶯，路丕思

(1.哈爾濱鍋爐廠有限責(zé)任公司，黑龍江 哈爾濱 150046；2.哈爾濱鍋爐廠有限責(zé)任公司 高效清潔燃煤電站鍋爐國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，黑龍江 哈爾濱 150046；3.中國科學(xué)院 過程工程研究所，北京 100190)

0 引 言

中國是世界上最大的能源消費(fèi)國[1]，年均能源消費(fèi)需求仍在持續(xù)增長。盡管煤炭消費(fèi)占一次能源消費(fèi)總量比重有所下降，但煤炭燃燒利用占煤炭消費(fèi)量比重仍超過80%[2]。在未來相當(dāng)長一段時(shí)期內(nèi)，煤炭仍將是我國能源消費(fèi)的主要燃料[3-4]。近年，隨著波動(dòng)性可再生能源發(fā)電比例的不斷提高，火、熱、風(fēng)、光等高度耦合的“多能互補(bǔ)”能源結(jié)構(gòu)逐漸形成，煤電作為基礎(chǔ)調(diào)節(jié)能源，承擔(dān)著負(fù)荷調(diào)節(jié)的關(guān)鍵角色[5-6]。而對于現(xiàn)階段而言，燃煤機(jī)組的整體調(diào)峰能力距不投油穩(wěn)燃時(shí)最小技術(shù)出力(20%～25%)的目標(biāo)相差甚遠(yuǎn)[7]，且難以兼顧低NOx生成的環(huán)保需求。

增強(qiáng)燃煤鍋爐的穩(wěn)燃能力及促進(jìn)高效、低NOx生成是目前機(jī)組靈活調(diào)峰過程中亟需解決的關(guān)鍵問題。而煤粉燃燒器作為鍋爐的“心臟”，是直接決定鍋爐穩(wěn)燃、燃盡及NOx生成特性的關(guān)鍵核心設(shè)備[8-9]。目前電站鍋爐煤粉燃燒器主要采用直流燃燒或旋流燃燒2種燃燒方式[10]。其中，直流煤粉燃燒器的市場份額占比巨大，其特點(diǎn)是氣流以直流射流方式噴出，擴(kuò)散角度小、射程遠(yuǎn)，但單股射流卷吸周圍高溫?zé)煔獾哪芰θ?，不利于煤粉的及時(shí)著火。為避免該劣勢，常采用多只燃燒器切圓燃燒的布置方式，用以卷吸高溫?zé)煔庵苯蛹訜岵Ⅻc(diǎn)燃煤粉氣流[11]。

經(jīng)過多年技術(shù)升級，直流煤粉燃燒器在低NOx生成、運(yùn)行可靠性等方面取得了一些重要進(jìn)展。在降低NOx生成方面，常采用煤粉濃淡燃燒技術(shù)，通常為水平濃淡燃燒器及垂直濃淡燃燒器。安恩科等[12]以1臺350 MW電站鍋爐為應(yīng)用對象，系統(tǒng)對比了應(yīng)用水平濃淡技術(shù)前后直流煤粉燃燒器的NOx生成特性，研究表明，相比于常規(guī)直流燃燒器，采用水平濃淡技術(shù)可使?fàn)t膛出口NOx排放濃度大幅降低28.6%。為實(shí)現(xiàn)對爐膛氣溫的靈活調(diào)節(jié)，周光宇等[13]針對直流煤粉燃燒器四角切圓鍋爐存在的爐膛出口煙溫偏差問題，通過將部分二次風(fēng)反向偏轉(zhuǎn)，有效減弱了煙溫偏差。同時(shí)提出了采用擺動(dòng)式煤粉燃燒器調(diào)節(jié)氣溫的方法。在防止直流煤粉燃燒器附近水冷壁結(jié)焦及高溫腐蝕問題方面，劉超等[14]設(shè)計(jì)了位于煤粉氣流周圍的偏置周界風(fēng)，用以保持附近水冷壁區(qū)域較高的氧量。韓升利等[15]借助數(shù)值模擬方法，計(jì)算了直流燃燒器噴口的流場及溫度場分布，發(fā)現(xiàn)噴口肋板附近存在明顯的高溫區(qū)，為防止該位置出現(xiàn)燒損問題，噴口處的最低冷卻風(fēng)速需大于10 m/s。在增強(qiáng)煤種適應(yīng)性方面，賽爾江[16]提出增強(qiáng)直流煤粉燃燒器的靈活調(diào)節(jié)性，實(shí)現(xiàn)在強(qiáng)化燃燒與弱化燃燒間的靈活調(diào)節(jié)，提高了燃燒器對多煤種的適應(yīng)性。

