煤炭是世界最重要的一次能源之一,BP世界能源統(tǒng)計年鑒2021版指出,2020年世界煤炭總消費量占一次能源消費量的27%

。在很長一段時間內(nèi),我國能源結(jié)構(gòu)中煤炭占比一直超過50%

,而我國一次能源消費預(yù)計將在2030—2035年達到峰值

。因此,在能源結(jié)構(gòu)中,煤炭資源在未來一段時間內(nèi)依然會是我國主要消費的一次能源。然而,長期以來,煤炭的粗放式直接燃用造成了嚴重的環(huán)境污染問題,我國作為全球領(lǐng)先的煤炭生產(chǎn)國和消費國,一直致力實現(xiàn)煤炭等化石能源的清潔高效梯級利用與能源結(jié)構(gòu)多元化

。分級分質(zhì)梯級利用可以更加高效地利用煤炭資源,實現(xiàn)能源節(jié)約與污染物減排。在煤炭的梯級利用中會產(chǎn)生大量的熱解半焦(蘭炭),熱解半焦是無黏性或弱黏性的高揮發(fā)分煙煤或者褐煤在低溫條件下干餾熱解得到的低揮發(fā)分固體碳基副產(chǎn)品

,具有固定碳含量高、孔隙結(jié)構(gòu)發(fā)達的特點,常用于電石、冶金、化肥等行業(yè)

。然而,隨著煤炭分級分質(zhì)利用的迫切需求和我國能源戰(zhàn)略轉(zhuǎn)型,此類高耗能行業(yè)對于半焦的需求量有限

,我國煤化工行業(yè)面臨半焦產(chǎn)能嚴重過剩的問題。此外,化工行業(yè)能夠有效消納的主要是塊狀熱解半焦,對于粉狀半焦難以高效利用,因此熱解半焦燃燒發(fā)電或供熱成為一條可行的技術(shù)路線

,“十三五”期間被科技部列入了國家重點研發(fā)項目指南。由于半焦揮發(fā)分含量很低,直接燃用存在著火溫度高、氮氧化物(NO

)生成量高以及難以燃盡等問題。為了更加高效地燃用熱解半焦,可以在燃煤鍋爐中進行摻燒

。鏈條爐分布廣泛、布置靈活,在我國的中小型燃煤鍋爐中占據(jù)很大份額。盡管在“雙碳”政策提出的背景下,鏈條爐的應(yīng)用可能會持續(xù)減少,但由于鏈條爐運行操作簡單,目前在中國工業(yè)生產(chǎn)中仍被廣泛使用

。同時鏈條鍋爐實際運行效率往往比設(shè)計值更低,節(jié)能潛力很大

,因此通過提高鏈條爐的燃燒效率、在燃煤鏈條爐中摻燒熱解半焦等低揮發(fā)分的煤化工副產(chǎn)物,有利于解決化石燃料梯級利用過程產(chǎn)生的副產(chǎn)品過剩問題,提高化石燃料能源利用率,有效地實現(xiàn)節(jié)能減排,符合“雙碳”政策的提出目的,對“雙碳”政策的推進有現(xiàn)實意義。

