660 MW燃煤鍋爐摻燒再燃氣燃燒數(shù)值模擬

張小桃，張程俞，劉昊明，白麟睿，王愛軍

(華北水利水電大學(xué) 電力學(xué)院，河南 鄭州 450011)

0 引 言

大型燃煤鍋爐利用氣體燃料進行再燃，不僅可以減少煤粉消耗量，而且可以減少污染物排放[1]。隨著再燃技術(shù)的興起，煤粉耦合生物質(zhì)或生物質(zhì)氣再燃為生物質(zhì)能的合理利用提供了新方向[2-5]。燃煤鍋爐摻燒的再燃氣主要包括天然氣、沼氣、高爐煤氣以及生物質(zhì)氣等。王鵬濤等[6]研究表明，對燃煤鍋爐脫硝影響較大的氣體成分是甲烷，其次是其他碳烴類物質(zhì)。陳寶明等[7]研究證明在天然氣再燃中，最佳再燃量為15%，最佳再燃燃料停留時間為0.67 s。陶曉華等[8]等在900～1 200 ℃下，研究了不同煤種采用天然氣再燃時NOx濃度變化，結(jié)果表明主燃煤種種類不是還原NOx的主要影響因素，高溫時NOx脫除效果更好，再燃量是保證再燃效果的重要因素。路建偉[9]通過模擬驗證得出，在高爐煤氣摻燒中，摻燒量15%效果最佳，燃盡風(fēng)位置較高時，抑制NOx效果更好。王義德等[10]對工業(yè)鍋爐床層及爐內(nèi)燃燒進行模擬，結(jié)果表明在沼氣再燃中，NOx還原率隨CH4/NO物質(zhì)的量比和沼氣稀釋比增大而升高，再燃沼氣噴口宜布置在前墻。李加護等[11]通過模擬研究，發(fā)現(xiàn)隨著再燃噴口升高，爐膛出口NO排放量隨之降低。孟濤等[12]對鍋爐摻燒市政污泥進行數(shù)值模擬研究，結(jié)果表明，隨著污泥摻混比增加,爐膛整體溫度下降，影響燃燒穩(wěn)定性，同時爐膛出口NOx質(zhì)量濃度有所降低。污泥摻混比例增加至20%，束腰配風(fēng)NOx質(zhì)量濃度最低為156.42 mg/m3。李振山等[13]對開發(fā)的CFD數(shù)值模擬框架、焦炭燃燒氣化模型和氣相組分燃燒模型以及數(shù)值模擬實現(xiàn)方法進行驗證，結(jié)果表明可實現(xiàn)生物質(zhì)氣化耦合煤粉低氮燃燒發(fā)電技術(shù)的設(shè)計優(yōu)化。

生物質(zhì)氣主要來自生物質(zhì)氣化產(chǎn)生的合成氣，主要成分包括氮氣、氫氣、一氧化碳和烷烴類。趙世偉等[14]認(rèn)為生物質(zhì)氣耦合燃煤發(fā)電可以降低污染物NOx、SOx等的排放，但鍋爐效率有所降低。徐皓鵬等[15]研究了600 MW超臨界對沖鍋爐內(nèi)生物質(zhì)氣與煤粉混燃過程，結(jié)果表明，混燃比每增加10%，燃燒溫度降低50 ℃，20%混燃比時最高分別降低21%和48%。劉春元等[16]在管式流動試驗臺上以生物質(zhì)氣為再燃燃料，對燃燒過程中的NO還原進行試驗，結(jié)果表明此技術(shù)可以減少NO排放80%左右。蔡興飛等[17]開展了燃燒全煤和配燒入爐熱量為15%的焦?fàn)t煤氣再燃脫硝的數(shù)值模擬，結(jié)果表明，相對于燃燒全煤,通入入爐熱量15%的焦?fàn)t煤氣后，爐膛出口的飛灰含碳量和CO降低，燃燒效率提高，NOx排放量降低了21%。ZHOU等[18]研究發(fā)現(xiàn)燃燒溫度和摻燒比例顯著影響燃燒效率。而隨著摻燒比的增大，鍋爐燃燒生成的堿金屬增多，導(dǎo)致鍋爐腐蝕和灰沉積。張小桃等[19]對某電廠600 MW燃煤機組耦合生物質(zhì)氣再燃污染物排放進行仿真模擬，研究再燃區(qū)過量空氣系數(shù)對降氮的影響，結(jié)果表明，當(dāng)再燃區(qū)過量空氣系數(shù)在0.7～0.8時，再燃鍋爐耦合系統(tǒng)降氮效果最好。孫俊威[20]通過FLUENT軟件對600 MW鍋爐生物質(zhì)氣再燃進行模擬，發(fā)現(xiàn)隨著再燃份額增大，脫氮率增大，折焰角出口溫度和CO物質(zhì)的量分?jǐn)?shù)呈增大趨勢，CO2和O2物質(zhì)的量分?jǐn)?shù)逐漸減小。

