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        新型煙氣再循環(huán)在流化床中的行為特性及NOx排放分析

        2022-07-27 03:20:48厲彥民孫榮岳王泰淇盧嘯風(fēng)
        潔凈煤技術(shù) 2022年7期
        關(guān)鍵詞:焦炭爐膛煙氣

        厲彥民,嚴 謹,,孫榮岳,王泰淇,王 鵬,盧嘯風(fēng)

        (1.南京工程學(xué)院 能源與動力工程學(xué)院,江蘇 南京 211167;2.重慶大學(xué) 低品位能源利用技術(shù)及系統(tǒng)教育部重點實驗室,重慶 400044)

        0 引 言

        近年來,為實現(xiàn)能源結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)型,政府大力施行“超低排放”政策,以達到火電機組NOx質(zhì)量濃度小于50 mg/m3[1];2021年9月,中共中央國務(wù)院明確提出嚴格控制化石能源消費,加快現(xiàn)役煤電節(jié)能升級和靈活性改造,為實現(xiàn)“碳達峰、碳中和”目標,對燃煤機組低負荷運行提出了更苛刻的要求[2]。CFB鍋爐燃燒技術(shù)因其在燃料適應(yīng)性、負荷調(diào)節(jié)性和低溫燃燒等方面的優(yōu)勢[3-5],在目前政策引導(dǎo)下必將繼續(xù)大力發(fā)展。

        煙氣再循環(huán)隨富氧燃燒技術(shù)的發(fā)展而提出,獲得了長足發(fā)展,鍋爐尺寸已達到工業(yè)示范規(guī)模等級[6]。HOUSHFAR等[7]在生物質(zhì)層燃反應(yīng)器上開展了空氣分級燃燒與煙氣再循環(huán)降低NOx排放試驗,結(jié)果表明空氣分級燃燒可降低NOx排放約70%,加入煙氣再循環(huán)后可達75%~80%。JIANG等[8]對2臺俄制2 650 t/h煤粉鍋爐進行試驗,發(fā)現(xiàn)采用二次風(fēng)代替再循環(huán)煙氣后,NOx平均質(zhì)量濃度下降了123.2 mg/m3,該項技術(shù)可進一步降低主燃區(qū)氧濃度,更有利于分級燃燒,可有效控制燃料型NOx。上述文獻表明,煙氣再循環(huán)技術(shù)應(yīng)用于層燃爐和煤粉爐減排效果較好,有必要將其應(yīng)用于循環(huán)流化床鍋爐并研究其減排效果,多級煙氣再循環(huán)配風(fēng)方式和二次風(fēng)代替循環(huán)煙氣等方法為優(yōu)化循環(huán)流化床鍋爐煙氣再循環(huán)技術(shù)提供了思路。

        SUNG等[9]研究了煙氣再循環(huán)(FGR)對富氧摻燒污泥和生物質(zhì)的影響。煙氣再循環(huán)率由0增至60%時,CO體積分數(shù)由3.60%降至0.91%,NO體積分數(shù)由38×10-6降至14×10-6。DUAN等[10]研究了FGR工況下各種生物質(zhì)燃料摻燒的污染物排放特性,得到FGR對NOx抑制作用的主要機理及最佳運行工況。針對大型CFB鍋爐,BLASZCZUK[11]詳細評估了低FGR工況下床層的熱傳遞行為。我國部分小型流化床電廠也采用一次風(fēng)改造的煙氣再循環(huán)方式,將NOx初始質(zhì)量濃度降低18.0%~27.9%,但對應(yīng)的煙氣再循環(huán)率超過25%,床溫下降,排煙溫度上升,直接影響了機組穩(wěn)燃和燃燒效率。上述文獻表明,F(xiàn)GR在鏈條爐和煤粉爐應(yīng)用較廣泛,在流化床則集中于以FGR為載體的富氧燃燒研究。