目前,已經(jīng)有眾多學(xué)者開展了在大型電站煤粉鍋爐中摻燒熱解半焦的基礎(chǔ)實驗研究及工程試驗。Du等

對300 MW切圓燃燒鍋爐摻燒半焦的影響進行了數(shù)值研究,發(fā)現(xiàn)不完全燃燒熱損失和NO

排放量均隨著半焦混燒比例的增加而增加。此外,鍋爐熱效率和NO

排放量也受到半焦噴入爐膛高度的影響。Sun等

為了改善半焦混合燃料的著火性能并降低其NO

排放,在300 kW的燃燒爐中研究了噴嘴設(shè)置的影響,發(fā)現(xiàn)通過調(diào)節(jié)噴嘴可顯著降低NO

排放量、提高燃料燃燒效率。彭政康

在350 kW中試煤粉爐上進行了神華煙煤/半焦混燃熱態(tài)實驗,考察了一次風特性參數(shù)對半焦/煙煤混燃著火、燃盡及NO

排放特性的影響。王志超等

利用一維火焰爐對半焦及其混煤開展試驗研究,研究了摻混半焦對不同煤種的著火、燃盡、結(jié)渣性能產(chǎn)生的影響。李靜淵等

對循環(huán)流化床(CFB)鍋爐內(nèi)半焦燃燒進行了模擬研究,利用模型的定量研究為半焦CFB鍋爐的運行優(yōu)化指明了方向。已有的研究工作主要針對流化床鍋爐的預(yù)熱燃燒和煤粉爐的摻混燃燒,鏈條爐中摻燒半焦的燃燒性能卻鮮有學(xué)者開展研究工作,配風優(yōu)化等因素對鏈條爐中摻燒半焦的爐內(nèi)燃燒特性影響尚不清晰,亦需要進一步深入研究。

在鏈條爐運行過程中,NO

的排放量、爐膛內(nèi)燃燒特性以及燃燒穩(wěn)定性等是十分重要的指標,受眾多因素的協(xié)同影響。Starley等

研究了層燃爐NO

形成與控制機制,研究結(jié)果表明燃料氮的氧化速率與碳大致接近。Green等

指出,鏈條爐排放的污染物主要是由于燃燒空氣分配與燃料負荷分布不匹配,因此對鏈條爐爐排結(jié)構(gòu)進行了改進,改變氣動特性以獲得更好的配風分布。姜珊

模擬研究了爐拱結(jié)構(gòu)及配風方式對鏈條鍋爐燃燒特性的影響,指出后拱覆蓋長度的延長,對新燃料的引燃、可燃氣體的燃燒及燃盡均有促進作用。蘭小俊

采用數(shù)值計算的方法研究了層燃爐中混燃時的穩(wěn)燃條件,得出摻混燃料在一定顆粒大小與合適的給料速度條件下,可實現(xiàn)層燃爐摻燒中的穩(wěn)定高效燃燒。然而,已有的研究很少關(guān)注燃煤鏈條爐中摻燒半焦的情況,摻燒半焦時眾多因素對爐內(nèi)燃燒性能的交互影響還需要進一步研究。此外,半焦摻混量、半焦噴入位置等因素對于鏈條爐中燃燒狀況的影響規(guī)律也尚不清晰。

為了研究鏈條爐內(nèi)摻燒半焦時的燃燒特性,分析不同因素對爐內(nèi)摻燒半焦時燃燒性能的影響規(guī)律,本文采用數(shù)值模擬的方法研究了摻混比例、配風方式、復(fù)合燃燒改造、半焦噴入位置以及二次風位置等因素對鏈條爐摻混半焦時爐內(nèi)燃燒特性、NO

生成規(guī)律以及爐內(nèi)流場、溫度場、組分場的影響。本文研究結(jié)果能夠為鏈條爐摻燒半焦及其燃燒優(yōu)化提供理論依據(jù),為低揮發(fā)分煤基燃料的高效清潔燃用提供科學(xué)依據(jù)。

1 數(shù)值模擬方法及模型

1.1 研究方法及理論

鏈條爐爐排上的層燃燃燒過程涉及流動、傳熱、傳質(zhì)及燃燒。流動包括氣相的流動和固體顆粒的運動,傳熱過程包括輻射、導(dǎo)熱以及對流傳熱,燃燒過程包括氣相燃燒和固體顆粒燃燒。爐內(nèi)的煙氣可以假設(shè)為不可壓縮氣體,流動控制方程可表示為

(1)

式中:

為通用變量;

為廣義擴散系數(shù);

為廣義源項。當

=1,

=0時,控制方程為連續(xù)方程;

為

、

、

時,控制方程為動量方程;當

=

,控制方程為能量方程;當

表示化學(xué)組分時,本研究對象的爐膛燃燒過程中物理參數(shù)變化可通過以上控制方程按連續(xù)相處理。

表4給出了在不同摻混比例下爐膛出口參數(shù)的變化規(guī)律。煙煤摻混比例增大時,熱解后進入爐膛燃燒的氣相產(chǎn)物增加,爐膛出口煙氣平均溫度增大。半焦摻混比例增加,爐膛出口NO體積分數(shù)升高,半焦摻混比例從0升高至50%、100%時,NO體積分數(shù)分別相對升高了10%、29%。對比楊忠燦等