生物質(zhì)氣化后間接送入煤粉鍋爐中進行再燃能解決生物質(zhì)原料直接再燃帶來的鍋爐沾污結(jié)渣問題，實現(xiàn)高效發(fā)電。現(xiàn)役的氣化耦合項目有國電荊門10.8 MW[21]、華電襄陽10.8 MW、大唐長山20 MW氣化耦合項目。

前人研究主要針對再燃摻燒比例、再燃噴口位置、過量空氣系數(shù)等因素進行研究，對再燃區(qū)噴口角度研究較少。筆者利用FLUENT軟件，通過對不同種類再燃氣摻燒和不同再燃區(qū)噴口角度進行模擬，對比分析再燃氣摻燒和不同再燃噴口角度對爐膛溫度，煙氣組分及NOx排放的影響，以期為大容量機組燃煤耦合生物質(zhì)氣技術(shù)的開發(fā)提供理論數(shù)據(jù)。

1 試 驗

1.1 燃煤鍋爐結(jié)構(gòu)及再燃改造

研究對象為某廠研制的660 MW機組超超臨界、一次再熱、四角切圓燃煤鍋爐，鍋爐型號為HG-1968/29.3-YM5，鍋爐爐膛寬度19.268 m，深度19.230 m，高度67.159 m。爐膛結(jié)構(gòu)及燃燒器布置如圖1所示。主要研究再燃區(qū)NOx抑制生成效果，故忽略屏式過熱器對爐膛上部的影響[22-23]。

燃燒器呈四角切圓布置，一次風(fēng)噴口有6層共24個，二次風(fēng)噴口有7層共28個，一次風(fēng)噴口與二次風(fēng)噴口間隔布置，燃盡風(fēng)噴口有3層共12個。

模擬研究工況：工況1為純煤燃燒；工況2～4分別為秸稈氣、甲烷氣、沼氣再燃燃燒；工況5～7分別為秸稈氣再燃噴口向下傾斜5°、15°、25°；工況8～10分別為甲烷氣再燃噴口向下傾斜5°、15°、25°；工況11～13分別為沼氣再燃噴口向下傾斜5°、15°、25°。再燃工況下，需要對爐膛結(jié)構(gòu)進行改造。在主燃燒區(qū)和燃盡風(fēng)區(qū)之間增添一個再燃區(qū)，在再燃區(qū)布置1層再燃燃料噴口和1層再燃空氣噴口。

再燃燃料的摻燒熱為鍋爐總輸入熱的10%。由于3種再燃燃料的熱值不同，在相同熱量下消耗的燃料量不同。因此，在保證再燃噴口相同的氣體速度下，再燃噴口的面積有所不同。4種工況的噴口布置如圖1所示。

圖1 鍋爐結(jié)構(gòu)及噴口布置形式Fig.1 Boiler structure and burner arrangement

采用定噴口速度的模式，通過相同的再燃噴口速度計算得出不同工況下的再燃噴口面積，由于甲烷和沼氣的熱值比秸稈氣大得多，所以甲烷和沼氣的噴口面積小于秸稈氣噴口，秸稈氣噴口面積為0.65 m×0.45 m，甲烷噴口面積為0.650 m×0.032 m，沼氣噴口面積為0.65 m×0.05 m。在再燃工況下，需要用再燃燃料代替一部分煤粉，根據(jù)再燃燃料單位質(zhì)量所含熱量可以計算出所需再燃燃料量，即

(1)

式中，qre為再燃氣流量，m3/s；Bcoal為純煤燃燒時的燃煤消耗量，kg/h；β為再燃氣摻燒比，取10%；Qre為單位體積再燃氣在一定溫度下燃燒釋放的能量，kJ/m3。

再燃氣摻燒時，所消耗的空氣量也會發(fā)生變化，計算公式為

VL=(Vc+Vre)α，

(2)

