李小民， 曹 侃， 李鵬凱， 許珊珊， 吳宗全

(中原工學(xué)院 能源與環(huán)境學(xué)院，河南 鄭州 450007)

0 引言

MILD(moderate & intense low oxygen dilution)燃燒在高溫低氧條件下進(jìn)行，反應(yīng)區(qū)氧氣體積分?jǐn)?shù)低于15%(最低可達(dá)3%～5%)時(shí)呈分布式反應(yīng)，可實(shí)現(xiàn)極限余熱回收。在此條件下，峰值燃燒溫度低、NOx排放小、溫度場和輻射熱通量分布均勻、燃燒穩(wěn)定性好、燃料適應(yīng)性強(qiáng)、燃燒噪音低[1-6]。迄今為止，MILD燃燒主要用于加熱爐、隧道窯、套筒窯等工業(yè)窯爐領(lǐng)域[4-5, 7-8]，可實(shí)現(xiàn)節(jié)能30%(相應(yīng)CO2排放降低)、NOx減排50%、裝置尺寸縮小25%(相應(yīng)初投資降低10%～20%)[1, 7-11]。目前，MILD燃燒在其他領(lǐng)域的應(yīng)用多處于實(shí)驗(yàn)室研究或中試階段[2, 7, 12-15]。基于MILD燃燒在工業(yè)窯爐上的應(yīng)用經(jīng)驗(yàn)，日本開發(fā)了MILD燃燒水管鍋爐并建造了示范工廠，廢熱回收率高達(dá)80%、溫度場均勻且輻射熱通量高、燃料適應(yīng)性強(qiáng)[15]。蔣紹堅(jiān)等[7]提出了一種用于燃?xì)馑苠仩t的MILD燃燒方案，該方案采用蜂窩型陶瓷蓄熱體、HRS燃燒器和四通高頻換向閥。崔玉峰等[2]采用內(nèi)部煙氣再循環(huán)，提出了一種用于燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室的凹陷筒形回流結(jié)構(gòu)的MILD燃燒方案，實(shí)現(xiàn)了CO和NOx的超低排放，并有效解決了熱聲振蕩問題。

考慮到MILD燃燒的諸多優(yōu)勢[1-3]，本研究旨在將其用于直燃吸收式熱泵發(fā)生器、鍋殼式燃?xì)忮仩t等小型化場合，燃料采用生物質(zhì)氣，以大中型養(yǎng)殖場和村鎮(zhèn)等為單位建造自主冷熱電三聯(lián)供系統(tǒng)，積極響應(yīng)分布式能源系統(tǒng)建設(shè)和能源梯級(jí)利用[16-21]。MILD燃燒是在Damk?hler數(shù)Da=1時(shí)進(jìn)行的分布式容積燃燒，內(nèi)部煙氣再循環(huán)率Kv為5～10，實(shí)踐中多采用高射流入口速度和低火焰?zhèn)鞑ニ俣葘?shí)現(xiàn)，系統(tǒng)關(guān)鍵部件包括蜂窩型蓄熱體燃燒器和換向閥等，燃燒器成對(duì)布置，間歇運(yùn)行，因此，小型化應(yīng)用難度大。難點(diǎn)主要在于：①射流入口速度高達(dá)80～150 m/s，送風(fēng)機(jī)要求壓頭高，能耗較大。②通過增加噴口間距促進(jìn)燃料與氧氣相遇之前與爐內(nèi)高溫?zé)煔饣旌?，進(jìn)而降低火焰?zhèn)鞑ニ俣龋Y(jié)果造成爐膽橫截面積大、著火困難和穩(wěn)定運(yùn)行工況范圍窄。③蓄熱式燃燒器結(jié)構(gòu)復(fù)雜、設(shè)備龐大。④換向閥切換周期為30～40 s，故障率高，壽命短。因此，本燃燒器采用富燃-引射混合-MILD燃燒策略，通過兩段稀釋構(gòu)建生物質(zhì)氣MILD燃燒器方案，并對(duì)其進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，以此分析一次生物質(zhì)氣比例和富燃室傳熱比例對(duì)NOx生成的影響。燃燒器熱功率設(shè)計(jì)為100 kW，采用4根Φ12×3.5水管調(diào)整燃燒室對(duì)工質(zhì)傳熱量與相同氧化劑入口溫度下傳統(tǒng)擴(kuò)散燃燒的NOx排放量進(jìn)行對(duì)比。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 實(shí)驗(yàn)裝置