目前，各類型直流煤粉燃燒器在實(shí)際應(yīng)用中，仍存在一定優(yōu)化空間：① 煤種適應(yīng)性有待進(jìn)一步提高。通常在燃用煙煤時(shí)表現(xiàn)出良好的穩(wěn)燃特點(diǎn)及低NOx排放性能，但在燃用難燃煤時(shí)，難以同時(shí)保證穩(wěn)燃及低NOx排放；② 煤粉氣流噴口結(jié)構(gòu)優(yōu)化，表現(xiàn)為重視煤粉濃淡分離裝置作用，而對煤粉氣流噴口及其下游回流區(qū)的協(xié)同作用考慮不足；③ 難以滿足低負(fù)荷運(yùn)行對穩(wěn)燃及低NOx能力需求。低負(fù)荷運(yùn)行下，一方面煤粉濃度降低，使著火熱增加，造成著火推遲及燃燒穩(wěn)定性差[17-18]。同時(shí)，低負(fù)荷下由于還原性高溫回流區(qū)的削弱及風(fēng)煤比增大等原因，抑制NOx生成能力減弱，造成NOx生成量偏高[19-20]。上述問題制約著直流煤粉燃燒器的整體性能提升[21]。

為了優(yōu)化及改善上述問題，哈爾濱鍋爐廠有限責(zé)任公司提出了1種中心富燃料直流煤粉燃燒器[22]，通過設(shè)置二級煤粉濃縮并結(jié)合鈍體回流及穩(wěn)燃齒穩(wěn)燃，強(qiáng)化煤粉濃淡分級燃燒、穩(wěn)燃并降低NOx生成。筆者采用數(shù)值計(jì)算方法，通過調(diào)整風(fēng)量配比，系統(tǒng)研究該類型燃燒器的流動(dòng)、燃燒及NOx生成特性。通過研究，對該類型燃燒器性能認(rèn)識要加深入，促進(jìn)直流煤粉燃燒器的優(yōu)化設(shè)計(jì)。

1 中心富燃料直流煤粉燃燒器

圖1為中心富燃料直流煤粉燃燒器結(jié)構(gòu)。該燃燒器主要由入口彎管、濃縮器、淡煤粉氣流通道、濃煤粉氣流通道、穩(wěn)燃板及穩(wěn)燃齒等結(jié)構(gòu)組成。為強(qiáng)化對煤粉氣流的濃縮效果，促進(jìn)煤粉的快速升溫著火、穩(wěn)燃及降低NOx生成[23]，設(shè)計(jì)了兩級煤粉濃縮結(jié)構(gòu)。煤粉氣流由入口彎管進(jìn)入，在彎管內(nèi)急速轉(zhuǎn)向過程中，煤粉顆粒受離心力作用，在靠近入口彎管大直徑端的內(nèi)壁流動(dòng)，發(fā)生第一級煤粉濃縮。然后，高濃度煤粉氣流與濃縮器相遇后急速轉(zhuǎn)向，煤粉顆粒慣性分離，發(fā)生第二級煤粉濃縮。經(jīng)深度濃縮后的濃煤粉氣流由位于中間的濃煤粉氣流通道流出，而形成的低濃度淡煤粉氣流由位于上、下部的淡煤粉氣流通道流出。同時(shí)，在濃煤粉氣流通道出口外側(cè)，設(shè)置呈鈍體狀的穩(wěn)燃板用于構(gòu)建高溫回流區(qū)，在濃煤粉氣流通道出口內(nèi)側(cè)，布置了穩(wěn)燃齒以強(qiáng)化煤粉氣流與高溫?zé)煔忾g的混合及傳熱。為冷卻煤粉氣流噴口，在煤粉氣流通道出口沿周向設(shè)置了風(fēng)量小但風(fēng)速高的周界風(fēng)[11]。同時(shí)，二次風(fēng)分別布置于煤粉氣流通道的上、下方區(qū)域。燃燒器燃用煤質(zhì)參數(shù)見表1。

