祝鑫陽,張立麒,羅俊偉,汪文哲，楊文海

(1.武漢武鍋能源工程有限公司，湖北 武漢 430223；2.華中科技大學(xué) 煤燃燒國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢 430074)

0 引 言

MILD(moderate or intense low oxygen dilution)燃燒是一種快速發(fā)展的新型燃燒技術(shù)，與常規(guī)旋流燃燒相比，是一種低O2體積分?jǐn)?shù)稀釋下的溫和燃燒，具有熱流分布均勻、峰值溫度低等特點(diǎn)[1]，可同時(shí)實(shí)現(xiàn)較低的NOx排放和較高的燃燒效率[2]。由于該燃燒的實(shí)現(xiàn)通常需要將空氣預(yù)熱到較高溫度，且燃燒時(shí)無明顯火焰，因此也常被稱為“高溫空氣燃燒”[3]或“無焰燃燒”[4]。

煤粉等固體燃料的流動(dòng)性、可燃性較差，在爐膛稀釋的低氧區(qū)域，較難同時(shí)滿足溫和且完全的燃燒，無明顯火焰的燃燒難以形成，故實(shí)現(xiàn)煤粉MILD燃燒的困難大。Suda等[5]對(duì)煤粉的MILD燃燒進(jìn)行試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)將空氣的預(yù)熱溫度由623 K增加到1 073 K時(shí)，點(diǎn)火延遲顯著減少，NOx的排放大幅下降；Mei等[6]在IFRF試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，通過數(shù)值模擬研究了反應(yīng)物流速對(duì)煤粉MILD燃燒的影響，發(fā)現(xiàn)增加一次風(fēng)流速導(dǎo)致峰值溫度下降了180 K，NO的排放下降了200×10-6。Saha等[7]通過天然氣的燃燒加熱使?fàn)t內(nèi)溫度高于煤的自燃點(diǎn)，并改變爐子結(jié)構(gòu)強(qiáng)化二次風(fēng)與煙氣的混合，實(shí)現(xiàn)了褐煤與煙煤的MILD燃燒。

通過增加預(yù)熱溫度、提高射流速度和改變爐膛結(jié)構(gòu)3種方式可降低煤粉著火熱及增加反應(yīng)物在爐內(nèi)的停留時(shí)間，促進(jìn)了煤粉MILD燃燒的實(shí)現(xiàn)，但亦有耗能高、受爐膛結(jié)構(gòu)限制等缺點(diǎn)，因此，尋求更為經(jīng)濟(jì)方便的手段來促進(jìn)MILD燃燒十分必要。

研究表明，富氧氣氛下水蒸氣會(huì)增加煤粉的著火延遲[8]，有利于焦炭微孔的形成[9]，且在低氧條件下，水蒸氣氣化作用對(duì)煤焦燃燒影響顯著[10]。Zou等[11]通過熱重試驗(yàn)研究了煤粉在O2/H2O和O2/N2氣氛下的著火和燃燒特性，結(jié)果表明，O2/H2O氣氛下煤粉著火延遲，燃燒速率下降。這是由于水具有高比熱容、強(qiáng)輻射能力且能與焦炭發(fā)生氣化反應(yīng)等特點(diǎn)，加入水蒸氣能降低煤粉反應(yīng)速率和爐內(nèi)溫度，且其生成的CO和H2等物質(zhì)有利于NO的還原作用，符合煤粉MILD燃燒的特性。因此，以水蒸氣來促進(jìn)煤粉MILD燃燒理論上可行。此外，MILD燃燒的主燃區(qū)處于一個(gè)低O2體積分?jǐn)?shù)稀釋下的回流區(qū)域，爐內(nèi)O2體積分?jǐn)?shù)分布對(duì)燃燒產(chǎn)生較大影響，并使煤的反應(yīng)動(dòng)力學(xué)和污染物排放特性呈現(xiàn)與傳統(tǒng)燃燒方式不同的特征，因此有必要深入研究在不同O2體積分?jǐn)?shù)下的燃燒機(jī)理。本文通過分析比較不同水蒸氣下煤粉MILD燃燒過程中的流場(chǎng)、溫度分布、焦炭反應(yīng)性以及NO排放，旨在探討水蒸氣的加入對(duì)MILD燃燒的影響及不同O2體積分?jǐn)?shù)下水蒸氣對(duì)煤粉燃燒過程影響的差異。