在某電站煤粉爐摻燒半焦的實驗研究結(jié)果,摻燒半焦比例上升時,火焰溫度呈下降趨勢,同時NO

排放量有所增加,這與本文數(shù)值模擬得到的變化規(guī)律一致。

1.2 模型建立

1.2.1 網(wǎng)格劃分與邊界條件

一種基于NB-IOT的智能垃圾桶設(shè)置有：單片機[1]；氣味傳感器[2]與單片機電連接，單片機與窄帶物聯(lián)網(wǎng)通信模塊[3]電連接；窄帶物聯(lián)網(wǎng)通信模塊通過無線信號與云端服務(wù)器連接，云端服務(wù)器通過無線信號與移動終端連接；太陽能電池板通過導(dǎo)線與蓄電池連接，蓄電池通過導(dǎo)線與單片機、紅外傳感器、空氣質(zhì)量檢測器、異味傳感器、窄帶物聯(lián)網(wǎng)通信模塊電連接。

東方宇軒走在最后，站在摘星樓的門檻外朝身后揮掌，一招“清風垂露”，一股真氣如同游龍，周游四壁，滅掉樓內(nèi)數(shù)十盞燈，又激蕩回來關(guān)上了兩扇大門。峰頂燈光熄滅，天上燦燦群星千億，滾滾銀河中的星浪，由南向北，貫穿天際，星光下注，將摘星樓前的平地照得纖毫畢現(xiàn)，摘星樓三星望月以下，群山圍繞的萬花谷，亭臺樓閣，靜水深流，花草樹木，夜氣中平常如昔，亂世中如同一朵睡蓮，我們此刻，就站在它的蓮心上？

本研究計算區(qū)域以爐排上方為混燃燃料入口邊界的爐膛內(nèi)部,根據(jù)棗泉煙煤與陜化蘭炭的工業(yè)分析與元素分析結(jié)果,確定從爐排進入爐膛的煙氣成分分布。把爐排分成10個較小的爐排單元,通過爐排單元的入口參數(shù)的變化,來模擬實際燃燒過程中不同位置處爐排煙氣成分的變化。各入口邊界的布置如圖2所示,二次風分別通過后拱、前拱以及前后拱對沖噴入,在不同高度處與煙氣中可燃氣體進行混合燃燒。前拱二次風噴口位于2 500 mm高度處,二次風垂直壁面噴入爐膛,單面布置。后拱二次風噴口的高度為1 900 mm,噴入角度為垂直壁面方向。半焦粉末噴口位于爐膛下部區(qū)域的側(cè)墻上,分別命名為1、2、3口,其中1、2口位于同一高度,距離爐膛底部1 000 mm,2口距離前墻2 500 mm,1口距離前墻4 000 mm,3口位于后拱二次風噴口高度處的側(cè)墻中心位置。

本文采用棗泉煙煤(ZQ)和陜化蘭炭(LT),研究煙煤與半焦混燃情況下不同影響因素對鏈條爐排上方爐膛溫度分布、煙氣組分分布以及氮氧化物排放規(guī)律。在本文模擬研究中,過量空氣系數(shù)為1.6,二次風溫為126 ℃,爐排上邊界1～9為爐膛燃燒參數(shù)入口,邊界10為鏈條爐的落渣口。為了保持爐內(nèi)熱功率一致,本文根據(jù)發(fā)熱量計算確定煙煤與半焦所需質(zhì)量,在50%煙煤和50%半焦的摻燒工況下,煙煤燃料消耗量為7 853 kg/h,半焦燃料消耗量為7 178 kg/h,對應(yīng)不同工況下爐膛入口(即爐排出口)煙氣及組分分布如表2所示。

1.2.2 模型驗證

首先,對所建模型進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證,并通過對比設(shè)計參數(shù)與模擬結(jié)果中的爐膛出口煙溫和O

摩爾分數(shù)來驗證模型的準確性。本研究模型驗證工作根據(jù)實際運行使用燃料的工業(yè)分析與元素分析,確定各個爐排單元輸入計算區(qū)域的煙氣組成成分,對所給氣相組分參數(shù)進行驗證校核。設(shè)計工況下,設(shè)計煤種的燃料消耗量為10 806.3 kg/h,燃燒后爐膛出口溫度為832 ℃。表3為模型驗證工況下爐膛入口煙氣溫度及組分分布,圖3(a)為網(wǎng)格無關(guān)性驗證中不同網(wǎng)格數(shù)對應(yīng)的溫度沿爐膛高度分布結(jié)果,根據(jù)無關(guān)性驗證結(jié)果選擇網(wǎng)格數(shù)量為78.3萬。圖3(b)為選擇網(wǎng)格數(shù)量為78.3萬時,燃燒過程中爐膛內(nèi)O