生物質(zhì)氣MILD燃燒器實(shí)驗(yàn)裝置如圖1所示。裝置包括富燃室、混合室與MILD燃燒室等。通過套管燃燒器向富燃室提供一次生物質(zhì)氣和一次空氣，過量空氣系數(shù)為0.9。以富燃室出口高溫高速弱還原性煙氣為工作介質(zhì)，通過引射器與二次空氣混合形成高溫高速低氧氧化劑。由于引射器出口氧化劑溫度高氧氣體積分?jǐn)?shù)低，故可在較小的MILD燃燒室噴口間距條件下實(shí)現(xiàn)MILD燃燒。MILD燃燒室的噴口間距為引射器出口直徑的3倍，爐膽直徑與富燃室相同。燃燒室四周平行布置4根Φ12×3.5的水管吸熱，由耐火纖維板保溫，通過調(diào)節(jié)給水流量控制燃燒室對(duì)工質(zhì)傳熱量。

圖1 實(shí)驗(yàn)裝置示意圖Figure 1 Schematic diagram of the laboratory-scale burner

1.2 實(shí)驗(yàn)工況與測點(diǎn)布置

為分析一次生物質(zhì)氣比例、富燃室傳熱比例等對(duì)NOx排放的影響，進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)參數(shù)如表1所示，實(shí)驗(yàn)工況如表2所示。測點(diǎn)布置見圖1，其中1#～3#、5#、7#～10#測點(diǎn)用于溫度測量，采用B型熱電偶，位于燃燒室中心截面位置處。4#取樣口用于富燃室出口煙氣的NOx體積分?jǐn)?shù)測量，6#取樣口用于引射器出口煙氣的氧氣體積分?jǐn)?shù)測量，11#取樣口用于MILD出口煙氣的NOx體積分?jǐn)?shù)測量，采用testo 350煙氣分析儀。實(shí)驗(yàn)流程如圖2所示，生物質(zhì)氣由甲烷和二氧化碳按體積比為3∶2混合而成，熱值約為21 505 kJ/m3，體積濃度為1.21 kg/m3，混合后生物質(zhì)氣儲(chǔ)存于煤氣罐中。煤氣罐選用車用CNG儲(chǔ)罐，設(shè)計(jì)壓力為20 MPa，體積為30 L。助燃空氣和管道吹掃用風(fēng)由離心風(fēng)機(jī)供應(yīng)，測試前吹掃時(shí)間不少于30 min。冷卻水由離心泵供應(yīng)，進(jìn)出口水溫由2支高溫水銀溫度計(jì)測量，根據(jù)流量和溫升推算燃燒室對(duì)工質(zhì)傳熱量。

2 結(jié)果與討論

2.1 一次生物質(zhì)氣比例對(duì)引射器出口氧化劑的影響

燃燒器采用2段稀釋實(shí)現(xiàn)生物質(zhì)氣MILD燃燒。一段稀釋是指一次生物質(zhì)氣在富燃室中形成的高溫弱還原性煙氣與二次空氣混合形成高溫低氧氧化劑，其溫度與氧氣體積分?jǐn)?shù)取決于一次生物質(zhì)氣比例x1和富燃室傳熱比例x2。圖3給出了5種工況下一次生物質(zhì)氣比例對(duì)引射器出口溫度和氧氣體積分?jǐn)?shù)的影響。