        針對常規(guī)CFB電站鍋爐,絕大多數(shù)研究集中于循環(huán)煙氣與一次風(fēng)混合的情形,鮮見再循環(huán)煙氣與二次風(fēng)混合的嘗試以及再循環(huán)煙氣入爐位置對NOx減排效果的影響研究。隨著我國“深度調(diào)峰”的推進,這種技術(shù)方案使床溫下降約50 ℃,嚴重制約了機組低負荷穩(wěn)燃能力,亟需尋求更優(yōu)的解決方案。為了保證燃燒效率、穩(wěn)定床溫和低氮燃燒等,筆者提出了一種爐膛稀相區(qū)FGR與補燃風(fēng)協(xié)同作用下的新型煙氣再循環(huán)方式,探求其燃燒特性(效率)、NOx排放特性與協(xié)同運行能力。在1臺0.2 t/h CFB上開展了直通FGR試驗,重點分析FGR/補燃風(fēng)流量和通入位置對溫度場和NOx排放特性的影響,以期為基于FGR的低氮燃燒系統(tǒng)提供設(shè)計指導(dǎo),也為常規(guī)CFB電站鍋爐的低氮燃燒改造提供參考。

        1 試 驗

        1.1 試驗裝置

        試驗在小型循環(huán)流化床燃燒試驗臺上進行,爐膛由碳化硅材料組成,橫截面積150 mm×150 mm,高度為3 000 mm。燃料由螺旋給料機送入爐內(nèi),通過調(diào)速電機調(diào)節(jié)給料量。沿爐膛高度方向布置多個K型熱電偶,可連續(xù)測量爐內(nèi)溫度分布,同時還配備了壓力和氣體成分分析等測點。溫度和壓力數(shù)據(jù)由計算機數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)(MCGS)采集分析,煙氣成分則由ECOM-J2KN型煙氣分析儀(精度:氧氣體積分數(shù)0.2%,其他組分10×10-6)進行在線監(jiān)測。對于FGR系統(tǒng),袋式除塵器后的煙氣由再循環(huán)風(fēng)機抽出,通過噴水和干燥過濾器送入煙氣洗滌器以獲得清潔煙氣。然后,通過轉(zhuǎn)子流量計調(diào)節(jié)流量,將煙氣/空氣送入爐內(nèi),通入點分別距布風(fēng)板1.31和2.26 m,試驗臺裝置如圖1所示,裝置詳細介紹可參考文獻[12]。

        圖1 小型循環(huán)流化床燃燒試驗臺示意

        1.2 試驗物料

        試驗用煤經(jīng)破碎、篩分,粒度控制在0~3 mm,其工業(yè)分析及元素分析見表1,可知該煤種灰分低、熱值高。粒徑0.15~1.00 mm且純度為95%的石英砂用作床層材料。旨在尋求循環(huán)煙氣/補燃空氣的最佳通入位置和方式以達到最佳NOx排放控制需求,因此暫不考慮爐內(nèi)脫硫。

        表1 煤種工業(yè)分析和元素分析

        1.3 試驗過程與步驟

        啟動點火前,首先通過螺旋給料機向爐內(nèi)加入約7 kg床料,同時開啟爐膛和流化風(fēng)電加熱系統(tǒng)加熱密相區(qū)床料。待爐膛密相區(qū)溫度加熱至600 ℃后,投入少量燃料點火。隨燃料著火燃燒,床溫逐漸升高,逐步關(guān)閉爐膛電加熱系統(tǒng),并調(diào)節(jié)流化風(fēng)量和流化風(fēng)溫達設(shè)定工況。隨后開始煙氣再循環(huán)試驗,進行底渣飛灰取樣及煙氣成分測量。

        1.4 工況安排

        試驗工況見表2。由于床溫顯著影響NOx生成濃度[13],因此所有工況中床溫穩(wěn)定維持在930 ℃左右。工況1為無煙氣再循環(huán)時的對比工況;工況2~4為煙氣再循環(huán)率對燃燒效率和NOx排放的影響研究;工況5~7為保持截面流速不變的前提下,爐膛中部補燃風(fēng)送入的影響研究;工況8~13為再循環(huán)煙氣/補燃風(fēng)從爐膛上部送入的對比研究。