式中，VL為再燃氣摻燒時所消耗的實際空氣量，m3/s；Vc為煤粉燃燒時所需理論空氣量，m3/s；Vre為再燃氣燃燒時所需理論空氣量，m3/s；α為過量空氣系數(shù)，取1.2。

1.2 燃料特性

選用煤種為神府東勝煤，工業(yè)分析和元素分析見表1。

表1 煤的工業(yè)分析和元素分析

再燃氣采用450 ℃秸稈氣與20 ℃純甲烷和沼氣，秸稈氣、沼氣成分見表2。

純甲烷、秸稈氣、沼氣熱值分別為35 823、5 695.8、23 045.23 kJ/m3。

不同工況下各噴口風(fēng)速見表3。

表2 再燃氣特性參數(shù)

表3 不同工況下噴口速度初始參數(shù)

1.3 數(shù)學(xué)模擬與計算方法

采用GAMBIT軟件對鍋爐進行全尺寸建模，為減少偽擴散效應(yīng)，對主燃燒區(qū)采用Pave方法生成非結(jié)構(gòu)性網(wǎng)格；同時，為了提高模擬精度，對主燃燒區(qū)進行網(wǎng)格加密處理。為驗證網(wǎng)格無關(guān)性，測試了87萬、105萬、126萬和151萬4種不同網(wǎng)格數(shù)模型，相對于105萬網(wǎng)格數(shù)模型，87萬網(wǎng)格數(shù)模型結(jié)果偏差7.3%，126萬和151萬網(wǎng)格數(shù)模型偏差在3.5%以內(nèi)，105萬網(wǎng)格已達到網(wǎng)格無關(guān)，因此選用105萬網(wǎng)格作為計算網(wǎng)格。

生物質(zhì)氣或甲烷摻燒計算過程復(fù)雜。其數(shù)學(xué)模型包括焦炭燃燒模型、顆粒軌跡模型、氣相湍流模型、輻射傳熱模型等模塊。模擬流程如圖2所示。

圖2 再燃氣摻燒模擬流程Fig.2 Re-burning gas co-firing simulation process

模擬焦炭燃燒過程采用動力學(xué)/擴散限制燃燒模型，即動態(tài)/擴散控制反應(yīng)速率方程模型。在煤粉燃燒模型中還需要考慮湍流的影響，由此引入PDF來計算湍流的影響，這樣計算模型更接近真實鍋爐爐膛中煤粉燃燒的真實情況。在研究鍋爐爐膛煤粉燃燒時采用標(biāo)準(zhǔn)的k-ε兩方程湍流模型(Standk-εmodel)。

爐內(nèi)燃燒溫度變化時，煤粉顆粒析出揮發(fā)分的總速率采用雙方程模型，其公式描述為：

低溫下：

(3)

高溫下：

(4)

其中，mdaf為干燥無灰基煤粉質(zhì)量，kg；Ch為焦炭質(zhì)量，kg；V為揮發(fā)分質(zhì)量，kg；Y1、Y2分別為低溫下和高溫下參與反應(yīng)的揮發(fā)分在熱解中的質(zhì)量分?jǐn)?shù),%。

(5)

式中，k1、k2分別為低溫和高溫時的反應(yīng)速率常數(shù)；V1為低溫下煤粉析出的揮發(fā)分質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%；V2為高溫下煤粉析出的揮發(fā)分質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%;τ為時間步長，s。

當(dāng)煤粉顆粒進一步吸收熱量，析出的揮發(fā)分在空氣作用下迅速燃燒，使周圍焦炭發(fā)生燃燒反應(yīng)。焦炭燃燒過程復(fù)雜，主要包括對表面空氣的吸附、焦炭表面的劇烈燃燒、表面生成物的解析及擴散。目前，用于焦炭燃燒的數(shù)學(xué)模型主要有多表面反應(yīng)模型、擴散控制反應(yīng)速率模型及動力學(xué)/擴散控制反應(yīng)速率模型等。為了更好地表達焦炭燃燒涉及的所有過程，同時考慮擴散作用和動力學(xué)對焦炭燃燒反應(yīng)速率的影響，使得鍋爐內(nèi)燃燒狀況與實際工況更加相符，選用動力學(xué)/擴散控制反應(yīng)速率模型。

擴散反應(yīng)速率為

(6)