1 模擬對(duì)象與方法

1.1 幾何結(jié)構(gòu)

以Weber等[12]設(shè)計(jì)的IFRF(international flame research foundation)試驗(yàn)爐為研究對(duì)象，其幾何結(jié)構(gòu)和尺寸如圖1所示。爐長(zhǎng)6.25 m，橫截面為2 m×2 m。煤粉經(jīng)一次風(fēng)由外側(cè)2個(gè)平行的一次風(fēng)噴口輸送進(jìn)入爐膛。二次風(fēng)通過位于中心的二次風(fēng)噴口進(jìn)入爐內(nèi)。一次風(fēng)噴口和二次風(fēng)噴口內(nèi)徑分別為0.027 3 m和0.125 m。試驗(yàn)數(shù)據(jù)的測(cè)點(diǎn)分布在圖1中7個(gè)不同位置的截面。

圖1 試驗(yàn)爐幾何結(jié)構(gòu)Fig.1 Geometry structure of the experimental furnace

1.2 模擬方法

根據(jù)爐子結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性，僅對(duì)1/4試驗(yàn)爐進(jìn)行建模和模擬。采用Gambit 2.4.6對(duì)爐子進(jìn)行六面體網(wǎng)格化分，網(wǎng)格總數(shù)約為830 000。然后將畫好的網(wǎng)格導(dǎo)入CFD軟件fluent 13.0進(jìn)行模擬計(jì)算。

本文模擬煤顆粒脫揮發(fā)分由單速率模型(a single rate model)控制，當(dāng)煤中的揮發(fā)分析出后，煤粉顆粒中的焦炭會(huì)與周圍的氣體發(fā)生反應(yīng)，故煤粉燃燒模型采用多表面反應(yīng)模型，共包括3步碳表面反應(yīng)機(jī)理和5步容積反應(yīng)，具體參數(shù)設(shè)置見表1。(A為指前因子；Ea為活化能,kJ/mol)湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型，化學(xué)湍流的相互作用采用EDC模型，輻射換熱采用DO模型，爐膛各壁面輻射率取0.4～0.6，且氣體混合物的吸收系數(shù)為1.5 m-1，散射系數(shù)為0.2 m-1。為提高計(jì)算的準(zhǔn)確性，采用SIMPLE算法求解壓力-速度的耦合，壓力采用PRESTO！算法，動(dòng)量、湍流動(dòng)能、湍流耗散率、組分輸運(yùn)和能量均采用二階迎風(fēng)格式。本文NO的形成途徑僅考慮熱力型NO和燃料型NO，且均用后處理的方法進(jìn)行計(jì)算?？紤]到湍流及溫度波動(dòng)的影響，采用β-PDF函數(shù)，NO形成模型的具體細(xì)節(jié)可參考文獻(xiàn)[18]。

1.3 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證本文數(shù)值模擬方法的準(zhǔn)確性，將模擬結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)[19]進(jìn)行了對(duì)比，所用煤粉的性質(zhì)及送風(fēng)的入射條件可參考文獻(xiàn)[19]。

圖2給出了4個(gè)位置(z=0.150、0.440、0.735、1.320 m)徑向上試驗(yàn)和模擬的速度對(duì)比。結(jié)果顯示，整體上模擬數(shù)據(jù)和試驗(yàn)值的吻合度較高，僅中心線速度高于試驗(yàn)值。Schaffel等[18]研究結(jié)果也顯示，截面1、2處的中心速度比試驗(yàn)值高20 m/s，Vascellari等[20]的研究結(jié)果則高出30 m/s。Orsino等[21]認(rèn)為，這是由于少量煤粉顆粒被二次風(fēng)卷吸到中央噴嘴附近的下游區(qū)域，導(dǎo)致試驗(yàn)中激光多普勒風(fēng)速計(jì)(LDA)在該地區(qū)的測(cè)量信號(hào)較差，造成測(cè)量不準(zhǔn)確。