體積分數(shù)沿爐膛高度變化曲線。由模擬結(jié)果可知,爐膛出口煙溫為786 ℃,模擬計算絕對誤差為46 ℃,相對誤差小于5%,而爐膛出口氧體積分數(shù)的相對誤差也小于5%,二者的誤差均在工程上可以接受的范圍內(nèi)。

2 結(jié)果與討論

2.1 爐排上半焦摻燒比例的影響

在摻燒過程中,不同燃料配比對鏈條爐內(nèi)的燃燒性能有顯著影響。本文首先研究了煙煤和半焦摻混比例對爐內(nèi)燃燒特性的影響規(guī)律。研究中采用層燃的燃燒方式,煙煤和半焦直接在爐排上摻混,摻混工況分別為純燒煙煤、50%煙煤和50%半焦摻燒、純燒半焦。圖4為不同摻混比例下爐膛中與側(cè)墻平行的中心截面溫度和NO體積分數(shù)分布。由圖4可知,爐內(nèi)溫度場中高溫火焰主要分布于爐拱及喉口區(qū)域,在前后拱的導(dǎo)流作用影響下,火焰在爐膛縱向截面處形成三角形高溫區(qū)域。爐膛氣相燃燒區(qū)內(nèi)NO的體積分數(shù)較高,這是由于一方面在高溫主燃區(qū)域,揮發(fā)分氮燃燒產(chǎn)生了大量的NO;另一方面在爐排上的焦炭燃燒過程中,焦炭氮發(fā)生氧化反應(yīng)生成NO。

“這我能理解。但那些女人的想法跟你不一樣，至少，她們給了S這樣的感受。他們相互需要，但他從不依賴。那些女人可能有愛，但他沒有。后來才發(fā)現(xiàn)，他的相好幾乎都是有夫之婦，換言之，這些女人全是外遇者。他潛意識里可能擔心會有再次結(jié)婚的危險，而從理論上說已婚者的風險就相對小一點——但沒想到，其中大多數(shù)的情人都為他瘋狂，想把他占為己有或要嫁給他，幸好他一次次逃離或擺脫了誘惑?！?/p>

本研究的建模對象為某鍋爐廠制造的額定蒸發(fā)量為45 t/h的鏈條爐,鍋爐燃燒方式為層燃,安全穩(wěn)定運行的工況范圍為70%～100%。本文研究采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對鍋爐幾何模型進行了劃分,網(wǎng)格系統(tǒng)包括爐拱下方區(qū)域、爐膛喉口區(qū)域和爐膛上部區(qū)域。由于噴口區(qū)域化學(xué)反應(yīng)劇烈,因此在噴口區(qū)域進行網(wǎng)格加密處理,以便準確地模擬該區(qū)域的流動特性,鍋爐總體布置與網(wǎng)格結(jié)構(gòu)劃分如圖1所示。