表1 實(shí)驗(yàn)參數(shù)Table 1 Experimental parameter

表2 實(shí)驗(yàn)工況Table 2 Experimental conditions

由圖3可以看出，引射器出口氧氣體積分?jǐn)?shù)隨一次生物質(zhì)氣比例x1的增加而減小。x1為0.3時(shí)，氧氣體積分?jǐn)?shù)為14.7%；x1為0.5時(shí)，氧氣體積分?jǐn)?shù)為11.39%。通常認(rèn)為氧氣體積分?jǐn)?shù)低于15%條件下的燃燒為MILD燃燒。此外，引射器出口溫度隨一次生物質(zhì)氣比例x1增加而增加。x1為0.3時(shí)，出口溫度為404 ℃；x1為0.5時(shí)，出口溫度為610 ℃?？紤]到常壓下生物質(zhì)氣著火溫度約為540 ℃，故當(dāng)x1為0.3～0.4時(shí)，必須在MILD燃燒室中通過增加噴嘴間距，即二次稀釋實(shí)現(xiàn)MILD燃燒；當(dāng)x1大于0.4時(shí)，引射器出口溫度高于生物質(zhì)氣著火溫度，故無須采取二次稀釋即可實(shí)現(xiàn)MILD燃燒，但采取二次稀釋卻可實(shí)現(xiàn)更低氧氣體積分?jǐn)?shù)條件下的MILD燃燒。

圖2 實(shí)驗(yàn)流程圖Figure 2 Schematic diagram of the experimental procedures

圖3 一次生物質(zhì)氣比例對(duì)引射器出口氧化劑 溫度和氧氣體積分?jǐn)?shù)的影響Figure 3 Temperature and oxygen concentrations of oxidant from ejector along with the primary biogas ratio

2.2 一次生物質(zhì)氣比例對(duì)MILD燃燒室出口NOx質(zhì)量濃度的影響

圖4給出了各工況下MILD燃燒室出口煙溫及煙氣中的NOx質(zhì)量濃度，各工況下的一次生物質(zhì)氣比例見表2，NOx質(zhì)量濃度計(jì)算采用的基準(zhǔn)氧體積分?jǐn)?shù)為3.5%。作為對(duì)比，圖4還給出了各工況下的引射器出口溫度。由圖4可知，各工況下MILD燃燒室出口煙氣中的NOx質(zhì)量濃度為0.15～0.68 mg/m3(干煙氣)，遠(yuǎn)低于目前施行的30 mg/m3排放限制。其原因在于，氣體燃燒時(shí)主要生成熱力型NOx，生成量與瞬時(shí)溫度強(qiáng)相關(guān)，當(dāng)溫度高于1 500 ℃時(shí)，生成量呈指數(shù)規(guī)律增加，而本研究中各工況下的MILD燃燒室出口煙溫為940～1 100 ℃，遠(yuǎn)低于1 500 ℃，故NOx生成量極小。此外，由圖4還可看出，MILD 燃燒室出口煙溫隨一次生物質(zhì)氣比例的增加而先升高后降低。其原因在于MILD燃燒室的溫度水平受到入口氧化劑溫度及氧氣體積分?jǐn)?shù)的雙重影響：入口氧化劑溫度越高，燃燒室溫度越高；入口氧化劑中氧氣體積分?jǐn)?shù)越低，燃燒室中反應(yīng)速率越小，溫度相應(yīng)越低。結(jié)合圖3，隨著一次生物質(zhì)氣比例增加，MILD燃燒室入口氧化劑中氧氣體積分?jǐn)?shù)呈線性降低，但其溫度卻先是迅速升高，然后緩慢升高，結(jié)果造成出口煙溫隨一次生物質(zhì)氣比例的增加而先升高后降低。

圖4 一次生物質(zhì)氣比例對(duì)MILD燃燒室出口煙溫 與NOx質(zhì)量濃度的影響Figure 4 Temperature and NOx content of the flue gas from MILD combustor along with the primary biogas ratio