式中，D0為燃料的擴散反應(yīng)速率，m/s；C1為擴散速率常數(shù)；Tp為煤粉溫度，K；T∞為周圍環(huán)境溫度，K；dp為煤粉直徑，μm。

燃燒速率為

(7)

式中，mp為煤粉顆粒質(zhì)量，kg；t為時間，s；p0x為助燃劑分壓，Pa；R為動力學(xué)反應(yīng)速率常數(shù)，J/(mol·k)。

動力學(xué)反應(yīng)速率常數(shù)為

R=C2exp(-E/RTp)，

(8)

式中，C2為反應(yīng)速率指前因子；E為化學(xué)反應(yīng)活化能，kJ/mol。

綜上所述，煤粉顆粒燃燒中，揮發(fā)分析出階段采用能同時考慮析出速率與燃燒溫度變化過程的雙方程模型，對于焦炭燃燒則選擇動力學(xué)/擴散控制反應(yīng)速率模型進行仿真分析。

本文主要模擬再燃燃料對爐內(nèi)燃燒過程的影響，即爐內(nèi)各組分、濃度和溫度場的變化。將空氣流作為氧化性氣流，再燃氣體作為二次燃料流進行設(shè)置：

當(dāng)輻射熱流為qr時，其表示為

(9)

式中，a為吸收系數(shù)；σs為散射系數(shù)；C為線性各相異性相位函數(shù)系數(shù)；G為入射輻射量。

入射輻射量表示為

?(Γ?G)-aG+4aσT4=SG，

(10)

(11)

式中，σ為斯蒂芬-玻爾茲曼常數(shù),J/K；T為溫度，K；SG為自定義的輻射源項。

P-1模型的壁面邊界條件為

(12)

式中，qr,w為壁面輻射通量，W/m；εw為爐膛的壁面黑度；n為折射率；Tw為爐膛壁溫，K；ρw為壁面反射率；GW為爐內(nèi)壁面的入射輻射量。

煤粉在鍋爐燃燒時，主要以輻射傳熱傳遞熱量，將煤粉燃燒產(chǎn)生的熱量傳給水冷壁中的水，模擬計算爐內(nèi)輻射傳熱過程時，選擇使用P-1輻射模型，該模型以熱流法為基礎(chǔ)，適用于研究顆粒與氣相間輻射換熱的模擬，本文采用的壁面輻射率為0.8[19]。

采用Simple算法計算離散方程組的壓力和速度耦合，最后計算NOx排放濃度。

1.4 燃煤鍋爐氣體再燃降低污染物排放原理

燃煤鍋爐再燃是將再燃氣體等作為二次燃料投入主燃燒區(qū)與燃盡區(qū)之間的再燃區(qū)，在主燃區(qū)煤粉燃燒生成的NOx產(chǎn)物與再燃區(qū)再燃氣體中受熱分解的烴類基團相互碰撞，生成相應(yīng)的含氮中間體，這些含氮中間體與還原性基團發(fā)生還原反應(yīng)，最終將一部分NOx轉(zhuǎn)化為N2。

基于以上原理，將爐膛從上向下依次劃分為燃盡區(qū)、再燃區(qū)和主燃燒區(qū)。根據(jù)空氣分級燃燒，使鍋爐進入低氮再燃燃燒。主燃燒區(qū)為NOx生產(chǎn)區(qū)，過量空氣系數(shù)>1，投入占鍋爐總熱量75%～90%的燃料與助燃空氣；再燃區(qū)發(fā)生NOx還原反應(yīng)，過量空氣系數(shù)<1，投入占鍋爐總熱量10%～25%的再燃燃料與助燃空氣；燃盡區(qū)，過量空氣系數(shù)>1。一些活性氮類被氧化為NOx，但濃度遠低于主燃區(qū)NOx濃度，因此可忽略不計。

純煤燃燒工況下，煤粉全部在主燃燒區(qū)燃燒，主燃燒區(qū)溫度高，部分未完全燃燒的煤粉在燃盡風(fēng)區(qū)通入一部分空氣后繼續(xù)燃燒，一、二次風(fēng)和燃盡風(fēng)按照2.5∶4.5∶3.0投入，由于主燃區(qū)燃燒溫度較高，生成大量NOx產(chǎn)物。