圖1 中心富燃料煤粉燃燒器結(jié)構(gòu)示意Fig.1 Structure of the central fuel-rich burner

表1 煤質(zhì)工業(yè)分析與元素分析Table 1 Proximate and ultimate analysis of coal

2 數(shù)值計(jì)算方法

2.1 流動(dòng)及燃燒模擬理論模型

數(shù)值計(jì)算采用ANSYS Fluent 14.5平臺進(jìn)行?？紤]到網(wǎng)格劃分?jǐn)?shù)量及疏密直接影響著計(jì)算精度及準(zhǔn)確性，且燃燒器噴口附近的流動(dòng)和反應(yīng)較為復(fù)雜，因此待求解基本穩(wěn)定后，對燃燒器噴口區(qū)域網(wǎng)格進(jìn)行局部加密，而后繼續(xù)開展精細(xì)計(jì)算。表2為計(jì)算所采用的理論模型。顆粒發(fā)射率和散射系數(shù)分別設(shè)置為1.0和0.9，在傳熱、流動(dòng)及燃燒反應(yīng)計(jì)算得到穩(wěn)定解后，加載NOx生成模型，計(jì)算NOx濃度。NOx生成過程通過用戶自定義函數(shù)(UDF)計(jì)算。在該UDF中，對于揮發(fā)性N的氧化，參考文獻(xiàn)[25]中所述的揮發(fā)性N詳細(xì)反應(yīng)路徑。對于Char-N的氧化，NO通過Char-N與O2直接反應(yīng)形成，并考慮了焦炭孔隙中NO被還原成N2的機(jī)理。對于焦炭表面上的NO還原反應(yīng)，NO反應(yīng)速率與焦炭BET比表面積、NO分壓及焦炭顆粒濃度成正比。由于煤粉燃燒過程中的快速型NOx生成量很少，因此在計(jì)算中僅考慮熱力型NOx及燃料型NOx生成，其中，分別采用澤爾多維奇機(jī)理計(jì)算熱力型NOx以及De Soete模型計(jì)算燃料型NOx。詳細(xì)計(jì)算模型及方法可參見文獻(xiàn)[26]。

表2 數(shù)值計(jì)算理論模型Table 2 Theoretical models used in numerical simulation

2.2 計(jì)算域及邊界條件

為方便與已有試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對比，驗(yàn)證本文采用理論模型及邊界條件的準(zhǔn)確性，計(jì)算域模型以哈爾濱鍋爐廠的1臺30 MW燃燒器性能驗(yàn)證系統(tǒng)為原型，建立燃燒器及爐膛結(jié)構(gòu)的三維數(shù)值計(jì)算域模型(圖2)，該系統(tǒng)采用臥式“Π”型布置，由燃燒器、爐膛模塊1～7等組成。燃燒器計(jì)算域在考慮圖1燃燒器本體結(jié)構(gòu)的同時(shí)，也考慮了各噴口的入口風(fēng)道結(jié)構(gòu)。數(shù)值計(jì)算共安排3個(gè)工況，詳細(xì)參數(shù)見表3。在每個(gè)工況中，固定總風(fēng)量為4.02 kg/s。其中，工況1為基準(zhǔn)設(shè)計(jì)工況(對應(yīng)燃燒器設(shè)計(jì)參數(shù))。為研究一次風(fēng)煤粉濃度增加對煤粉濃縮及燃燒特性的影響，工況2基于工況1，保持燃燒器整體風(fēng)量不變，一次風(fēng)流量由0.96 kg/s降至0.81 kg/s，同時(shí)增大二次風(fēng)流量。為了研究空氣分級對該類型燃燒器的燃燒及NOx生成特性影響，工況3基于工況1，二次風(fēng)量由1.52 kg/s增至1.89 kg/s，對應(yīng)燃盡風(fēng)量由1.54 kg/s降至1.17 kg/s。通過改變一、二次風(fēng)及燃盡風(fēng)間的風(fēng)量配比，探究以上配風(fēng)參數(shù)變化對該燃燒器煤粉燃燒及NOx生成特性的影響規(guī)律。