作為對(duì)比，圖5給出了與對(duì)應(yīng)工況相同的空氣預(yù)熱溫度、相同傳熱條件下傳統(tǒng)擴(kuò)散燃燒的峰值燃燒溫度、出口煙溫和出口煙氣中的NOx質(zhì)量濃度。由圖5可知，在通常條件下，隨著空氣預(yù)熱溫度增加，峰值燃燒溫度和出口煙溫相應(yīng)增加，峰值溫度遠(yuǎn)高于1 500 ℃。此時(shí)，盡管其氧氣體積分?jǐn)?shù)高，燃燒穩(wěn)定性好，但NOx質(zhì)量濃度卻隨著空氣預(yù)熱溫度升高而急劇增加，遠(yuǎn)高于30 m3的NOx排放限值。故結(jié)合圖4可以認(rèn)為，本研究提出的MILD燃燒方案，不但解決了MILD燃燒的小型化應(yīng)用難點(diǎn)，還可實(shí)現(xiàn)超低NOx排放。

圖5 傳統(tǒng)擴(kuò)散燃燒的出口煙溫與NOx質(zhì)量濃度Figure 5 Temperature and NOx content of flue gas from the MILD combustor of conventional burn

2.3 NOx生成的影響因素

NOx生成的影響因素非常復(fù)雜。首先，根據(jù)熱力型NOx生成機(jī)制，在總傳熱量一定的條件下，富燃室傳熱比例越大，MILD燃燒室傳熱比例相應(yīng)越小、溫度水平越高，NOx生成量也越大。其次，在燃燒器熱功率一定的條件下，一次生物質(zhì)氣比例越高，MILD燃燒室進(jìn)口氧化劑的溫度越高，氧氣體積分?jǐn)?shù)越低，前者促進(jìn)NOx生成，后者卻會(huì)抑制NOx生成。為定量分析一次生物質(zhì)氣比例和富燃室傳熱比例等對(duì)NOx生成的影響，對(duì)測試結(jié)果進(jìn)行了二元回歸分析?；貧w分析通過IBM SPSS Statistics 22軟件進(jìn)行，最終得到的回歸關(guān)系式為：

(1)

式中：mNOx為出口煙氣中NOx質(zhì)量濃度，mg/m3；x1為一次生物質(zhì)氣比例；x2為富燃室對(duì)工質(zhì)傳熱量與總傳熱量之比，該式的復(fù)測定系數(shù)為0.946，調(diào)整復(fù)測定系數(shù)為0.893。圖6給出了由式(1)得到的NOx質(zhì)量濃度的預(yù)測值與實(shí)測值。

圖6 NOx質(zhì)量濃度的預(yù)測值與實(shí)測值對(duì)比Figure 6 Comparison of NOx content between the measured values and the predicted values

從圖6可看出，由式(1)得到的NOx質(zhì)量濃度的預(yù)測值和實(shí)測值之間的符合較好，可較好地解釋一次生物質(zhì)氣比例和富燃室傳熱比例對(duì)NOx生成的影響。由式(1)可知，NOx生成量隨一次生物質(zhì)氣比例x1的增加而迅速降低，原因在于隨著x1增加，富燃室出口煙氣量增加，MILD燃燒室進(jìn)口氧氣體積分?jǐn)?shù)降低，故NOx生成量相應(yīng)降低。此外，NOx生成量隨富燃室傳熱比例x2的增加而迅速增加，原因在于隨著x2的增加，MILD燃燒室傳熱比例相應(yīng)減小，溫度水平相應(yīng)提高。式(1)同時(shí)考慮了一次生物質(zhì)氣比例和富燃室傳熱比例對(duì)NOx生成的影響，對(duì)優(yōu)化燃燒器運(yùn)行具有重要意義。

2.4 富燃室與MILD燃燒室中的溫度分布

圖7為各工況下富燃室內(nèi)的溫度分布。由圖7可知，套管燃燒器附近區(qū)域溫度(1#測點(diǎn))在各種工況下差異不大。其原因在于富燃室使用的套管燃燒器為傳統(tǒng)擴(kuò)散燃燒器，各工況下一次生物質(zhì)氣和一次空氣流速差別不大，且其過量空氣系數(shù)均為0.9，為富燃模式，故其燃燒器出口區(qū)域著火條件和溫度水平差別不大。