不同摻混比例條件下,圖4(a)中溫度分布結(jié)果顯示,隨著煙煤的摻混比例下降,爐膛中火焰區(qū)域逐漸變窄,爐膛頂部出口處截面的平均溫度降低。這是因為熱解半焦的揮發(fā)分含量很低,半焦摻混比例升高時,鏈條爐爐排上燃燒的焦炭比例上升,爐膛中揮發(fā)分氣相燃燒過程減弱,燃燒火焰變短爐膛溫度降低。同時,熱解半焦的低位發(fā)熱量較高使燃料質(zhì)量減少,燃燒時產(chǎn)生煙氣較少,導(dǎo)致爐膛出口煙溫降低。如圖4(b)爐膛內(nèi)NO體積分數(shù)分布所示,爐膛內(nèi)氣相燃燒區(qū)內(nèi)NO體積分數(shù)較高,這是由于爐膛內(nèi)的NO主要在爐排上燃料燃燒位置和爐膛內(nèi)主燃區(qū)。主燃區(qū)內(nèi)溫度很高,揮發(fā)分氮在燃燒中產(chǎn)生了大量NO,同時爐排上焦炭燃燒過程中也會產(chǎn)生含有大量氮氧化物的煙氣,煙氣從爐排上直接進入爐膛導(dǎo)致爐排上方的NO體積分數(shù)最高。爐膛中NO的體積分數(shù)隨半焦摻燒比例的增大而上升,當半焦比例由0增加至50%和100%時,爐膛出口處的NO體積分數(shù)分別由0.015 9%上升至0.017 5%和0.020 5%。這是因為半焦中燃料氮元素含量高且在燃燒中氮轉(zhuǎn)化率高,在爐排上燃燒產(chǎn)生較高體積分數(shù)的NO。同時,半焦揮發(fā)分很低,導(dǎo)致NO被還原量減少,從而使NO排放量升高。在爐膛喉口上方燃燒區(qū)的中上部基本無NO的生成,這是由于鏈條爐爐膛中燃燒溫度較低,在低溫條件熱力型NO的生成反應(yīng)難以發(fā)生

。此外在圖4(b)中也能看出,隨著半焦摻混比例的升高爐膛內(nèi)煙氣中NO體積分數(shù)升高,這是由于半焦的氮轉(zhuǎn)化率高于煙煤。

目前，北京環(huán)境交易所同中華環(huán)?；饡懊利愔袊被鹁凸裉计栈輽C制開展研究，雙方計劃共同提出一套普遍適用于我國的“公民碳普惠”機制下的項目識別和碳減排量化準則，并提出“公民碳普惠”機制的核心要素和實施路徑，提供建立信息開放共享的碳普惠運行平臺指南。同時，通過開展典型減排場景的“公民碳普惠”機制設(shè)計，為碳普惠機制提供完整的、統(tǒng)一的理論基礎(chǔ)研究。

鏈條爐爐膛中的燃燒主要是爐排上熱解氣體的氣相燃燒,在本次建模過程中把爐膛中燃燒過程簡化成氣相燃燒過程,將懸浮在爐膛中的微小顆粒通過熱力計算的方式折算到爐膛可燃氣體中,將爐排上燃燒產(chǎn)生的煙氣組分、溫度以及流量等參數(shù),作為爐排上部入口邊界條件輸入爐膛上部空間。NO

的生成量依賴于爐內(nèi)的溫度場和煙氣組分場,而通常NO

生成量很小,對NO

生成量通過后處理方式進行計算。數(shù)值模擬中采用的部分模型如表1所示。

2.2 配風方式的影響

配風方式對爐內(nèi)燃燒狀況的影響,首先體現(xiàn)在影響爐內(nèi)O

的分布情況,進而影響燃燒氣氛,最終影響爐膛出口煙氣溫度和NO體積分數(shù)。研究在50%煙煤摻混50%半焦的摻混工況下,對提前配風、推遲配風以及均等配風進行模擬計算。不同配風方式條件下爐膛中心截面溫度與煙氣組分分布如圖5所示。圖5(a)為不同配風方式下爐內(nèi)溫度沿爐膛高度變化的曲線,在燃料輸入量一定時,爐膛內(nèi)部溫度分布存在一定相似性,高溫火焰主要分布于爐拱下方。在爐拱上方,不同高度處均等配風和推遲配風的爐膛截面平均溫度高于提前配風,這是因為在前兩種配風方式下,爐膛前段的燃燒處于貧氧氛圍,未能完全燃燒的揮發(fā)分進入爐膛中后段繼續(xù)燃燒放熱。由圖5(b)可知,不同配風方式導(dǎo)致爐膛底部的主燃燒區(qū)域形成的還原性氛圍不同。均等配風時爐膛底部高溫區(qū)出現(xiàn)貧氧區(qū)域;提前配風時前期供風充足,熱解氣的及時燃燒使爐內(nèi)貧氧區(qū)域還原性大大降低;推遲配風時,爐膛底部的貧氧區(qū)域由于揮發(fā)分熱解氣燃燒不及時貧氧程度加深,同時爐排后段燃燒物質(zhì)較少、空氣量較多,O