表1煤粉的燃燒機(jī)理
Table1Combustionmechanismofpulverizedcoal

項(xiàng)目方程反應(yīng)AEa/(kJ·mol-1)出處(1)C(s)+0.5O2→CO5×10-37.4×107文獻(xiàn)[13]碳表面反應(yīng)機(jī)理(2)C(s)+CO2→2CO6.35×10-31.62×108文獻(xiàn)[13](3)C(s)+H2O→CO+H21.92×10-31.47×108文獻(xiàn)[13](4)Volatiels+1.471O2→1.38CO+2.069H2O+0.041N22.119×10112.027×108(5)CO+0.5O2→CO21.30×10111.26×108文獻(xiàn)[14]容積燃燒反應(yīng)機(jī)理(6)CO+H2O→CO2+H22.75×1098.4×107文獻(xiàn)[15](7)CO2+H2→CO+H2O6.81×10101.14×108文獻(xiàn)[16](8)H2+0.5O2→H2O3.9×10171.7×108文獻(xiàn)[17]

圖2 4個(gè)位置試驗(yàn)和模擬的速度對(duì)比Fig.2 Speed comparison between experiments and simulation at four locatiuons

圖3給出了4個(gè)位置(z=0.150、0.440、0.735、1.320 m)徑向上試驗(yàn)和模擬的溫度對(duì)比。本文模擬計(jì)算的峰值溫度為1 951 K，與 Vascellari等[20]模擬的峰值溫度超過2 000 K相比，更接近試驗(yàn)值。整體上看，該模型預(yù)測(cè)和試驗(yàn)測(cè)量值之間無顯著差異，僅在截面1、2的一次風(fēng)噴口處，模擬數(shù)據(jù)與試驗(yàn)值存在較大差異。Vascellari等[20]和Schaffel等[18]在此處的模擬結(jié)果也均與試驗(yàn)值存在很大差別，前者認(rèn)為這可能與模擬時(shí)所用脫揮發(fā)分模型導(dǎo)致的著火延遲有關(guān)。

1.4 模擬條件

為研究不同O2體積分?jǐn)?shù)下水蒸氣體積分?jǐn)?shù)對(duì)煤粉MILD燃燒的影響，選取12種工況(表2)?？紤]到煤粉鍋爐可能采用純氧助燃、煙氣再循環(huán)和Oxy-Steam等燃燒技術(shù)，第1個(gè)技術(shù)的氧化劑中O2體積分?jǐn)?shù)遠(yuǎn)大于21%，而后2個(gè)技術(shù)中水蒸氣體積分?jǐn)?shù)高達(dá)30%以上，故21%～35%的O2和0～45%水蒸氣為工程中常見的濃度范圍。模擬過程中，煤粉性質(zhì)、煤粉質(zhì)量流量均與IFRF的試驗(yàn)條件一致。所有工況的O2質(zhì)量流量均設(shè)定為178.4 kg/h，一次風(fēng)、二次風(fēng)占總氧化劑的體積分?jǐn)?shù)分別為16.8%、83.2%，初始溫度分別為423、1 623 K。

2 試驗(yàn)結(jié)果和分析

2.1 溫度分布

為研究O2和H2O體積分?jǐn)?shù)對(duì)爐內(nèi)溫度場(chǎng)的影響，圖4為工況1～12的爐內(nèi)峰值溫度分布，可以看出，當(dāng)O2體積分?jǐn)?shù)一定時(shí)，隨水蒸氣體積分?jǐn)?shù)的增加，峰值溫度逐漸下降，這是由于H2O的比熱容和吸收率均比N2大，且焦炭與H2O的氣化反應(yīng)也會(huì)吸收大量的熱；另一方面，當(dāng)水蒸氣體積分?jǐn)?shù)不變時(shí)，隨著O2體積分?jǐn)?shù)的增加，峰值溫度上升，這是由于煤粉的燃燒速率隨O2體積分?jǐn)?shù)的增加而大幅增大。O2體積分?jǐn)?shù)為21%和28%時(shí)，隨著水蒸氣體積分?jǐn)?shù)的增加，溫度峰值降幅更大，即較低O2體積分?jǐn)?shù)下，水蒸氣對(duì)溫度峰值的抑制作用更明顯。這是由于在低O2體積分?jǐn)?shù)下，氧化作用較弱，水蒸氣的氣化吸熱作用相對(duì)較強(qiáng)。