圖2 計(jì)算域模型及邊界條件設(shè)置Fig.2 Calculation domain model and boundary conditions

表3 數(shù)值計(jì)算工況參數(shù)Table 3 Numerical calculation parameters

2.3 數(shù)值計(jì)算模型驗(yàn)證

由于前期開展了基準(zhǔn)工況的熱態(tài)試驗(yàn)，通過布置在試驗(yàn)爐膛各模塊側(cè)墻上的熱電偶(布置位置如圖2所示)測量了近壁區(qū)溫度分布，并采集了爐膛出口煙氣組分濃度，通過對比這部分試驗(yàn)數(shù)據(jù)與模擬結(jié)果來驗(yàn)證數(shù)值計(jì)算的準(zhǔn)確性。圖3為模擬值與試驗(yàn)值對比(NOx質(zhì)量濃度在6% O2下測得)。由爐膛近壁區(qū)溫度分布可知，數(shù)值計(jì)算與試驗(yàn)測量得到的溫度分布規(guī)律一致。在溫度值上，試驗(yàn)測量值略低于模擬獲得的溫度，差值37～81 ℃。分析原因是由于熱電偶測量過程中的輻射及熱傳導(dǎo)產(chǎn)生的熱損失[25,27]，且連續(xù)測量過程中沉積在熱電偶表面的灰渣顆粒也會(huì)降低測量值?？紤]到數(shù)值計(jì)算得到的爐膛出口O2及NOx濃度與測量結(jié)果具有很好的一致性，進(jìn)一步說明了計(jì)算模型及方法的有效性。

圖3 數(shù)值計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果對比Fig.3 Comparison of numerical and experimental results

3 結(jié)果與討論

3.1 氣流流動(dòng)特性

典型截面上軸向速度分布云圖如圖4所示。沿氣流流動(dòng)方向，穩(wěn)燃板(圖1)的截面面積逐漸增大，在穩(wěn)燃板后方形成低壓區(qū)，卷吸周圍高溫?zé)煔庑纬苫亓鳎蓤D4(a)可知，在穩(wěn)燃板后方形成了2處明顯的對稱回流區(qū)(煤粉氣流出口藍(lán)色區(qū)域，速度為負(fù)值)，對應(yīng)回流區(qū)長度約為160 mm。進(jìn)一步由圖4(b)可知，速度大小呈良好的左右對稱分布，上、下二次風(fēng)速較高在38 m/s附近，有利于保持二次風(fēng)射流剛性。各煤粉氣流通道間的氣流速度差異較大。其中，濃、淡煤粉氣流出口平均速度如圖5所示，可知各工況濃煤粉氣流出口風(fēng)速約13 m/s，明顯低于淡煤粉氣流出口風(fēng)速(約8 m/s)。這將有利于延長高濃度煤粉氣流在高溫回流區(qū)的停留時(shí)間，促進(jìn)煤粉的升溫著火及穩(wěn)定燃燒。對比各工況間的速度分布可知，工況2中減小一次風(fēng)量后，對應(yīng)濃、淡煤粉氣流出口風(fēng)速相對于工況1均明顯降低。而在工況3中，盡管一次風(fēng)量與工況1相同，但二次風(fēng)量大幅增加，由1.52 kg/s 增大至1.89 kg/s(表3)，對附近氣流的引射作用增強(qiáng)，具體表現(xiàn)為靠近二次風(fēng)的上、下淡煤粉氣流風(fēng)速略升高，同時(shí)濃煤粉氣流風(fēng)速降低了3.4 m/s。

圖4 典型截面軸向速度分布Fig.4 Velocity distribution on typical sections

圖5 濃、淡煤粉氣流通道出口平均氣流速度Fig.5 Average gas velocity at the fuel-rich and fuel-lean flow nozzles

3.2 煤粉濃縮特性

煤粉質(zhì)量濃度分布如圖6所示。由圖6(a)可知，經(jīng)過入口彎管和煤粉濃縮器的依次濃縮，可將大部分煤粉(占總煤粉量的80%～90%)濃縮于中部區(qū)域，并由位于中部的濃煤粉氣流通道噴出，因此能夠在燃燒器出口的主燃區(qū)形成貧氧富燃料環(huán)境。由圖6(b)可知，濃煤粉氣流通道的左側(cè)煤粉濃度明顯高于右側(cè)，這主要是由于三維計(jì)算域模型參照了實(shí)際試驗(yàn)臺管路布置，在煤粉氣流入口前端存在2處非對稱布置彎頭，對煤粉產(chǎn)生非對稱濃縮效果。為了消除該效果，可根據(jù)現(xiàn)場實(shí)際情況盡量減少入口處彎頭的設(shè)置，同時(shí)使彎頭的中截面位于燃燒器的豎直中心截面上。如受空間限制難以滿足上述要求，可考慮在入口彎頭處布置煤粉均分器。