        表2 流化床新型煙氣再循環(huán)試驗工況

        為合理評價再循環(huán)過程中NO還原效果,定義NO轉(zhuǎn)化率φzh,充分考慮供風(fēng)中再循環(huán)NO的影響[14]:

        (1)

        其中,ρFGR(NO)為FGR中NO質(zhì)量濃度,mg/m3;ρfuel(NO)為燃料中NO質(zhì)量濃度,mg/m3;ρout(NO)為NO質(zhì)量濃度,mg/m3,由式(2)計算:

        ρout(NO)=Vfρout,s(NO),

        (2)

        式中,ρout,s(NO)為實測NO質(zhì)量濃度,mg/m3;Vf為實際煙氣量,m3/kg,根據(jù)給煤量、過量空氣系數(shù)和排煙溫度計算求得。

        1.5 不確定度分析

        采用插入爐內(nèi)的鎧裝K型熱電偶進行溫度測量,顯示值與實際氣固溫度的關(guān)系為

        tm=tr+Δt。

        (3)

        其中,Δt為指示誤差,℃;tm為指示值,℃;tr為實際氣固溫度,℃。溫度測量系統(tǒng)的傳輸和記錄信號實際上是電信號。因此,需基于電信號不確定度分析溫度測量系統(tǒng)的不確定度。

        測量重復(fù)性與爐內(nèi)溫度波動有關(guān),采用A類方法進行評價。以工況3為例,由貝塞爾公式計算單次測量標準差s(xi)為0.057 6 mV。實際測量中,取20次測量平均值作為最終結(jié)果,因此測量重復(fù)性的不確定度u(Δt1)為

        (4)

        最高床溫時,K型熱電偶的精度為0.35 mV,此時由于熱電偶精度引起的不確定度u(Δt2)為

        (5)

        同理,數(shù)據(jù)采集模塊的不確定度u(Δt3)為

        u(Δt3)=0.10×0.05%=0.000 05 mV,

        (6)

        則復(fù)合不確定度u(Δt)為

        (7)

        覆蓋因子k=2,擴展的不確定度U(Δt)為

        U(Δt)=ku(Δt)=0.352 mV。

        (8)

        數(shù)據(jù)波動較大的工況14~16中床溫對應(yīng)的電動勢隨時間的變化如圖2所示,用圓點標記2個工況床溫對應(yīng)的電動勢差達到0.352 mV的位置,可知2個工況附近至少存在200 s的床溫數(shù)據(jù)合理。因此可認定所有床溫數(shù)據(jù)在整個試驗過程中可靠。

        圖2 工況14~16中床溫對應(yīng)的電動勢隨時間的變化

        NOx排放不確定度的計算過程類似,在此不做贅述。典型工況下NOx排放隨時間的變化如圖3所示,可知工況7及工況13中NOx平均質(zhì)量濃度分別為256.156和203.033 mg/m3,這2個時間間隔開始和結(jié)束時,NOx質(zhì)量濃度較低,這是為了保證測量準確性,排空采樣管道內(nèi)剩余煙氣。此外,2個工況時間間隔內(nèi)以及各工況前后10 s內(nèi)數(shù)據(jù)都在虛線之間穩(wěn)定波動。因此,可認定NOx質(zhì)量濃度測量值可靠。

        圖3 不同工況下NOx排放量隨時間的變化

        2 結(jié)果和分析

        2.1 再循環(huán)工況下溫度分布特性

        中部送入不同流量的再循環(huán)煙氣后爐膛溫度分布如圖4所示。送入位置下部的溫度分布一致,說明再循環(huán)煙氣不會影響其下部燃燒,但通入位置上部的煙氣溫度逐漸下降。煙氣再循環(huán)率越大,溫度下降越多,爐膛出口的最大溫降約為30 ℃。中部送入不同流量的再循環(huán)煙氣/補燃風(fēng)時爐膛的溫度分布如圖5所示,可知溫度變化與僅通入再循環(huán)煙氣時類似。保持截面流速恒定,隨補燃風(fēng)流量增加,通入位置上方的煙溫略增加,不超過10 ℃。與初始工況相比,爐膛出口煙溫降低約20 ℃,小于純再循環(huán)煙氣工況下的30 ℃。同時,出口過量空氣系數(shù)從1.15 逐漸升高至1.73,可認定送入的再循環(huán)煙氣/補燃風(fēng)對稀相區(qū)風(fēng)煤分布無顯著影響,通過含碳量分析得知燃燒效率僅提升了約0.3%。因此,從爐膛稀相區(qū)送入再循環(huán)煙氣/補燃風(fēng)對燃燒效果的提升作用不大。