體積分數(shù)較高。由圖5(d)可知,爐膛氣相燃燒區(qū)域NO的體積分數(shù)較大,這是由于一方面揮發(fā)分在高溫主燃區(qū)燃燒產(chǎn)生了大量的NO,另一方面爐排上的焦炭燃燒過程中生成大量氮氧化物,導(dǎo)致爐排上方的處NO體積分數(shù)最高。3種配風方式在主燃燒區(qū)域形成不同的燃燒氣氛,在氧化性氣氛條件下,燃料中的HCN和NH

容易轉(zhuǎn)化為燃料型NO

,而在還原性氣氛條件下則會部分還原為N

。提前配風條件下,因為在燃料燃燒初期增大供風使得燃料前期熱解的揮發(fā)分發(fā)生燃燒反應(yīng),爐膛前段的還原性氛圍區(qū)域范圍較小且還原性程度較低,燃燒生成的NO還原反應(yīng)受阻還原量降低,導(dǎo)致此時爐膛內(nèi)NO體積分數(shù)最高。均等配風造成的還原性氣氛較提前配風更深,爐膛中NO的體積分數(shù)水平較提前配風低。推遲配風時爐膛前段供風量減少使得熱解產(chǎn)生的還原性氣體燃燒不及時,相較其他兩種配風方式前段貧氧程度最高,有助于爐膛中生成的NO被還原,爐膛中的NO水平最低。劉奇等

在非摻燒工況下,研究鏈條爐中配風方式對NO生成量的影響時,發(fā)現(xiàn)了相近的影響規(guī)律。爐膛喉口以上部分的燃燒區(qū)域中基本沒有NO生成,這是由于鏈條爐爐膛內(nèi)燃燒溫度較低,低溫條件下熱力型NO很難生成。

表5是不同配風方式下爐膛出口參數(shù)的對比。不同配風方式下爐膛出口煙溫與爐膛中局部最高溫度變化不大。配風方式不同導(dǎo)致爐膛出口NO體積分數(shù)發(fā)生變化,提前配風爐膛出口NO體積分數(shù)為0.019 5%,均等配風爐膛出口NO體積分數(shù)為0.017 5%,推遲配風時爐膛出口NO體積分數(shù)最低,為0.015 8%。

隨著我們交往的深入，崔仁浩開始設(shè)計各式各樣的求婚——可能是我出身微寒的自卑心理作祟，我說，崔仁浩，你給我求婚99次吧，你能堅持到第99次我就義無反顧地嫁給你。

船舶造價參照2014—2016年國際新造船市場平均值，ARC6型船舶造價在普通船型的基礎(chǔ)上增加30%，船舶折舊方法參照年限平均折舊法，年限25 a，船舶拆船價格參照2014—2016年國際拆船市場平均值。

2.3 爐膛內(nèi)半焦噴入比例的影響

表3為兩種運營模式下的運營時間對比。由表3可知，采用站站停運營模式時，13號線全線運營時間為82 min，因本線客流平均運距超過常規(guī)地鐵，且直達客流較多，客流特征適應(yīng)性較差。因此，有必要對快慢車組合運營進行研究。

表6是不同噴入比例時爐膛出口參數(shù)的對比。當噴入比例增大時,爐膛出口煙氣平均溫度增大,半焦噴入比例每增加5%,爐膛出口平均溫度約增加30 K,爐膛內(nèi)部局部最高溫度也隨著摻燒比例的增大而增大。爐膛出口處NO體積分數(shù)隨著摻燒比例的增大而降低。

圖6為不同噴入比例下爐膛溫度場與煙氣組分體積分數(shù)分布結(jié)果,可以看出噴入比例由0增加到5%時,爐膛中可燃物質(zhì)增多火焰明顯加長。由圖6(b)中O