圖6 煤粉質(zhì)量濃度分布特點(diǎn)Fig.6 Distribution characteristics of pulverized coal mass concentration

中濃、淡煤粉氣流出口的煤粉質(zhì)量濃度如圖7所示，通過對比可知，相比工況1，工況2中一次風(fēng)量減小，各通道出口煤粉濃度均有所升高。而在工況3中，盡管一次風(fēng)量與工況1相同，但濃煤粉氣流的煤粉質(zhì)量濃度提高了0.62 kg/m2，結(jié)合第3.1節(jié)可知，受高質(zhì)量速二次風(fēng)引射影響，濃煤粉氣流風(fēng)量降低，對應(yīng)煤粉質(zhì)量濃度升高明顯。

圖7 濃、淡煤粉氣流通道出口平均煤粉質(zhì)量濃度Fig.7 Average pulverized-coal mass concentration at the fuel-rich and fuel-lean flow nozzles

3.3 揮發(fā)分釋放及溫度分布

揮發(fā)分釋放及其濃度分布是影響煤粉著火及火焰分布的重要因素。各工況揮發(fā)分釋放速率及濃度分布如圖8所示，由圖8(a)可知，各工況的揮發(fā)分釋放位置基本相同，位于距燃燒器出口300 mm附近。對比揮發(fā)分釋放速率可知，最大釋放速率由工況1、工況3至工況2依次降低。這是由于工況2中一次風(fēng)量減少，不利于已釋放揮發(fā)分的充分燃燒及放熱，一定程度上抑制了后續(xù)揮發(fā)分的快速釋放。由圖8(b)可知，由于后續(xù)二次風(fēng)的補(bǔ)充助燃，使揮發(fā)分在距燃燒器出口不遠(yuǎn)處基本消耗殆盡。對比工況1～3，高濃度揮發(fā)分區(qū)域的長度逐漸減小，分析原因是由于二次風(fēng)量由工況1中的1.52 kg/s逐漸增大至工況3中的1.89 kg/s，使二次風(fēng)對揮發(fā)分的混合稀釋作用增強(qiáng)，從而呈現(xiàn)出高濃度揮發(fā)分區(qū)域長度逐漸縮短的趨勢。

圖8 揮發(fā)分釋放速率及質(zhì)量分?jǐn)?shù)Fig.8 Volatile release rate and mass fraction

圖9為各工況下的揮發(fā)分反應(yīng)速率及溫度分布，可知揮發(fā)分的反應(yīng)速率與其釋放速率(圖8)直接相關(guān)，同樣呈現(xiàn)出由工況1、工況3至工況2逐漸減小的規(guī)律。由溫度分布可知，各工況著火位置基本接近，由于工況1的揮發(fā)分高且反應(yīng)速率大，爐膛高溫區(qū)面積明顯大于其他工況。為定量對比各工況間的溫度變化規(guī)律，圖10進(jìn)一步提取了沿爐膛各截面的平均溫度?？芍?，高溫區(qū)位于爐膛模塊1及模塊2內(nèi)，相比之下，工況2的高溫區(qū)溫度略低，但整體高溫區(qū)長度明顯增大。分析原因是由于工況2的揮發(fā)分反應(yīng)速率低，導(dǎo)致燃燒反應(yīng)時(shí)間增加，延長了高溫區(qū)長度范圍。對比工況1及工況3可知，工況3中模塊1的平均溫度略低于工況1，而模塊2～7的整體溫度要高于工況1。這是由于工況3的燃燒初期具有較多低溫二次風(fēng)供入(表3)，降低了燃燒初期的平均溫度，而后相對充足的二次風(fēng)為后續(xù)煤粉燃燒持續(xù)補(bǔ)氧，促進(jìn)了后續(xù)煤粉的持續(xù)燃燒放熱。