        圖4 中部再循環(huán)煙氣工況下的溫度分布

        圖5 中部再循環(huán)煙氣/補燃風(fēng)工況下的溫度分布

        頂部送入不同流量再循環(huán)煙氣時爐膛的溫度分布如圖6所示。可知各工況下,在通入位置區(qū)域溫降約60 ℃,隨后又迅速提升,爐膛出口溫度最高可達880 ℃。隨再循環(huán)煙氣的通入,各工況下爐膛密相區(qū)的煙溫均高于初始工況1,表明該區(qū)域內(nèi)燃燒份額逐漸增加。結(jié)合飛灰含碳量分析,通入再循環(huán)煙氣后,可燃物停留時間減少,飛灰可燃物質(zhì)量分數(shù)從14.67%增至20.54%,但CO質(zhì)量濃度從1 678降至332 mg/m3,說明頂部通入再循環(huán)煙氣能促進CO消耗,主要包括CO和NO之間的均相還原反應(yīng),以及O2對CO的進一步氧化。煙氣再循環(huán)率進一步增大,最大燃燒效率提升了1.02%。這是因為爐膛中部氣體橫向擴散很弱[15],燃燒不充分。而顆粒在爐頂?shù)姆磸?、團聚及出口煙窗對煙氣的吸力,可強化氣固混合,爐膛上部煙氣的通入也加強了該區(qū)域內(nèi)氣體擾動,二者共同促進了氧量和焦炭的消耗,提升燃燒效率。爐膛上部送入不同再循環(huán)煙氣/補燃風(fēng)時的溫度分布如圖7所示,與僅通入再循環(huán)煙氣時的趨勢類似,比參考工況的爐膛出口煙溫僅偏低5~10 ℃,說明從爐膛上部通入補燃風(fēng)可進一步促進可燃物再燃,形成良好的再燃區(qū)。此外,工況12~13中補燃風(fēng)量由10增至15 m3/h后,過量空氣系數(shù)由1.41增至2.03,各燃燒參數(shù)指標未發(fā)生變化,此時富足的空氣無法進一步促進焦炭燃燒。因此,該區(qū)域內(nèi)通入的補燃風(fēng)流量不宜太大。爐膛中部通入煙氣+爐頂通入補燃風(fēng)時的溫度分布規(guī)律與上述規(guī)律類似,在此不作贅述,只分析NOx排放特性。

        圖6 頂部再循環(huán)煙氣工況下的溫度分布

        圖7 頂部再循環(huán)煙氣/補燃風(fēng)工況下的溫度分布

        2.2 再循環(huán)工況下NOx脫除特性

        不同煙氣再循環(huán)率下NO折算質(zhì)量濃度如圖8(a)所示,可知初始NOx質(zhì)量濃度達344 mg/m3,與部分大型CFB鍋爐接近。隨煙氣再循環(huán)率增加,NOx質(zhì)量濃度逐漸下降,NO轉(zhuǎn)化率降至11%。研究表明,燃料N主要包括揮發(fā)分N和焦炭N,揮發(fā)分N在高溫條件下化學(xué)活性很高,會迅速分解成NH3、HCN等小分子化合物,并在高氧環(huán)境中被NH2、NH、NCO等基團進一步氧化為NO和N2O等,焦炭N會在燃燒過程中逐漸釋放NO[16]。同時NCO以及NHi基團等作為HCN的重要中間產(chǎn)物能通過均相反應(yīng)路徑還原NO[17]。而焦炭N釋放的NO在焦炭表面和內(nèi)部空隙被還原為N2或N2O,還原反應(yīng)程度與外部燃燒條件密切相關(guān)。如床溫升高通常會使CFB鍋爐NOx質(zhì)量濃度增加,主要是由于高溫下燃料熱解過程中揮發(fā)分N釋放量明顯增加,以及揮發(fā)分N氧化時生成NOx的選擇性升高。隨煙氣再循環(huán)率增加,煙氣含氧量和溫度減小,流速增加,還原性氣氛增強,抑制了焦炭充分燃燒和焦炭NO生成,并促進了NH3/HCN和NO的均相還原反應(yīng)以及焦炭和NO的均相還原反應(yīng)。此外,煙氣體積增加也增強了對NO的稀釋作用。