分布結(jié)果,在5%摻混比例條件下爐膛中的貧氧區(qū)域最大,這可能是由于當噴入燃料較少時,噴入速度不高,燃料與爐膛中空氣混合不均導(dǎo)致燃燒區(qū)域拉長貧氧區(qū)域隨之增大。當噴入比例增加到10%、15%時,爐膛高溫火焰區(qū)域變化不大,而此時燃料與空氣混合充分,爐膛中燃燒充分貧氧區(qū)域逐漸減小。同時煙氣受到爐膛出口的抽吸導(dǎo)流作用影響,向后墻傾斜。由圖6(c)中的NO分布結(jié)果,爐膛中NO主要分布在爐膛下部空間內(nèi)。這些氮氧化物主要來源于爐排上固體焦炭的燃燒,部分來自噴入爐膛的半焦顆粒和熱解析出揮發(fā)分的燃燒。而爐膛上部燃燒溫度低,幾乎不生成NO。噴入的半焦含氮量與氮轉(zhuǎn)化率較高,且揮發(fā)分含量較低,對爐膛中生成的NO起到一定還原作用,因此隨著噴入半焦比例增大,爐膛中局部NO體積分數(shù)呈現(xiàn)先升高后降低的趨勢,這與趙陽等

在某直流爐中模擬計算結(jié)果相近。

由于煤分級分質(zhì)利用過程中,有大量細粉狀的半焦產(chǎn)生,難以直接在鏈條爐排上摻燒利用,因此可以在鏈條爐上進行層燃-室燃的復(fù)合燃燒改造:鏈條爐的爐排上以層燃的燃燒方式燃用煙煤,同時將半焦粉末噴入爐膛燃燒。采用層燃-室燃的復(fù)合燃燒方式有望更加方便地實現(xiàn)細粉狀半焦的高效清潔燃用,但由于半焦低揮發(fā)分的特點,半焦的噴入量過高可能會影響燃料的燃盡率,因此本文研究了小于15%半焦噴入比例的影響。各個工況下噴入爐膛的半焦質(zhì)量按照燃料發(fā)熱量計算確定,分別占爐排上燃料發(fā)熱量的0、5%、10%、15%,半焦燃料固定在側(cè)墻前部噴口(2號噴口)對沖噴入。

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2.4 半焦噴入位置的影響

在層燃-室燃復(fù)合燃燒時合理設(shè)置半焦噴入位置能使燃料與空氣充分混合,有助于燃料快速著火燃燒和燃盡。復(fù)合燃燒時半焦不同噴入位置條件下沿爐膛高度NO體積分數(shù)變化曲線如圖7所示。圖8為半焦在不同位置噴入爐膛時中心截面溫度與煙氣組分分布云圖,此時半焦燃料的噴入量一定,占爐排上燃料發(fā)熱量的10%。如圖8(a)所示,燃料噴入位置的變化時爐膛內(nèi)的火焰形狀隨之發(fā)生變化:1口位于爐膛后拱下方,當燃料從1口噴入爐膛內(nèi)時,燃料與來自爐排中后部的氧氣體積分數(shù)較高煙氣混合燃燒,火焰形狀狹長;當燃料從2口噴入爐膛中時,火焰位于喉口處中間位置,此處燃料與空氣混合劇烈燃燒強度增大燃燒過程加快,火焰長度稍短于1口;3口處于喉口位置,此處位置靠上煙氣流速高,當燃料由3口噴入時,燃料燃燒過程推遲并且燃料與煙氣混合迅速,火焰流動速度增大導(dǎo)致火焰長度最長。由圖8(b)中爐膛O

分布規(guī)律可知,當燃料從1、3口噴入爐膛時,爐內(nèi)貧氧區(qū)域均大于從2口噴入,燃料在3口噴入時爐膛上部形成了微還原性氣氛。圖8(c)、圖7分別為不同噴入位置的NO分布云圖和沿爐高煙氣NO體積分數(shù)變化曲線,可知爐膛底部本身存在大量NO,這部分NO主要來自于爐排上焦炭氮的燃燒,此外還有一部分來自于噴入爐膛的半焦和析出的揮發(fā)分的燃燒。1口、2口位置更加靠近爐膛下方,可能導(dǎo)致噴入的半焦燃料與高溫煙氣混合燃燒更加及時,使得爐膛下段煙氣中NO體積分數(shù)較高。爐膛喉口上方的燃燒區(qū)域中NO分布均勻,在燃燒區(qū)域的高溫富氧環(huán)境下NO生成量增加。

表7是燃料在不同位置噴入時爐膛的出口參數(shù),燃料在3口噴入時爐膛出口溫度最高。燃料從1口噴入時爐膛上部NO體積分數(shù)約為0.019 4%,從2、3口噴入時對應(yīng)的爐膛出口NO體積分數(shù)分別降至0.018 9%、0.018 5%。這可能是由于爐排后段O

