摘  要

1  預(yù)熱燃燒試驗(yàn)

（ 1 ） 試驗(yàn)系統(tǒng)

試驗(yàn)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) 。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。

圖 1 試驗(yàn)系統(tǒng)示意

圖 2 二次風(fēng)噴口示意

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(gè)噴口。 本次試驗(yàn)中，燃盡風(fēng)由 1 200 mm 處燃盡風(fēng)噴口給入。氣體體積流量 (Nm 3 /h) 由質(zhì)量流量計(jì)控制，質(zhì)量流量計(jì)測(cè)量精度為 ±2% 。

圖 3 燃盡風(fēng)噴口布置示意

（ 2 ） 試驗(yàn)樣品

試驗(yàn)煤種為神木煙煤，粒徑為 0 ～ 0.355 mm ，粒徑分布如圖 4 所示。

圖 4 神木煙煤粒徑分布

（ 3 ） 試驗(yàn)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 λ CFB 、 λ Se 和 λ Te 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 2 試驗(yàn)工況

注： V Pr 、 V A 、 V B 、 V Te 單位均為 Nm 3 /h 。

2 數(shù)值模擬

（ 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(duì)下行燃燒室內(nèi)的燃燒過程進(jìn)行模擬 。 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(jì)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 原文 表 3 ?；诨移胶?/span> 計(jì)算預(yù)熱焦炭的質(zhì)量流量 M ₂ 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 原文 表 4 。

圖 5 預(yù)熱焦炭粒徑分布

（ 2 ） 數(shù)值模型

計(jì)算 采用三維模型 ，為節(jié)約計(jì)算量，建立實(shí)體模型的 1/3 ，劃分周期性結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，同時(shí) 對(duì)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 。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。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 。

采用 realizable  k - ε 模型求解雷諾時(shí)均納維 - 斯托克斯方程 (Reynolds Average Navier-Stokes,RANS) 。用 DO 輻射模型計(jì)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(jì)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(duì)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(jì)算湍流與化學(xué)反應(yīng)的相互作用 。該模型同時(shí)考慮基于阿累尼烏斯方程的化學(xué)動(dòng)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(gè)階段 ， 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 。揮發(fā)分主要由 H 2 、 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 H 2 、 CO 和 CH 4 ，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 ，選取 4 個(gè)總包反應(yīng)用于模擬氣相反應(yīng) 。

焦炭氣化反應(yīng)生成 H ₂ 和 CO 對(duì)空氣分級(jí)燃燒過程形成還原性氣氛十分關(guān)鍵 ， 對(duì)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 。

（ 3 ） 模型驗(yàn)證

     為了驗(yàn)證模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，將試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。溫度、 CO 2 、 CO 和 H 2 的模擬值與試驗(yàn)值對(duì)比如圖 6 所示?？芍?/span> 模擬預(yù)測(cè)的溫度與試驗(yàn)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(yàn)值 ，原因在于實(shí)際燃燒過程中，煤粉脫揮發(fā)分過程和焦炭燃燒過程同時(shí)進(jìn)行，而模擬過程中，這 2 個(gè)過程依次發(fā)生，導(dǎo)致該區(qū)域焦炭的燃燒反應(yīng)比實(shí)際過程偏慢，因此模擬結(jié)果中軸線上的溫度偏低。對(duì)比了試驗(yàn)測(cè)量溫度和軸向截面平均溫度，兩者吻合良好。 CO 2 軸向模擬值在趨勢(shì)上與試驗(yàn)測(cè)量值吻合較好 ， 然而在 1 400 mm 處模擬值較試驗(yàn)值偏小 ，這是因?yàn)樵?/span> 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 CO 2 濃度預(yù)測(cè)出現(xiàn)偏差，但 CO 2 濃度預(yù)測(cè)整體上和試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合良好。 CO 和 H 2 的濃度預(yù)測(cè)值與試驗(yàn)值較接近，說明選取的動(dòng)力學(xué)參數(shù)可以很好地預(yù)測(cè) CO 和 H 2 的生成特性，預(yù)測(cè)還原性區(qū)域也是準(zhǔn)確預(yù)測(cè) NO x 排放的關(guān)鍵 。

圖 6  模擬值試驗(yàn)值對(duì)比

3  結(jié)果與討論

（ 1 ） 二次風(fēng)噴口配風(fēng)方式對(duì)流場(chǎng)的影響

2 種二次風(fēng)噴口配風(fēng)方式下的流場(chǎng)和流線分布如圖 7 所示。

圖 7 流場(chǎng)分布和流線分布

（ 2 ） 二次風(fēng)噴口對(duì)溫度分布的影響

工況 1 、 2 的溫度分布云圖如圖 8 所示。 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(shí)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

（ 3 ） 二次風(fēng)噴口對(duì)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?？芍?由于空氣分級(jí)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 NO x 的生成以及還原 NO x 。同時(shí)， 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

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(gè)高 CO 濃度的區(qū)域 。而在這個(gè)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(shí) 再往下的區(qū)域， CO 濃度有所升高，這是因?yàn)榇藭r(shí)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 H 2 ，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(shí)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

（ 4 ） 二次風(fēng)噴口配風(fēng)方式對(duì)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 NH ₃ 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(jì)算過程中，分別開啟、關(guān)閉 NO _x 的還原途徑來計(jì)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 NO _x 的生成和還原途徑如圖 11 所示。模擬結(jié)果表明， 2 個(gè)工況下熱力型 NO _x 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 NO _x 的生成。此外，對(duì)于中心噴口配風(fēng)和環(huán)形噴口配風(fēng)，燃料 N 對(duì)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(shí)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(shí)， NO 的還原反應(yīng)更強(qiáng) ，考慮到 2 個(gè)工況下 NO 的異相還原反應(yīng)動(dòng)力學(xué)參數(shù)一致， 中心噴口配風(fēng)時(shí)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

4  結(jié)    論