圖9 揮發(fā)分反應(yīng)速率及溫度分布Fig.9 Volatile reaction rate and temperature distribution

圖10 沿著爐膛方向截面平均溫度分布Fig.10 Average temperature distribution along the furnace section

3.4 CO生成及固定碳燃盡特性

圖11為CO濃度及固定碳燃盡速率分布。由于在燃燒器出口形成了貧氧富燃料區(qū)(圖6)，煤粉燃燒初期氧量供應(yīng)不足，使揮發(fā)分釋放初期生成大量CO。對比之下，工況1中CO體積分?jǐn)?shù)較高，而在工況2中，由于燃燒反應(yīng)時(shí)間延長，煤粉燃燒初期的CO生成量相應(yīng)降低。盡管工況3與工況1的一次風(fēng)量相同，但受風(fēng)量增加二次風(fēng)的降溫稀釋作用，CO體積分?jǐn)?shù)仍低于工況1。由圖11(b)可知，各工況的固定碳最大燃盡率區(qū)域則主要集中于高溫區(qū)內(nèi)。

圖11 CO體積分?jǐn)?shù)及固定碳燃盡速率Fig.11 CO mass fraction and fixed carbon burnout rate

圖12為爐膛出口平均CO濃度及固定碳燃盡率?？芍?，工況1的爐膛出口CO質(zhì)量濃度為207 mg/m3(O2體積分?jǐn)?shù)6%)，燃盡率達(dá)98.15%，說明該燃燒器具有良好的燃盡特性。而在工況2中，由于高溫區(qū)范圍增大(圖10)，燃盡區(qū)溫度高于其他工況，使得CO及固定碳在燃盡區(qū)仍能持續(xù)燃燒，爐膛出口保持較低的CO質(zhì)量濃度及較高的固定碳燃盡率。

3.5 NO生成特性

圖13為煤粉燃燒過程中的NO體積分?jǐn)?shù)及對應(yīng)生成速率。結(jié)合圖9(b)溫度分布可知，NO生成主要集中于高溫區(qū)，且由于二次風(fēng)的補(bǔ)入，使高濃度NO分別出現(xiàn)于煤粉氣流的上、下部區(qū)域，且對應(yīng)較高的NO生成速率。而后，由于主燃燒區(qū)內(nèi)存在大量CO及固定碳(圖11)，使得部分NO在后續(xù)反應(yīng)過程中被還原成N2。圖14為爐膛出口O2量及NOx質(zhì)量濃度。由于工況1在主燃區(qū)形成了貧氧、富燃料燃燒氛圍，有利于抑制NOx生成，其NOx質(zhì)量濃度在各工況中最低為162.34 mg/m3(O2體積分?jǐn)?shù)6%)。而在工況1～工況3，爐膛出口NOx質(zhì)量濃度逐漸升高。分析原因是由于，工況2中，由于一次風(fēng)量減少，強(qiáng)化了煤粉濃縮(圖7)和著火放熱效果，而后與之相鄰且風(fēng)量增加的二次風(fēng)補(bǔ)入，削弱了煤粉燃燒初期的還原性氛圍，使該工況的NOx質(zhì)量濃度略升高約10 mg/m3(O2體積分?jǐn)?shù)6%)。而在工況3中，由于燃盡風(fēng)量減少，同時(shí)二次風(fēng)量大幅增加(表3)，使主燃區(qū)的氧化性氛圍進(jìn)一步增強(qiáng)，NOx生成量增多，對應(yīng)爐膛出口NOx質(zhì)量濃度增加至237.3 mg/m3(O2體積分?jǐn)?shù)6%)，相比于工況1增加了40%。同時(shí)，由爐膛出口氧量變化可知，氧量從工況1～工況3逐漸降低，而在工況3中，呈現(xiàn)了爐膛出口固定碳燃盡率(圖12)及氧量均較低的結(jié)果。分析可能原因是由于工況3中二次風(fēng)量大幅增加，使二次風(fēng)入射速度增加約7 m/s(圖4)，一定程度上有利于二次風(fēng)與氣相揮發(fā)分間的混合燃燒。加之，二次風(fēng)量大幅增加，對應(yīng)空氣分級燃燒效果減弱，氧化性氛圍增強(qiáng)，促進(jìn)了氧與N元素等的結(jié)合，使NOx生成量大幅升高，對應(yīng)爐膛出口氧量有所降低。

