不同空氣分級模式下氨煤摻燒數(shù)值模擬

牛 濤,張文振,魏書洲,張超群,李 明,初 偉,劉 平,馬 侖,王學斌

(1.煙臺龍源電力技術(shù)股份有限公司,山東 煙臺 264006;2.三河發(fā)電有限責任公司,河北 廊坊 065201;3.河北省燃煤電站污染防治技術(shù)創(chuàng)新中心,河北 廊坊 065201;4.華中科技大學 煤燃燒國家重點實驗室,湖北 武漢 430074;5.西安交通大學 能源與動力工程學院,陜西 西安 710049)

0 引 言

世界各國對氣候變暖問題普遍重視,并已對控制溫室氣體排放問題達成重要共識。燃煤電廠的CO2排放是溫室氣體的重要來源。據(jù)統(tǒng)計,燃煤電廠排放的CO2占我國總碳排放量的近50%。為控制燃煤電廠CO2排放,各國學者不斷提出各類先進碳捕集技術(shù),如燃燒前捕集、燃燒后捕集、富氧燃燒技術(shù)等[1]。然而上述技術(shù)的主要局限在于高昂的運行成本[2]。以較有前景的富氧燃燒技術(shù)為例,投入碳捕集前后的凈發(fā)電效率可降低接近10個百分點,因此很難在燃煤電廠進行大規(guī)模推廣和裝備。近些年來,零碳燃料的開發(fā)和利用成為業(yè)內(nèi)的熱議話題。其中典型的零碳燃料是指燃燒過程中不存在CO2排放(如氫氣、氨)或由CO2直接轉(zhuǎn)化而來的燃料(如農(nóng)林廢棄物)。零碳燃料的開發(fā)和利用將有助于直接減少化石燃料的消耗,具有碳減排前景[3]。

氨煤混燒被視為適合在燃煤電廠大規(guī)模推廣的碳減排手段之一[4]。一方面,氨氣熱值適中,作為零碳燃料,燃燒過程中不存在CO2轉(zhuǎn)化,在充分燃盡的前提下不會對環(huán)境造成危害。另一方面,合成氨是重要的儲氫途徑,可有效解決氫儲存、運輸難題[5]。國內(nèi)外已有眾多學者對氨/煤摻燒技術(shù)開展了基礎(chǔ)和中試試驗,以及相應的數(shù)值模擬[6]。

與其他常規(guī)氣體燃料相比,氨燃料具有燃點高、火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊?、著火延遲時間長等特點[7]。由于氮元素是氨的關(guān)鍵組成元素,因此燃煤摻氨后的NOx排放一直是氨煤混燒研究中的重要議題。FAN等[8]基于固定床反應器研究了反應區(qū)內(nèi)氨氣、煤、焦與NO之間的相互作用。研究結(jié)果表明,盡管氨氣在特定工況下具有對NO的還原能力,但模擬煙氣中氧氣的存在使氨氣更傾向于向NOx轉(zhuǎn)化,而相同還原條件下,煤、焦炭對于NO的還原能力高于氨氣?；谀?.5 MW煤粉燃燒試驗平臺,ZHANG等[9]研究了氨煤摻燒在爐內(nèi)的燃燒特性及NOx排放水平,結(jié)果表明,增加氨摻燒比例可能使焦炭未燃盡比率提高,但氨氣混入有助于對爐內(nèi)生成的NOx起到還原作用,NOx排放水平有所降低。但氨的摻燒比例過高可能使氨燃料噴入爐內(nèi)的速度過高,進而可能破壞爐內(nèi)煙氣的卷吸效果,形成的高溫火焰可能會對周圍水冷壁造成熱量沖擊。YOSHIZAKI[10]在150 MW燃煤電廠開展了小比例摻氨試驗,實時測量結(jié)果顯示,摻入約1%氨氣對于爐內(nèi)溫度場、NOx排放并未產(chǎn)生顯著影響。TAMURA等[11]基于某1.2 MW燃煤中試試驗平臺開展了氨/煤摻燒試驗,重點討論了氨氣噴入位置對尾部NOx排放濃度的影響,結(jié)果表明相比從側(cè)墻送入,當氨和煤粉一同自燃燒器噴入時,NOx排放更低?；谝慌_10 MW煤粉爐,NAGATANI等[12]報道了摻氨對于爐內(nèi)NOx排放的影響規(guī)律,分別討論了摻氨比例、燃料分級、輸入熱功率等因素,發(fā)現(xiàn)即使在摻氨工況下,爐內(nèi)NOx排放仍可能達到與純煤燃燒工況相當,前提是氨在燃燒器通道的分配位置、過量空氣系數(shù)等需合理配置?；?0 MW工業(yè)級別的煤粉爐,牛濤等[13]在國內(nèi)報道了大流量、大比例的燃煤鍋爐摻氨試驗,其研究結(jié)果表明,各摻燒比例下,爐內(nèi)火焰穩(wěn)定,燃料燃盡充分,且在合理的過量空氣系數(shù)條件下實現(xiàn)了摻氨工況NOx排放與純煤燃燒工況相當。上述試驗結(jié)果表明,氨在煤粉爐內(nèi)摻燒具有一定可行性,相比其他常規(guī)氣體燃料,氨燃料自身燃燒特性不足以及燃燒過程中潛在的高NOx排放風險可通過合理的空氣分級、燃料分級等方案有效避免。