體積分數(shù)高,當從1口噴入時燃料得以及時與高溫煙氣混合,爐膛中的還原性氣體及時燃燒,燃燒過程中還原NO量減少。

2.5 二次風位置的影響

二次風的引入提高了反應(yīng)氣氛中的含氧量,有利于強化爐內(nèi)氣體混合和適時補氧,從而促進半焦的著火與燃盡

。二次風位置的變化會影響爐膛內(nèi)部火焰的形狀和火焰向前后墻的偏移程度,合理設(shè)計噴入位置有助于噴入燃料與空氣的充分混合,使燃料快速著火燃燒,提高燃料燃盡率、保證穩(wěn)定燃燒過程。研究中二次風噴口設(shè)置在爐膛的前后拱上,對前拱噴入、后拱噴入以及前后拱對沖噴入3種工況進行了數(shù)值模擬研究。圖9為爐膛中心截面溫度與及不同組分分布云圖。隨著二次風噴入位置的變化,爐膛內(nèi)燃燒火焰的形狀及偏向發(fā)生相應(yīng)變化。

當二次風從前拱噴入爐膛內(nèi)時,爐內(nèi)煙氣向爐膛后墻偏移,在爐膛后部出口處火焰貼后墻。二次風從后拱噴入爐膛內(nèi)時爐內(nèi)火焰向前墻偏移。當二次風以前拱和后拱兩個位置對沖噴入時,爐膛內(nèi)燃燒火焰向前后墻偏移的程度減輕,爐內(nèi)煙氣與噴入二次風混合良好。因此,鏈條爐內(nèi)二次風的噴入方式可以選擇前后拱對沖噴入,爐內(nèi)負荷變化可以通過改變前后拱上二次風的比例來調(diào)節(jié),使爐膛內(nèi)部達到良好的燃燒狀態(tài)。由圖9(b)(c)(d)組分分布規(guī)律可知,在后拱到爐膛底部處的主燃燒區(qū)域O

體積分數(shù)較低,熱解產(chǎn)生的大量CO主要存在于爐膛底部,二次風的噴入位置對爐膛下部的組分分布無明顯影響。

表8是二次風不同噴入位置爐膛出口參數(shù)的對比,由表8可知不同二次風噴入位置對爐膛出口的煙氣溫度及組分體積分數(shù)的影響并不明顯。

3 結(jié) 論

本文提出在鏈條爐中摻燒半焦以解決煤炭梯級利用中副產(chǎn)物過剩的問題,數(shù)值模擬研究中主要考慮摻混比例、配風方式、復(fù)合燃燒改造、半焦噴入位置以及二次風位置等因素對燃煤鏈條爐摻燒半焦時燃燒性能的影響規(guī)律。半焦摻混比例上升時,爐排上燃燒的焦炭比例上升,導(dǎo)致氣相燃燒減弱火焰變短;此外,隨著半焦占比增加,燃料氮元素含量和轉(zhuǎn)化率上升、揮發(fā)分含量下降,導(dǎo)致NO生成量上升,NO被還原量減少,造成爐膛出口煙氣中NO體積分數(shù)升高。層燃-室燃復(fù)合燃燒時,當半焦噴入位置選取在爐膛喉口處時,爐膛出口NO體積分數(shù)最低。復(fù)合燃燒時隨著半焦噴入比例上升,爐膛出口NO體積分數(shù)持續(xù)降低。這是因為爐內(nèi)NO主要在爐膛下部生成,而爐膛喉口處于還原性氛圍,此處噴入的焦炭對已生成的NO起到一定的還原作用。

在本文研究中,采用推遲配風的配風方式時爐膛上部NO體積分數(shù)最低,這是由于推遲配風使爐排前段處于貧氧氛圍,導(dǎo)致?lián)]發(fā)分熱解氣燃燒不及時進一步加深還原性區(qū)域的貧氧程度,造成NO體積分數(shù)降低。引入二次風后有助于噴入燃料與空氣混合,保證燃燒穩(wěn)定。二次風噴入位置的變化會影響火焰向前后墻偏移程度,但對爐膛出口溫度及組分參數(shù)影響不大。

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