圖3 4個(gè)位置試驗(yàn)和模擬溫度的對(duì)比Fig.3 Temperature comparison between experiments and simulation at four locatiuons

圖4 工況1～12的爐內(nèi)峰值溫度分布Fig.4 Peak temperature distribution in furnace for Case1-Case12

圖5為工況1～4、工況7和11在x-z平面的溫度分布云圖?？梢钥闯觯琌2體積分?jǐn)?shù)28%時(shí)，隨著H2O體積分?jǐn)?shù)的增加，主燃區(qū)大小和形狀基本沒有變化；而當(dāng)H2O體積分?jǐn)?shù)保持30%時(shí)，隨著O2體積分?jǐn)?shù)的升高，主燃區(qū)形狀和大小也幾乎不變，但其峰值溫度和主燃區(qū)的溫度均明顯提高。

圖6為x-z平面上分別截取z=1.32 m的徑向溫度分布和x=0.18 m的軸向溫度分布。從圖6(a)可知，徑向溫度依次出現(xiàn)一個(gè)明顯的波峰和波谷，當(dāng)O2體積分?jǐn)?shù)為28%時(shí)，隨H2O體積分?jǐn)?shù)的增加，峰值溫度下降，谷值溫度則差距不大；當(dāng)H2O體積分?jǐn)?shù)為30%時(shí)，隨著O2體積分?jǐn)?shù)從21%增加到35%，峰值溫度從1 885 K增至2 011 K，上升幅度較大。從圖6(b)可知，當(dāng)O2體積分?jǐn)?shù)為28%時(shí)，隨H2O體積分?jǐn)?shù)的增加，峰值溫度逐漸下降；當(dāng)H2O體積分?jǐn)?shù)為30%時(shí)，隨著O2體積分?jǐn)?shù)從21%增加到35%，峰值溫度從1 817 K升至1 922 K，且位置略有右移，說明此時(shí)爐內(nèi)的主燃區(qū)位置右移的同時(shí)，其整體溫度也有較大幅度的升高。

圖6 不同工況的溫度分布Fig.6 Temperature distribution in furnace on different conditions

2.2 氣體組分分布

圖7為工況1的中間產(chǎn)物揮發(fā)分、H2、CO的分布云圖，由于爐膛后半段組分變化不大，因此云圖只截取x-z平面z<5 m的部分。從圖7可以看出，3種中間產(chǎn)物分布在爐膛的上半部分，且均產(chǎn)生于一次風(fēng)噴口的附近。

圖7 工況1的 x-z平面揮發(fā)分、H2、CO的分布云圖Fig.7 Volatile、H2、CO distribution contour in the x-z plane for Case1

圖8為工況1～4、工況7和11的揮發(fā)分、H2、CO在一次風(fēng)噴口x=0.28 m的軸向分布情況。從圖8(a)看出，O2體積分?jǐn)?shù)為28%時(shí)，隨著H2O體積分?jǐn)?shù)的增加，揮發(fā)分析出延遲，峰值下降且右移，說明H2O體積分?jǐn)?shù)的增加使揮發(fā)分的析出速率減小。這是由于H2O的氣化反應(yīng)是吸熱反應(yīng)，降低了反應(yīng)周圍溫度。從圖8(b)、(c)看出，O2體積分?jǐn)?shù)為28%時(shí)，隨H2O體積分?jǐn)?shù)的增加，H2體積分?jǐn)?shù)上升速率和體積分?jǐn)?shù)峰值大幅增大，CO上升速率和體積分?jǐn)?shù)峰值逐漸下降，這是由于氣化反應(yīng)(4)和(5)存在一定的競(jìng)爭(zhēng)關(guān)系，出現(xiàn)此消彼長(zhǎng)的現(xiàn)象。此外，增加O2體積分?jǐn)?shù)會(huì)大幅提高揮發(fā)分、H2和CO的析出速率。