數(shù)值模擬方法在鍋爐配風、燃燒器設計等領(lǐng)域應用廣泛。近些年,研究者針對氨在燃燒爐內(nèi)的摻燒策略優(yōu)化問題開展了部分模擬工作?；?00 MW煤粉爐,LYU等[14]討論了氨摻燒比例、主燃區(qū)當量比、燃盡風位置等因素對爐內(nèi)速度場、溫度場及NOx排放等影響。結(jié)果表明,隨氨摻燒比例提高,爐內(nèi)整體溫度降低,而局部流速提高;在較高的氨摻燒比例下,可通過合理的空氣分級實現(xiàn)爐內(nèi)低NOx排放。ISHIHARA等[15]討論了氨摻燒比例對爐內(nèi)反應行為影響。通過對爐膛分區(qū)并構(gòu)建反應網(wǎng)絡,采用詳細化學反應機理評估了氨、煤混合燃料在爐內(nèi)的轉(zhuǎn)化。研究發(fā)現(xiàn),隨氨摻燒比例提高,氨的主要反應區(qū)域及NO排放濃度的峰值位置向下游移動。同時,氨摻燒比例的提高也有助于在爐內(nèi)局部區(qū)域形成高濃度氨,進而有助于在氨分解過程中抑制燃料氮向NO轉(zhuǎn)化。

盡管已有眾多針對氨摻燒的報道,對于深度空氣分級模式下的氨煤摻燒策略還有待進一步探討?；?0 kW自穩(wěn)燃試驗平臺,對氨煤摻燒模式下的空氣分級策略開展了數(shù)值模擬研究,重點研究了不同空氣分級策略下爐內(nèi)的燃燒行為變化,包括對溫度、組分濃度、焦炭燃盡、NOx排放水平等變量進行詳細統(tǒng)計,最終得到關(guān)于氨煤摻燒模式下空氣分配策略。

1 模擬對象與方法

1.1 模擬系統(tǒng)

模擬工作在某20 kW自穩(wěn)燃沉降爐試驗平臺開展。試驗系統(tǒng)如圖1所示,試驗臺頂端安裝煤粉燃燒器,其中一、二次風噴口內(nèi)徑分別為16和38 mm,氨通過10 mm環(huán)形噴口送入。試驗臺整體高度約3 m,為在爐內(nèi)更好實現(xiàn)氨煤摻燒試驗,沿程高度方向自上而下分別布置了噴氨口和燃盡風口。其中噴氨口距離煤粉燃燒器一次風入口為0.7 m,燃盡風口距離一次風噴口約1.3 m。有關(guān)該試驗平臺詳細介紹可參考文獻[16]。為開展模擬工作,對幾何模型進行正六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分。由于模型的對稱性,為減少計算耗時,選取爐膛的1/8區(qū)域進行研究,并采用周期性邊界條件。對于燃燒器附近,網(wǎng)格采用加密處理以更好地捕捉燃煤著火。模擬過程中,分別采用12 萬、36 萬、55萬網(wǎng)格開展了驗證,最終選擇36 萬六面體網(wǎng)格進行了模擬計算。模擬采用的煤為大同煙煤,前期已在該爐內(nèi)開展了大量試驗,并獲得了較詳盡的燃燒數(shù)據(jù),方便模型驗證。大同煙煤的工業(yè)分析、元素分析及發(fā)熱量見表1。