采用氣體再燃技術(shù)，生物質(zhì)氣中還原NOx的主要成分為CH4、H2和CO。CH4還原NOx的效率相對CO和H2更高，其機理可分為2部分：再燃燃料分解；分解產(chǎn)物與NO發(fā)生還原反應(yīng)，將其還原為N2。主要反應(yīng)過程如圖3所示。

圖3 CH4還原原理Fig.3 Principle of CH4 reduction

H2還原NOx的效率略高于CO，其還原機理也可以分為2部分：H2熱解成為自由基H；自由基H與NO發(fā)生還原反應(yīng)，通過中間產(chǎn)物HNO將NO還原成為N2。CO還原NOx是直接發(fā)生反應(yīng)，將NOx還原成為N2，但還原效率低于CH4和H2。

采用FLUENT軟件計算NO體積分?jǐn)?shù)，求得NOx質(zhì)量濃度：

(13)

式中，ρ(NOx)為標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下含氧量6%的干煙氣中NOx質(zhì)量濃度，mg/m3；φ(NO)為干煙氣中NO體積分?jǐn)?shù)，10-6；φ(O2)為干煙氣中O2體積分?jǐn)?shù)，%。

2 結(jié)果分析

2.1 模型驗證

以文獻[24-25]中采用相同鍋爐型號模擬數(shù)據(jù)為基準(zhǔn)，對比見表4?？芍獱t膛出口煙溫和爐膛出口的NOx質(zhì)量濃度偏差分別為4.29%和3.92%，說明模擬數(shù)據(jù)較準(zhǔn)確。

表4 模擬結(jié)果驗證

2.2 耦合燃燒對溫度及煙氣組分模擬結(jié)果分析

2.2.1不同再燃燃料摻燒對比

基于搭建的鍋爐爐膛仿真模型，研究不同工況下的爐膛溫度場以及煙氣組分，各工況爐內(nèi)煙氣溫度沿爐膛高度分布如圖4所示。

圖4 爐膛各水平截面煙氣平均溫度分布Fig.4 Average temperature distribution of flue gas in each horizontal section of furnace

由圖4可知，純煤燃燒時，從主燃燒區(qū)底部12 m處到主燃燒區(qū)最上層28 m處溫度增加到峰值，純煤燃燒主燃燒區(qū)溫度峰值最高，為1 885.71 K。由于煤粉集中在主燃燒區(qū)燃燒，因此放熱較多。從主燃燒區(qū)最上層到燃盡風(fēng)區(qū)溫度稍下降，燃盡風(fēng)區(qū)由于通入的燃盡風(fēng)溫度較低，溫度先下降，通入燃盡風(fēng)攜帶一部分氧氣，未完全燃燒的部分燃料可以在燃盡風(fēng)區(qū)繼續(xù)燃燒放出熱量，故溫度小幅上升。通入再燃氣再燃時，主燃燒區(qū)溫度有所降低，在再燃區(qū)出現(xiàn)另一個峰值，這是因為主燃燒區(qū)燃料量有所降低，但再燃氣體的投入使再燃區(qū)溫度又有所回升，燃盡風(fēng)區(qū)未完全燃燒的再燃燃料和煤粉燃料繼續(xù)燃燒發(fā)熱，溫度小幅上升。不同再燃燃料摻燒時，爐膛出口煙氣平均溫度有小幅變化。秸稈氣再燃時鍋爐出口溫度最高，為1 351.68 K。

不同工況下,爐膛不同高度處的O2、CO、CO2和NOx體積分?jǐn)?shù)如圖5所示，爐膛出口處的O2、CO、CO2和NOx體積分?jǐn)?shù)如圖6所示。純煤、秸稈再燃氣、甲烷再燃氣、沼氣再燃氣爐膛出口煙氣流量分別為738.0、743.2、718.8、722.6 kg/s。

圖5 各工況爐內(nèi)煙氣組分變化趨勢Fig.5 Change trend of flue gas composition under different conditions

由圖5(a)可知，4種工況的O2組分變化大致相同。從主燃燒區(qū)下部12 m處以上O2體積分?jǐn)?shù)升高，直到主燃燒區(qū)25 m處體積分?jǐn)?shù)達到峰值，其中純煤工況下O2體積分?jǐn)?shù)最高為4.51%，然后O2體積分?jǐn)?shù)下降，到燃盡風(fēng)區(qū)下側(cè)34 m處達到最低值，隨后開始回升，在燃盡風(fēng)區(qū)體積分?jǐn)?shù)回升到峰值，隨后逐漸降低，這是由于大部分燃料燃燒都在主燃區(qū)，為保證燃料完全燃燒，大部分O2在主燃區(qū)通入鍋爐，O2消耗量大，在燃盡風(fēng)區(qū)通入燃盡風(fēng)也會帶入大量O2。由圖6可知，沼氣再燃時，爐膛出口的O2體積分?jǐn)?shù)最大，為3.58%；甲烷再燃時，爐膛出口O2體積分?jǐn)?shù)最低，為2.94%。