        圖8 不同再循環(huán)工況下NOx折算質(zhì)量濃度與N轉(zhuǎn)化率

        中部送入不同再循環(huán)煙氣/補燃風(fēng)時NOx折算質(zhì)量濃度如圖8(b)所示??芍孛媪魉傧?,即與煙氣再循環(huán)率16.15%相比,各工況的NOx質(zhì)量濃度均有增加,且補燃風(fēng)流量越高,對NOx的抑制能力越差,NO轉(zhuǎn)化率從17%逐漸升高至30%。焦炭N在最終NOx排放中起關(guān)鍵作用[18]。引入補燃風(fēng)促進了剩余焦炭的燃燒,隨爐膛出口過量空氣系數(shù)增加,NOx排放量增大,無論是揮發(fā)分N還是焦炭N,只有在O2存在的條件下,才能被氧化,因此燃料燃燒過程中隨O2體積分數(shù)增加,HCN和NH3的氧化反應(yīng)加劇,NO排放值增加;同時焦炭對NO的還原性與煤種、爐膛燃燒溫度及周圍氣氛等有關(guān):隨床溫升高,煤顆粒揮發(fā)分釋放速度變快,NH3和HCN分壓升高,二者更易被氧化生成NOx。同時,床溫升高進一步強化了爐內(nèi)的氧化性氣氛,強烈的氧化氛圍限制了焦炭和NOx之間的還原反應(yīng)[19]以及HCN/NH3和NO的均相反應(yīng),加速其向NO的轉(zhuǎn)化速率,增大焦炭和CO燃燒份額,逐漸減弱了對NOx的還原效果。此外,DE DIEGO等[20]研究表明,煙氣中H2O也能抑制NO形成。煙氣比例減少,抑制作用減弱。因此,從中部通入再循環(huán)煙氣/補燃風(fēng)混合氣不會明顯強化焦炭燃燒,同時造成燃盡區(qū)充足的氧濃度,在低氮燃燒中應(yīng)該避免。

        爐膛上部送入不同F(xiàn)GR時NOx折算質(zhì)量濃度如圖8(c)所示。雖然NOx質(zhì)量濃度和NO轉(zhuǎn)化率的變化趨勢相同,但從爐膛頂部通入FGR的減排效果劣于從爐膛中部通入,且煙氣再循環(huán)率越大,NOx質(zhì)量濃度的差值逐漸由27增至51 mg/m3。由于底部一次風(fēng)不變,密相區(qū)原始還原性氣氛得以維持,同時FGR通入位置升高增大了下部還原氣氛的空間,從而抑制NOx生成。此外,密相區(qū)的流化風(fēng)速降低,氣體和煤顆粒在該區(qū)域的停留時間增加,即揮發(fā)分析出后在還原性氣氛下停留時間延長,雖然揮發(fā)分N可以分解為NH3、HCN等小分子化合物,但在還原性氣氛下將失去最佳生成NOx的機會。在FGR通入位置上方,由于稀相區(qū)物料懸浮質(zhì)量濃度的增加及燃燒份額的提高,未燃盡碳濃度增加,對NOx還原效果有所增加。爐膛中部通入低氧濃度的FGR更大程度抑制主燃區(qū)NOx的生成,在更大的擴散空間內(nèi)維持還原性氣氛;同時在爐頂煙氣會發(fā)生偏折,當(dāng)FGR通入位置升高至爐膛上部處,橫向通入煙氣,隨煙氣再循環(huán)率增加,爐頂溫度有所提升,將進一步促進爐內(nèi)氣固混合和燃燒,從而使再燃區(qū)誘導(dǎo)生成更多的燃料型NO。過量空氣系數(shù)相近時,NOx質(zhì)量濃度理應(yīng)增加,但本試驗采用高揮發(fā)分煤種,在上部燃燒過程中產(chǎn)生更多的HCN/NH3來促進NO轉(zhuǎn)化。因此各工況下NOx質(zhì)量濃度會低于參考工況,但高于從中部送入FGR的工況。