表1 大同煤煤質(zhì)分析

圖1 模擬系統(tǒng)示意Fig.1 Diagram of simulation system

研究表明,燃煤過程中摻氨比例、過量空氣系數(shù)、燃料/空氣分級方式等均可能對爐內(nèi)燃燒行為產(chǎn)生重要影響。為控制研究變量,模擬過程中保持摻氨比例(摻氨比例占輸入總熱量的20%)和整體的過量空氣系數(shù)1.2,通過改變煤燃燒區(qū)域的過量空氣系數(shù)(α分別取0.996、0.912、0.840、0.696),研究了不同工況下的溫度、組分濃度、焦炭燃盡及NOx排放行為,為氨在燃煤鍋爐中的摻燒策略制定提供一定理論依據(jù)。

1.2 計算模型

模擬計算過程中,采用SIMPLE算法求解壓力與速度之間的耦合作用,采用標準k-ε模型模擬爐內(nèi)湍流。輻射方程求解過程中,采用灰氣體加權(quán)模型(WSGG)計算煙氣的吸收系數(shù),采用離散坐標法(DO)對輻射方程進行求解,采用有限速率/渦耗散模型對湍流和化學反應的相互作用進行求解,采用多步表面反應模型考慮了煙氣中O2、H2O和CO2對焦炭的消耗作用,揮發(fā)分的消耗則采用簡化的2步總反應,即揮發(fā)分Vol先與O2反應生成CO、H2O和N2,CO再進一步被氧化為CO2。針對氨在爐內(nèi)消耗的反應過程,采用簡化的3步總反應模擬氨的熱解、氧化及與NO的還原作用,具體反應[17-18]見表2(a為速率指數(shù))。氨轉(zhuǎn)化過程動力學控制方程及參數(shù)如R7～R9。氨燃料可直接通過自身的分解反應生成N2和H2,可與O2發(fā)生氧化反應生成NO和H2,或與NO接觸發(fā)生還原反應。關(guān)于NH3燃燒、消耗的化學反應動力學參數(shù)主要參考馬侖等[18]前期研究結(jié)果。

煤燃燒過程中的NOx轉(zhuǎn)化過程不會對爐內(nèi)燃燒行為造成顯著影響,因此采用后處理計算策略,并主要考慮了熱力型NOx和燃料型NOx的轉(zhuǎn)化作用。其中,熱力型NOx的生成主要依賴反應溫度,并由以下方程描述,其中中間產(chǎn)物[O]和[OH]自由基采用部分平衡法得到[19]:

(1)

(2)

(3)

采用擴展的De Soet機理[20],其中燃料氮先按一定比例轉(zhuǎn)化為前驅(qū)體HCN和NH3(本模擬中二者的轉(zhuǎn)化比例為9∶1),隨后根據(jù)反應控制方程進一步轉(zhuǎn)化為N2或NO。模擬過程中同時考慮了碳氫化合物及焦炭對于NOx的還原作用。有關(guān)于煤粉燃燒過程中氮元素遷徙行為的流程如圖2所示。模型中同時考慮了焦炭、碳氫化合物對NO的還原作用,其中焦炭對于NO的還原作用采用以下動力學方程描述[21]:

圖2 燃料氮的遷徙路徑Fig.2 Pathways of fuel-N conversion

(4)

其中,反應速率可由以下方程描述:

R′=A·exp(-E/RT)p(NO)。

(5)

其中,R′為NO的還原速率,mol/(m2·s);A取0.002 27 mol/(m2·s·Pa);E為142 737.5 J/mol;p(NO)為當?shù)氐腘O分壓,Pa;R為通用氣體常數(shù),8.314 J/(mol·K);T為反應溫度,K。

對于煤,比表面積通常設定為25 000 m2/kg。對于碳氫化合物的還原作用,考慮將揮發(fā)分、CO及H2等效為CH3與NO發(fā)生反應,其中反應速率參數(shù)可參見BOWMAN等[22]的結(jié)果。

(6)

為保證模型設置的合理性,首先在純煤燃燒工況進行了模型驗證,在純燒大同煤工況下,進行了α系數(shù)分別為0.996和0.696條件下中心軸線上模擬結(jié)果和試驗結(jié)果對比,如圖3所示,可見模擬值和試驗值吻合較好。旨在通過數(shù)值模擬研究為該爐內(nèi)氨煤摻燒試驗提供科學指導。由于氨的熱分解、氧化及還原的3步反應方程已在其他文獻中驗證,因此可作為研究模型,預測氨在20 kW反應爐內(nèi)與煤混燃的反應行為。