圖6 各工況爐膛出口煙氣成分濃度Fig.6 Concentration of flue gas components at furnace outlet under various working conditions

由圖5(b)可知，4種工況的CO組分變化大致相同。CO體積分?jǐn)?shù)在主燃燒區(qū)中下部最高，這是由于煤粉剛進入鍋爐時燃燒不充分，產(chǎn)生大量CO，然后隨著煤粉充分燃燒消耗CO，CO體積分?jǐn)?shù)沿高度向上依次降低。再燃氣體摻燒時，主燃燒區(qū)燃料量下降，溫度下降，因此燃燒充分程度不如純煤，所以主燃燒區(qū)CO體積分?jǐn)?shù)高于純煤燃燒，而且由于再燃燃料中含有一部分CO，再燃區(qū)屬于還原性氛圍，氧濃度比較低，CO來不及與氧結(jié)合，因此再燃區(qū)CO體積分?jǐn)?shù)回升，然后沿高度向上體積分?jǐn)?shù)逐漸降低。由圖6(b)可知，純煤燃燒時爐膛出口CO體積分?jǐn)?shù)最低，為0.01%，甲烷再燃時CO體積分?jǐn)?shù)最高，達0.63%。

由圖5(c)可知，CO2組分變化與CO相反。在主燃燒區(qū)，溫度較高，消耗大量碳生成CO，而在低溫區(qū)CO與多余的O2反應(yīng)生成CO2，主燃燒區(qū)CO2體積分?jǐn)?shù)先降再增。在再燃區(qū)通入再燃氣體后，CO2體積分?jǐn)?shù)小幅下降。在燃盡風(fēng)區(qū)，主燃燒區(qū)未完全燃燒產(chǎn)物和部分再燃氣體燃料燃燒繼續(xù)生成CO2。在生物質(zhì)氣摻燒時，由于再燃區(qū)通入大量再燃氣攜帶CO和CO2，CO又與NO反應(yīng)生成CO2，因此再燃區(qū)CO2體積分?jǐn)?shù)上升。由圖6(c)可知，純煤燃燒出口CO2體積分?jǐn)?shù)最高為14.60%；單位熱量生物質(zhì)氣的含碳量低于煤炭，提供相同熱量時，生物質(zhì)氣摻燒燃煤的含碳量低于燃煤工況，因此秸稈再燃CO2出口體積分?jǐn)?shù)最低，為12.99%。

由圖5(d)可知，NOx主要生成區(qū)域為主燃燒區(qū)，再燃區(qū)的主燃燒區(qū)燃料量小，因此產(chǎn)生NOx較少，之后隨爐膛高度升高而下降。在燃盡風(fēng)區(qū)由于完全燃燒燃料在此區(qū)域繼續(xù)燃燒生成NOx，所以NOx有所回升。之后隨爐膛高度上升變化趨于平緩。在再燃區(qū)，再燃工況下的NOx被還原，NO急劇下降。由于不同類型再燃氣體中的還原成分不同，所以3種再燃還原NOx效果不同。甲烷氣成分為純CH4，所以還原效果最好，沼氣還原性成分為約54%的CH4，還原效果次之，秸稈氣還原性成分為約21.5% 的H2和25.5%的CO，所以還原效果不及以上2種。由圖6(d)可知，純煤、秸稈氣、甲烷氣和沼氣4種工況的爐膛出口NOx質(zhì)量濃度分別為336.27、268.57、248.22、251.37 mg/m3，秸稈氣、甲烷氣、沼氣再燃NOx減排率分別達20.1%、26.2%、25.2%，甲烷氣再燃效果高于秸稈氣和沼氣。

2.2.2不同再燃噴口角度對比

以上述鍋爐為研究對象、秸稈氣摻燒為對照組，再燃噴口豎直擺動角度分別為5°、15°和25°，對工況5～7進行仿真模擬，研究再燃噴口擺角變化對鍋爐燃燒和出口NOx排放的影響。不同工況下的煙氣速度分布云圖如圖7所示。