        爐膛上部送入不同再循環(huán)煙氣/補燃風(fēng)時NOx折算質(zhì)量濃度如圖8(d)所示。在相同截面流速時,頂部通入再循環(huán)煙氣/補燃風(fēng)的NOx質(zhì)量濃度均高于僅通入FGR時的NOx質(zhì)量濃度,且隨補燃風(fēng)流量增加和煙氣量減少,NOx質(zhì)量濃度從249增至304 mg/m3,NOx轉(zhuǎn)化率從17%逐漸增至33%。與前文分析類似,再燃區(qū)內(nèi)可燃物的燃燒生成了更多燃料型NO。同時,較短的反應(yīng)路徑和強烈的氧化性氣氛阻礙了焦炭和NOx之間的還原反應(yīng)以及HCN/NH3和NO的均相反應(yīng),此時HCN/NH3將進一步氧化生成NO。因此,從NOx控制角度考慮,頂部通入補燃風(fēng)的流量不宜太大。

        爐膛中部直通煙氣,NOx質(zhì)量濃度相較于通入補燃風(fēng)由344降至235 mg/m3,NOx排放減幅達32%;而從爐膛上部通入再循環(huán)煙氣的NOx減排效果要劣于從爐膛中部通入,應(yīng)首先考慮從爐膛中部通入煙氣。為進一步降低NOx排放并提高燃燒效率,基于以上工況在爐膛頂部通入補燃風(fēng),研究恒定出口氧量下煙氣再循環(huán)對NOx排放和燃燒特性的影響。擬采用“爐膛中部煙氣+爐頂補燃風(fēng)的煙氣再循環(huán)方式”,并調(diào)整風(fēng)量維持煙氣含氧量為6%,以獲得最優(yōu)的污染物控制能力和燃燒性能,具體見表3。

        表3 爐膛中部通煙氣+爐頂通補燃風(fēng)工況

        爐膛中部通入不同煙氣流量+爐膛頂部通入補燃風(fēng)維持煙氣含氧量6%的工況與無煙氣再循環(huán)工況下NOx折算質(zhì)量濃度和燃燒效率如圖9所示。可知爐膛中部通入不同煙氣流量+爐膛頂部通入補燃風(fēng)維持煙氣含氧量6%的煙氣再循環(huán)方式NOx質(zhì)量濃度均低于250 mg/m3,爐膛中部通入煙氣對于維持低NOx排放發(fā)揮了重要作用;另外,隨煙氣量增加,NOx質(zhì)量濃度先降低后趨于不變,這主要是由于隨煙氣量增加,爐內(nèi)未燃盡碳增多,且為維持煙氣含氧量恒定,爐頂通入補燃風(fēng)增多,導(dǎo)致爐頂NOx生成量增加,總NOx質(zhì)量濃度基本不變。

        圖9 爐膛中部通入煙氣+頂部通補燃風(fēng)對NOx排放和燃燒效率的影響

        與無煙氣再循環(huán)工況相比,爐膛中部通入不同煙氣流量+爐膛頂部通入補燃風(fēng)的煙氣再循環(huán)方式的燃燒效率更高,且始終維持在98.7%以上,其主要原因為:① 只從底部通入一次風(fēng)的工況下會形成垂直向上的“塞柱流”影響燃燒效率;② 中部通入一定量FGR,保持流化風(fēng)量不變,會增加氣固擾動,提高燃燒效率;③ 爐膛頂部的氣固擾動最強烈,可促進氣固混合,有利于進一步提高燃燒效率。