圖8 不同工況下一次風(fēng)噴口x=0.28 m處的軸向組分分布Fig.8 Axial component distribution of primary air jet at x=0.28 m under different conditions

2.3 焦炭反應(yīng)性

表3給出了爐內(nèi)工況1～4、工況和11中反應(yīng)(3)～(5)的積分反應(yīng)速率，由于所有工況煤粉的質(zhì)量流量均為178.4 kg/h，且所給煤粉固定碳的比例一定，因此反應(yīng)(3)～(5)的積分反應(yīng)速率之和均相等且為定值。從表3的工況1～4可以看出，O2體積分?jǐn)?shù)為28%時(shí)，水蒸氣體積分?jǐn)?shù)對(duì)氣化反應(yīng)(5)有促進(jìn)作用，而對(duì)氧化反應(yīng)(3)和氣化反應(yīng)(4)具有抑制作用。當(dāng)水蒸氣體積分?jǐn)?shù)為30%時(shí)，隨著O2體積分?jǐn)?shù)的增加，氣化反應(yīng)(4)和(5)的積分反應(yīng)速率均增大，而氧化反應(yīng)(3)的積分反應(yīng)速率則降低。

表3不同工況下反應(yīng)(3)～(5)的積分反應(yīng)速率
Table3Reactionrateofreactions(3)to(5)underdifferentconditionsmol/s

工況組分k3k4k5128%O20.128 500.068 130.026 17228%O2+15%H2O0.114 240.056 940.051 61328%O2+30%H2O0.110 280.046 310.066 22428%O2+45%H2O0.098 310.042 220.082 27721%O2+30%H2O0.137 690.030 270.054 841135%O2+30%H2O0.090 510.059 820.072 46

注:k3、k4、k5分別為表2中反應(yīng)(3)～(5)的積分反應(yīng)速率。

圖9為3個(gè)碳表面反應(yīng)對(duì)應(yīng)的碳消耗比例，可以看出:當(dāng)O2體積分?jǐn)?shù)為28%時(shí)，隨著H2O體積分?jǐn)?shù)的增加，C+H2O反應(yīng)比例逐漸上升，C+O2反應(yīng)和C+CO2反應(yīng)比例逐漸下降，說明增加H2O對(duì)反應(yīng)(3)起促進(jìn)作用，對(duì)反應(yīng)(1)、(2)起抑制作用，但總體來說，H2O體積分?jǐn)?shù)的增加可促進(jìn)氣化比例。當(dāng)H2O體積分?jǐn)?shù)為30%時(shí)，隨著O2體積分?jǐn)?shù)的增加，2個(gè)氣化反應(yīng)C+CO2和C+H2O的比例均逐漸上升，C+O2反應(yīng)比例則有較大幅度下降，這是由于增加O2體積分?jǐn)?shù)使燃燒速率增大并釋放出大量的熱，使?fàn)t內(nèi)溫度快速上升，從而促進(jìn)了氣化反應(yīng)。

圖9 3個(gè)碳表面反應(yīng)對(duì)應(yīng)的碳消耗比例Fig.9 Carbon consumption rate corresponding to three carbon surface reactions