圖7 不同工況下爐內(nèi)煙氣速度分布云圖Fig.7 Velocity distribution of flue gas under different conditions

由圖7可知，工況2為秸稈氣再燃噴口水平噴出再燃燃料，在此工況下，爐膛內(nèi)部煙氣速度場分布均勻，形成穩(wěn)定速度流場，爐內(nèi)煙氣不斷向上卷吸，導(dǎo)致爐膛中心形成真空渦流。噴口適當(dāng)向下擺動可使再燃噴口噴出的氣體與主燃燒區(qū)的向上氣流形成對沖，減弱爐膛內(nèi)向上氣流的流速，對爐膛中心的渦流旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生抑制作用。當(dāng)噴口繼續(xù)向下擺動25°時，再燃噴口向下分速度進一步增大，與爐膛內(nèi)氣流的對沖強度增加，對主燃區(qū)內(nèi)煙氣流動形成較大的干擾。

秸稈氣、沼氣、甲烷不同噴口下傾角度的煙氣平均溫度及NOx分布情況如圖8所示。由圖8(a)可知，噴口角度向下擺動幅度對爐內(nèi)溫度場的變化趨勢基本無影響。噴口適當(dāng)向下擺動可以改善爐膛燃燒，使再燃氣體與主燃燒區(qū)煙氣產(chǎn)生對沖，爐內(nèi)的氣流旋轉(zhuǎn)強度減小，提高爐膛內(nèi)部空氣充滿度，進而提高鍋爐燃燒效率。再燃噴口向下傾斜15°時，爐膛內(nèi)截面最高平均溫度可達1 865.45 K。再燃噴口向下傾斜25°時，由于噴口向下擺動角度過大，再燃區(qū)氣流與主燃燒區(qū)旋轉(zhuǎn)氣流對沖，使氣團傳熱效率降低，爐內(nèi)中部真空渦流增大，影響主燃燒區(qū)煤粉燃燒，降低爐膛燃燒強度，爐膛內(nèi)截面最高平均溫度只有1 740.41 K。

圖8 爐膛各水平截面煙氣平均溫度及NOx分布Fig.8 Flue gas temperature and NOx field

由圖8(b)可知，相比再燃噴口水平噴出再燃氣體，噴口角度適當(dāng)向下傾斜可使?fàn)t膛主燃燒區(qū)NOx質(zhì)量濃度上升，降低氣流上升速度，間接增加再燃還原反應(yīng)時間，提升再燃還原效果，從而降低NOx排放；傾斜角度過大，雖然主燃區(qū)溫度降低會使主燃燒區(qū)NOx濃度降低，但同時再燃區(qū)停留時間過長和再燃區(qū)流場中真空渦流過大也會降低再燃效率，使再燃區(qū)NOx質(zhì)量濃度降低。爐膛出口NOx質(zhì)量濃度如圖6(d)所示，噴口下擺角度為15°時，爐膛出口NOx減排效果最好，秸稈氣、甲烷、沼氣的減排率分別達31.73%、35.66%和33.85%。

3 結(jié) 論

1)再燃氣摻燒時，主燃燒區(qū)溫度有所降低，純煤燃燒時溫度最高為1 885.71 K。但純煤燃燒爐膛出口煙氣溫度小于再燃摻燒。

2)純煤燃燒和再燃氣摻燒時爐膛內(nèi)CO、CO2、O2體積分?jǐn)?shù)變化趨勢基本一致。相較于純煤燃燒，再燃氣摻燒時爐膛出口CO體積分?jǐn)?shù)升高，O2和CO2體積分?jǐn)?shù)降低。

3)再燃氣摻燒可以大幅降低NOx排放，再燃燃料種類對NOx質(zhì)量濃度有所影響，其中甲烷氣再燃效果最佳，減排率可達26.2%，沼氣次之，秸稈氣的NOx排放率可達20.1%。

4)再燃噴口向下傾斜角度可以有效改善爐膛氣流強度，提高燃燒效率，增加再燃還原反應(yīng)時間，降低出口NOx排放量。再燃噴口最佳向下傾斜角度為15°，在此噴口角度下，秸稈氣、甲烷、沼氣NOx減排率分別達到31.73%、35.66%、33.85%。