圖8給出了各工況下MILD燃燒室內(nèi)的溫度分布。由圖8可知，各工況下MILD燃燒室內(nèi)的溫差較小，均低于200 ℃，遠(yuǎn)低于富燃室內(nèi)的溫差。而由圖7可知，各工況下富燃室內(nèi)的溫差均大于500 ℃。原因在于富燃室內(nèi)的過量空氣系數(shù)為0.9，運(yùn)行條件接近傳統(tǒng)燃燒，生物質(zhì)氣與空氣射流相遇點(diǎn)處氧氣體積分?jǐn)?shù)較高，故燃燒速率大、溫度水平高。相對(duì)來說，由于富燃室出口為高溫高速弱還原性煙氣，通過引射混合對(duì)二次空氣同時(shí)進(jìn)行稀釋和預(yù)熱，故MILD燃燒室進(jìn)口即為高溫低氧氧化劑。加上MILD燃燒室中氧化劑噴口和二次生物質(zhì)氣噴口之間距離較大(設(shè)計(jì)值為3倍氧化劑噴口直徑)，氧化劑射流和二次生物質(zhì)氣射流相遇點(diǎn)位置距燃燒器出口較遠(yuǎn)，射流發(fā)展相對(duì)充分、高溫?zé)煔饩砦吭黾?，結(jié)果導(dǎo)致射流相遇位置處盡管溫度較高但氧氣體積分?jǐn)?shù)卻相對(duì)較低，故燃燒速率慢、峰值溫度低。正是由于MILD燃燒室的這種低氧慢反應(yīng)特征，使反應(yīng)區(qū)范圍擴(kuò)大，溫度分布更趨均勻。此外，由圖8還可看出，工況1條件下MILD燃燒室內(nèi)的溫度水平最低、溫差最大。其原因在于該工況下一次生物質(zhì)氣比例最低，引射器出口氧化劑溫度最低，氧氣體積分?jǐn)?shù)最高。相對(duì)氧氣體積分?jǐn)?shù)因素對(duì)著火的影響，溫度因素對(duì)著火的影響更加突出，結(jié)果造成工況1條件下燃燒室內(nèi)的溫度水平最低，溫差最大。

圖7 5種工況下富燃室內(nèi)的溫度分布Figure 7 Temperature distribution in the rich combu- stion chamber in five experimental conditions

圖8 5種工況下MILD燃燒室內(nèi)的溫度分布Figure 8 Temperature distribution in the MILD combu- stion chamber in five experimental conditions

3 結(jié)論

(1)本研究提出的MILD燃燒方案，可有效解決MILD燃燒的小型化應(yīng)用難題，出口煙氣中NOx質(zhì)量濃度僅為0.15～0.68 mg/m3(干煙氣)，而在相同空氣預(yù)熱溫度和相同傳熱量條件下，傳統(tǒng)擴(kuò)散燃燒裝置的NOx質(zhì)量濃度卻高達(dá)38～65 mg/m3。

(2)隨著一次生物質(zhì)氣比例x1的增加，引射器出口氧氣體積分?jǐn)?shù)降低、溫度升高。當(dāng)x1為0.3～0.4時(shí)，必須采取二次稀釋措施以實(shí)現(xiàn)MILD燃燒；而當(dāng)x1大于0.4時(shí)則無須采取二次稀釋。

(3)通過二元回歸得到的關(guān)系式的復(fù)測定系數(shù)為0.946，調(diào)整復(fù)測定系數(shù)為0.893，可較好地解釋一次生物質(zhì)氣比例、富燃室傳熱比例等對(duì)NOx生成的影響。

(4)各工況下MILD燃燒室內(nèi)的峰值溫度較低，溫差低于200 ℃；而在相同熱功率、相同空氣預(yù)熱溫度、相同傳熱量條件下，傳統(tǒng)擴(kuò)散燃燒的峰值溫度高，溫差大于500 ℃。