圖3 純煤燃燒工況的模擬驗證Fig.3 Validation of coal combustion case

2 模擬結(jié)果分析

氨與煤的物理化學組成具有顯著差異,因此煤粉爐內(nèi)摻氨可能顯著影響爐內(nèi)溫度場及組分濃度場。爐內(nèi)溫度場、氧氣濃度場分布不合理時,氨中氮元素向NOx的轉(zhuǎn)化水平將顯著提高。因此,預先開展數(shù)值模擬,探索合理的摻氨模式,對未來工業(yè)級別燃燒爐內(nèi)大規(guī)模摻氨提供借鑒。討論了煤粉燃燒區(qū)域不同過量空氣系數(shù)α工況下爐內(nèi)的溫度、氧氣、氫氣、一氧化碳、焦炭燃盡、NOx分布等情況。

2.1 空氣分級對溫度分布的影響

煤粉燃燒區(qū)域過量空氣系數(shù)分別取0.696、0.840、0.912、0.996,爐內(nèi)溫度場云圖及軸線上的溫度分布如圖4所示。

圖4 溫度場分布Fig.4 Temperature distribution

所用樣品大同煙煤具有較高水分和灰分,在燃燒初期需吸收大量熱,配風也需提高自身顯熱,可見煤粉噴入爐內(nèi)約0.5 m的距離內(nèi)形成一個低溫區(qū)。隨過量空氣系數(shù)提高,著火略有延遲,原因在于燃燒初期配風的增加吸收了更多熱量。但煤粉氣流著火后,配風的增加有利于燃料進一步放熱,導致著火后燃燒高溫區(qū)域擴大,但爐內(nèi)峰值溫度并未發(fā)生顯著變化。α=0.696工況下,氨噴入的位置煙氣溫度約1 600 K,隨α提高,氨噴口位置的煙氣溫度逐漸提高至接近1 900 K。氨氣噴入瞬間即形成穩(wěn)定的氨燃燒火焰。OFA噴口附近各工況的溫度均接近1 200 K,但α提高使OFA噴口前的高溫區(qū)延長,原因在于有更多的燃料參與放熱。在OFA噴口下游,α=0.696工況下溫度水平略高,原因為下游有更多氧氣參與了氧化反應導致放熱增加。

2.2 空氣分級對組分分布的影響

不同α工況下的爐內(nèi)O2濃度云圖及軸線上的氧氣濃度分布如圖5所示?？梢婋Sα提高,高氧濃度區(qū)域越靠近噴氨口。在噴氨口和OFA之間存在一個較低的氧濃度區(qū)間,該布置策略可有效抑制氨氣噴入爐內(nèi)后直接轉(zhuǎn)化為NO。該區(qū)間內(nèi)α=0.969工況的氧濃度顯著高于其他工況,約2%,意味著氨氣在該區(qū)間反應過程中更可能與氧氣發(fā)生氧化反應。OFA噴口下游,由于噴入較少氧氣,導致隨α提高,氧氣濃度更低,但因爐內(nèi)總過量空氣系數(shù)始終維持在1.2左右,導致出口氧濃度約為4%。

進一步統(tǒng)計了爐膛出口的NH3、CO體積分數(shù)以及焦炭燃盡率,如圖6所示。可見盡管始終維持爐內(nèi)整體的氧燃當量比保持不變,隨α降低,各反應物的燃盡情況有所降低。其中α=0.696條件下,NH3排放體積分數(shù)為2×10-7,可忽略不計,CO排放體積分數(shù)為110×10-6,而灰中焦炭含量達12%,換算成焦炭燃盡率為96%。α=0.996工況的焦炭燃盡率可達99%,CO排放量為4.5×10-6。因此,各工況下不同配風模式均能基本實現(xiàn)燃料的燃盡。