2.4 NO排放

圖10為工況1～12在爐膛尾部NO的排放量?？芍?，21% O2時(shí)熱力型NO生成量較小，最高僅為22×10-6，而當(dāng)O2體積分?jǐn)?shù)為28%和35%時(shí)，熱力型NO生成量較大，在35%O2、無H2O工況下可高達(dá)798 ×10-6。這是由于21% O2時(shí)的爐內(nèi)溫度較低，而隨著O2體積分?jǐn)?shù)的升高，爐內(nèi)峰值及整體溫度大幅升高，使熱力型NO快速增加。此外，在21%、28%、35% O2體積分?jǐn)?shù)下，熱力型NO均隨著H2O體積分?jǐn)?shù)的增加而降低，且O2體積分?jǐn)?shù)越高，下降幅度越大。說明加入H2O降低了爐內(nèi)溫度，抑制了熱力型NO的生成，且在高體積分?jǐn)?shù)O2下，H2O體積分?jǐn)?shù)對(duì)熱力型NO的作用更為明顯。

圖10 不同工況下爐膛尾部煙氣的NO排放量Fig.10 NO emissions in the furnace tail for different conditions

在O2體積分?jǐn)?shù)21%、28%、35%下，燃料型NO均隨H2O體積分?jǐn)?shù)的增加而下降，但下降幅度較熱力型NO小，即不同O2體積分?jǐn)?shù)下，燃料型NO受H2O體積分?jǐn)?shù)影響不大。這是由于熱力型NO的生成受溫度影響較小，而與O2體積分?jǐn)?shù)及還原性物質(zhì)關(guān)系較大。由表3可知，H2O的加入使氧化反應(yīng)被削弱，還原作用增強(qiáng)，且促進(jìn)了還原性物質(zhì)H2的生成，抑制了熱型NO的形成。

此外，H2O體積分?jǐn)?shù)不變時(shí)，隨著O2體積分?jǐn)?shù)的升高，熱力型NO增加，燃料型NO減少。同樣，熱力型NO增加是由于較高O2體積分?jǐn)?shù)下的爐膛溫度較高，而燃料型NO下降則是由于O2體積分?jǐn)?shù)的增加降低了反應(yīng)(3)的比例，即氧化反應(yīng)相對(duì)削弱，還原作用增強(qiáng)。

3 結(jié) 論

1)O2體積分?jǐn)?shù)為28%時(shí)，隨H2O體積分?jǐn)?shù)增加，爐內(nèi)峰值溫下降近200 K，溫度分布更均勻，燃燒速率減小，符合煤粉MILD燃燒的特點(diǎn)；且O2體積分?jǐn)?shù)較低時(shí)，增加H2O使溫度峰值降幅更大。

2)O2體積分?jǐn)?shù)為28%時(shí)，增加H2O體積分?jǐn)?shù)使焦炭氧化反應(yīng)的比例降低了13.6%，同時(shí)也使熱力型和燃料型NO的排放分別減少了192×10-6和13×10-6，因此從氣化反應(yīng)比例及NO排放來看，H2O的加入有利于煤粉的MILD燃燒；且O2體積分?jǐn)?shù)較高時(shí)，提高H2O體積分?jǐn)?shù)對(duì)NO的抑制作用更明顯。

3)H2O體積分?jǐn)?shù)為30%時(shí)，隨O2體積分?jǐn)?shù)升高，爐內(nèi)溫度峰值及整體溫度均明顯上升，揮發(fā)分、H2和CO的析出速率及峰值大幅增加。較高爐溫雖導(dǎo)致大量熱力型NO的生成，但也極大促進(jìn)了氣化反應(yīng)，并對(duì)燃料型NO的生成起一定的抑制作用。

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國家之強(qiáng)弱，視教育發(fā)達(dá)與否為標(biāo)準(zhǔn)。東西各國規(guī)定義務(wù)教育，凡學(xué)齡兒童已達(dá)就學(xué)之期，非有不得已事故不得廢學(xué)，否則罪其父母，此教育之所以溥及而國乃以強(qiáng)盛。方今民國初定，百端待理，顧尤以普及教育為根本之要圖。而謀普及教育，須從調(diào)查學(xué)齡兒童入手，某地應(yīng)添設(shè)學(xué)校幾所，某地應(yīng)需經(jīng)費(fèi)若干，種種設(shè)施，皆恃是以為準(zhǔn)則。而以學(xué)齡兒童之人數(shù)比較就學(xué)差數(shù)之多少，尤足覘各地文化之遲速。[13]

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