圖13 NO濃度及生成速率Fig.13 NO concentration and generation rate

圖14 爐膛出口氧量及NOx排放濃度Fig.14 O2 content and NOx emission concentration at the furnace exit

綜上所述，中心富燃料直流煤粉燃燒器具有著火及時(shí)、穩(wěn)燃及低NOx生成特性。將該燃燒器應(yīng)用于四角切圓的燃燒方式時(shí)，其及時(shí)著火及促進(jìn)穩(wěn)燃的特性將有利于增強(qiáng)實(shí)際鍋爐低負(fù)荷及升(降)負(fù)荷運(yùn)行下的燃燒穩(wěn)定性。由于實(shí)際爐膛尺寸巨大，將增加煤粉在爐內(nèi)高溫區(qū)的停留時(shí)間，促進(jìn)煤粉的整體燃盡效果。在NOx生成方面，在工況1中燃燒器設(shè)計(jì)參數(shù)下，NOx質(zhì)量濃度較低，為162.34 mg/m3(O2體積分?jǐn)?shù)6%)。由于研究主要針對單只直流煤粉燃燒器，而目前已發(fā)表文獻(xiàn)多基于應(yīng)用直流煤粉燃燒器的四角切圓鍋爐[28-31]，整體NOx生成特性受燃燒器類型及數(shù)量、鍋爐負(fù)荷、煤質(zhì)及配風(fēng)參數(shù)等共同影響，爐膛出口NOx質(zhì)量濃度多高于200 mg/m3(O2體積分?jǐn)?shù)6%)[28-30]，部分燃燒器甚至高達(dá)300 mg/m3(O2體積分?jǐn)?shù)6%)以上[31]?？紤]到單只中心富燃料直流煤粉燃燒器設(shè)計(jì)參數(shù)下可實(shí)現(xiàn)較低的NOx質(zhì)量濃度，有望在后續(xù)應(yīng)用于四角切圓鍋爐上時(shí)，結(jié)合爐膛深度空氣分級及煙氣再循環(huán)等低氮技術(shù)，使?fàn)t膛出口NOx排放保持在較低水平。

4 結(jié) 論

1)煤粉氣流經(jīng)二級濃縮后，可以將大部分煤粉(80%～90%)濃縮于中間濃煤粉氣流通道，形成上、下側(cè)淡煤粉氣流夾著中間濃煤粉氣流的燃燒方式，濃煤粉氣流噴出速度在12～16 m/s，能夠在燃燒器出口形成低速、富燃料區(qū)，使中間濃煤粉氣流率先著火后點(diǎn)燃兩側(cè)的淡煤粉氣流，對應(yīng)著火位置距燃燒器出口約300 mm。同時(shí)，穩(wěn)燃板及穩(wěn)燃齒的設(shè)置可以在燃燒器出口形成2處對稱高溫回流區(qū)，對應(yīng)回流區(qū)長度約為160 mm，有助于強(qiáng)化煤粉氣流的著火及穩(wěn)燃。

2)減小一次風(fēng)量并增大二次風(fēng)量，將降低揮發(fā)分的反應(yīng)速率，延長CO及固定碳的反應(yīng)時(shí)間，火焰高溫區(qū)長度相應(yīng)增大。而當(dāng)增大二次風(fēng)量同時(shí)減小燃盡風(fēng)量時(shí)，高速二次風(fēng)對煤粉氣流的引射作用增強(qiáng)，為后續(xù)煤粉燃燒持續(xù)補(bǔ)氧，促進(jìn)后續(xù)煤粉的燃燒放熱。

3)煤粉深度濃淡分級加高溫回流區(qū)的共同作用，使燃燒器出口形成貧氧富燃料的強(qiáng)還原性氛圍，明顯抑制了NOx生成。燃燒器設(shè)計(jì)參數(shù)下的爐膛出口氧量為3.46%，NOx質(zhì)量濃度為162.34 mg/m3(O2體積分?jǐn)?shù)6%)。大幅增加二次風(fēng)量后，削弱了主燃區(qū)還原性效果，使NOx質(zhì)量濃度大幅升高至237.3 mg/m3(O2體積分?jǐn)?shù)6%)，相比于設(shè)計(jì)工況，增加約40%。