        2.3 再循環(huán)工況下NOx排放預(yù)測

        現(xiàn)有很多基于NOx生成機理的傳統(tǒng)NOx排放預(yù)測公式,但鮮見考慮煙氣再循環(huán)工況下的NOx排放預(yù)測。因此根據(jù)已有NOx質(zhì)量濃度預(yù)測公式,結(jié)合本文工況擬合適用于煙氣再循環(huán)工況下的NOx預(yù)測公式。本文所有工況的試驗均在自主搭建的小型流化床鍋爐試驗臺上完成,擬合的NOx排放預(yù)測經(jīng)驗公式需在工業(yè)級CFB鍋爐進一步驗證。

        無煙氣再循環(huán)時,式(9)給出了燃料N理論上全部轉(zhuǎn)化為NOx的排放值,然而在CFB鍋爐實際運行中,NOx排放值還需考慮燃用煤質(zhì)不同導(dǎo)致N元素轉(zhuǎn)化率不同以及燃燒溫度對NOx排放的影響,總結(jié)出標準狀態(tài)下的NOx排放預(yù)測公式(10):

        (9)

        (10)

        (11)

        其中,α為過量空氣系數(shù)。有煙氣再循環(huán)時,根據(jù)工況安排和測試計算結(jié)果,需重點考慮煙氣再循環(huán)率β和煙氣通入位置(h/l)的影響。經(jīng)過MATLAB擬合計算,得到煙氣再循環(huán)工況下的NOx排放預(yù)測公式:

        (12)

        可知隨煙氣再循環(huán)率的增大,NOx質(zhì)量濃度降低;煙氣通入位置上移,低氮燃燒效果減弱。為確保公式的準確性,擬合的NOx排放預(yù)測公式中β和h/l取值有一定范圍,分別為(0,0.35)和(0.05,0.85)。NOx質(zhì)量濃度測量值與計算值比較如圖10所示,可知各工況誤差均在10%以內(nèi),預(yù)測較精確。基于郭佳明等[22]對鎮(zhèn)江某熱電廠CFB鍋爐的研究,計算得到NOx質(zhì)量濃度為449.19 mg/m3,與文獻中NOx初始質(zhì)量濃度451 mg/m3基本吻合。結(jié)合本文提出的公式(12),當(dāng)過量空氣系數(shù)α為1.05、煙氣再循環(huán)率β為30%、煙氣入爐位置與爐膛高度之比為0.1 時,NOx質(zhì)量濃度可降至341.83 mg/m3,與文獻中采用傳統(tǒng)底部煙氣通入的方式相比,NOx減排效果相當(dāng),但本文采用的新型煙氣再循環(huán)方式能保證足夠的床溫,能更好地適應(yīng)深度調(diào)峰需求。

        圖10 煙氣再循環(huán)工況下NOx質(zhì)量濃度預(yù)測值和測量值對比

        3 結(jié) 論

        1)爐膛中部通入FGR能有效控制NOx排放。隨煙氣再循環(huán)率增加,NOx質(zhì)量濃度從344降至235 mg/m3,爐膛出口最大溫降約為30 ℃,燃燒效率下降;當(dāng)中部混合送入補燃風(fēng)后,燃燒效率升高,NOx抑制效果減弱,應(yīng)避免從爐膛中部通入補燃風(fēng)。

        2)爐膛頂部通入FGR可保證880 ℃出口煙溫及高燃燒效率,同時控制NOx排放,但效果低于從中部通入。頂部混合送入補燃風(fēng)后,燃燒器燃燒效率最高,但NOx抑制效果明顯減弱。

        3)爐膛中部通入FGR+爐頂通補燃風(fēng)維持煙氣含氧量為6%的方式能使NOx初始質(zhì)量濃度低于250 mg/m3,爐膛中部通入煙氣對于維持低NOx排放發(fā)揮重要作用。燃燒效率較高,且隨著煙氣量增加,燃燒效率始終維持在98.7%以上且變動不大。

        4)提出了煙氣再循環(huán)工況下NOx排放模型,在工業(yè)級CFB鍋爐中同樣具備預(yù)測和應(yīng)用價值。

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