圖6 出口組分濃度Fig.6 Components fraction at outlet

2.3 空氣分級對NOx排放的影響

由于氮元素是氨燃料分子的主要構(gòu)成元素,因此氨燃燒過程中的NOx排放控制一直是關(guān)注重點。不同α工況下NOx的排放情況如圖7所示,可見NOx在爐內(nèi)的分布情況具有顯著差異,因此存在很大優(yōu)化空間。隨α提高,NOx排放水平逐漸提高,分別為2.47×10-4、4.19×10-4、6.16×10-4和1.47×10-3。這意味著空氣分級技術(shù)在控制氨煤混燒過程中的NOx排放行為具有重要意義。當α=0.696時,NOx在煤粉燃燒初期的生成量顯著低于α較高的工況,原因在于該工況下燃燒初期處于強還原狀態(tài),此時燃料氮向NOx的轉(zhuǎn)化水平有限,且NOx前驅(qū)體、焦炭、揮發(fā)分對于NOx還原作用發(fā)揮重要作用。氨燃料在

噴入爐內(nèi)瞬間反應溫度較高,形成一個較高濃度的NOx區(qū)域,而氨進一步被上游的還原性煙氣稀釋,與生成的NOx充分接觸并發(fā)生還原反應。結(jié)合溫度場可知,α=0.696工況下氨噴入位置的溫度明顯低于其他工況,此時氨更傾向于與NOx發(fā)生還原反應生成氮氣。給入空氣并不會促使NOx還原反應正向進行,但OFA噴口以下的NOx濃度顯著下降,原因在于給入空氣對于煙氣的稀釋作用。由圖7可知,當折算至O2體積分數(shù)6%時,軸線方向的NOx體積分數(shù)在噴氨口位置前波動較大,而OFA噴口下游波動很小。氨的氧化行為對于當?shù)剡^量空氣系數(shù)十分敏感。相比α≤0.919的工況,當α=0.996時,氨噴入瞬間軸線上NOx體積分數(shù)由不到1×10-3提高至2×10-3以上,因此為在煤粉摻氨燃燒模式下保持較低的NOx排放,控制氨燃燒區(qū)域的溫度和過量空氣系數(shù)十分關(guān)鍵。

在采用的計算模型中,氨除與氧氣發(fā)生氧化反應及與NOx發(fā)生還原反應,自身因受熱分解為H2和N2也是重要的轉(zhuǎn)化路徑。該轉(zhuǎn)化路徑不僅能有效減少氨中的燃料氮向NOx的直接轉(zhuǎn)化,同時分解生成的H2有助于NOx還原。因此,對于H2濃度的統(tǒng)計有助于定量評估氨氣因該路徑的消耗情況。各工況下H2組分在爐內(nèi)的截面及軸線方向的分布情況如圖8所示,可見各工況下因氨分解而造成的H2生成濃度具有顯著差異。整體來講,隨α增大,NH3因受熱直接分解這一反應路徑被顯著削弱,導致H2生成量顯著降低。在α=0.696工況下,H2體積分數(shù)最高位置可達2%,且高濃度區(qū)域可占到總爐膛截面的1/3以上。而α=0.996工況下,H2的生成反應極弱。原因為3條關(guān)于氨的消耗反應路徑間是競爭關(guān)系,當氨燃料所在位置具有較高溫度和氧氣分壓時,氨更傾向于與O2發(fā)生氧化反應,而分解反應被極大削弱。且在較高氧氣分壓情況下,H2的氧化反應相應被促進,導致H2易在更短時間內(nèi)消耗完畢,與NOx的接觸時間顯著縮短,爐內(nèi)關(guān)于NOx的還原反應被極大削弱。

圖8 H2濃度分布Fig.8 H2 distribution

3 結(jié) 論

1)氨煤摻燒工況下,煤燃燒區(qū)域的過量空氣系數(shù)α降低,此時煤初期燃燒形成的高溫區(qū)縮小并提前,有助于抑制煤燃燒過程中燃料氮向NOx轉(zhuǎn)化。

2)噴氨位置的煙氣溫度和氧氣濃度隨α的降低有所下降,這將有助于抑制氨燃料前期與氧氣的反應,而氨燃料向H2和N2的反應路徑得以增強。

3)合理的空氣分級有助于實現(xiàn)氨煤摻燒的低NOx排放,但焦炭燃盡率和氨逃逸量需得到重視。本模擬中,煤燃燒區(qū)域的過量空氣系數(shù)下降導致燃盡情況有所降低,但焦炭整體燃盡率在爐內(nèi)均能達到95%以上,氨逃逸量在10-8數(shù)量級。