燃煤链条炉掺烧半焦NOx生成特性及配风优化数值模拟研究

煤炭是世界最重要的一次能源之一,BP世界能源统计年鉴2021版指出,2020年世界煤炭总消费量占一次能源消费量的27%

。在很长一段时间内,我国能源结构中煤炭占比一直超过50%

,而我国一次能源消费预计将在2030—2035年达到峰值

。因此,在能源结构中,煤炭资源在未来一段时间内依然会是我国主要消费的一次能源。然而,长期以来,煤炭的粗放式直接燃用造成了严重的环境污染问题,我国作为全球领先的煤炭生产国和消费国,一直致力实现煤炭等化石能源的清洁高效梯级利用与能源结构多元化

。分级分质梯级利用可以更加高效地利用煤炭资源,实现能源节约与污染物减排。在煤炭的梯级利用中会产生大量的热解半焦(兰炭),热解半焦是无黏性或弱黏性的高挥发分烟煤或者褐煤在低温条件下干馏热解得到的低挥发分固体碳基副产品

,具有固定碳含量高、孔隙结构发达的特点,常用于电石、冶金、化肥等行业

。然而,随着煤炭分级分质利用的迫切需求和我国能源战略转型,此类高耗能行业对于半焦的需求量有限

,我国煤化工行业面临半焦产能严重过剩的问题。此外,化工行业能够有效消纳的主要是块状热解半焦,对于粉状半焦难以高效利用,因此热解半焦燃烧发电或供热成为一条可行的技术路线

,“十三五”期间被科技部列入了国家重点研发项目指南。由于半焦挥发分含量很低,直接燃用存在着火温度高、氮氧化物(NO

)生成量高以及难以燃尽等问题。为了更加高效地燃用热解半焦,可以在燃煤锅炉中进行掺烧

。链条炉分布广泛、布置灵活,在我国的中小型燃煤锅炉中占据很大份额。尽管在“双碳”政策提出的背景下,链条炉的应用可能会持续减少,但由于链条炉运行操作简单,目前在中国工业生产中仍被广泛使用

。同时链条锅炉实际运行效率往往比设计值更低,节能潜力很大

,因此通过提高链条炉的燃烧效率、在燃煤链条炉中掺烧热解半焦等低挥发分的煤化工副产物,有利于解决化石燃料梯级利用过程产生的副产品过剩问题,提高化石燃料能源利用率,有效地实现节能减排,符合“双碳”政策的提出目的,对“双碳”政策的推进有现实意义。

目前,已经有众多学者开展了在大型电站煤粉锅炉中掺烧热解半焦的基础实验研究及工程试验。Du等

对300 MW切圆燃烧锅炉掺烧半焦的影响进行了数值研究,发现不完全燃烧热损失和NO

排放量均随着半焦混烧比例的增加而增加。此外,锅炉热效率和NO

排放量也受到半焦喷入炉膛高度的影响。Sun等

为了改善半焦混合燃料的着火性能并降低其NO

排放,在300 kW的燃烧炉中研究了喷嘴设置的影响,发现通过调节喷嘴可显著降低NO

排放量、提高燃料燃烧效率。彭政康

在350 kW中试煤粉炉上进行了神华烟煤/半焦混燃热态实验,考察了一次风特性参数对半焦/烟煤混燃着火、燃尽及NO

排放特性的影响。王志超等

利用一维火焰炉对半焦及其混煤开展试验研究,研究了掺混半焦对不同煤种的着火、燃尽、结渣性能产生的影响。李静渊等

对循环流化床(CFB)锅炉内半焦燃烧进行了模拟研究,利用模型的定量研究为半焦CFB锅炉的运行优化指明了方向。已有的研究工作主要针对流化床锅炉的预热燃烧和煤粉炉的掺混燃烧,链条炉中掺烧半焦的燃烧性能却鲜有学者开展研究工作,配风优化等因素对链条炉中掺烧半焦的炉内燃烧特性影响尚不清晰,亦需要进一步深入研究。

在链条炉运行过程中,NO

的排放量、炉膛内燃烧特性以及燃烧稳定性等是十分重要的指标,受众多因素的协同影响。Starley等

研究了层燃炉NO

形成与控制机制,研究结果表明燃料氮的氧化速率与碳大致接近。Green等

指出,链条炉排放的污染物主要是由于燃烧空气分配与燃料负荷分布不匹配,因此对链条炉炉排结构进行了改进,改变气动特性以获得更好的配风分布。姜珊

模拟研究了炉拱结构及配风方式对链条锅炉燃烧特性的影响,指出后拱覆盖长度的延长,对新燃料的引燃、可燃气体的燃烧及燃尽均有促进作用。兰小俊

采用数值计算的方法研究了层燃炉中混燃时的稳燃条件,得出掺混燃料在一定颗粒大小与合适的给料速度条件下,可实现层燃炉掺烧中的稳定高效燃烧。然而,已有的研究很少关注燃煤链条炉中掺烧半焦的情况,掺烧半焦时众多因素对炉内燃烧性能的交互影响还需要进一步研究。此外,半焦掺混量、半焦喷入位置等因素对于链条炉中燃烧状况的影响规律也尚不清晰。

为了研究链条炉内掺烧半焦时的燃烧特性,分析不同因素对炉内掺烧半焦时燃烧性能的影响规律,本文采用数值模拟的方法研究了掺混比例、配风方式、复合燃烧改造、半焦喷入位置以及二次风位置等因素对链条炉掺混半焦时炉内燃烧特性、NO

生成规律以及炉内流场、温度场、组分场的影响。本文研究结果能够为链条炉掺烧半焦及其燃烧优化提供理论依据,为低挥发分煤基燃料的高效清洁燃用提供科学依据。

1 数值模拟方法及模型

1.1 研究方法及理论

链条炉炉排上的层燃燃烧过程涉及流动、传热、传质及燃烧。流动包括气相的流动和固体颗粒的运动,传热过程包括辐射、导热以及对流传热,燃烧过程包括气相燃烧和固体颗粒燃烧。炉内的烟气可以假设为不可压缩气体,流动控制方程可表示为

(1)

式中:

为通用变量;

为广义扩散系数;

为广义源项。当

=1,

=0时,控制方程为连续方程;

为

、

、

时,控制方程为动量方程;当

=

,控制方程为能量方程;当

表示化学组分时,本研究对象的炉膛燃烧过程中物理参数变化可通过以上控制方程按连续相处理。

表4给出了在不同掺混比例下炉膛出口参数的变化规律。烟煤掺混比例增大时,热解后进入炉膛燃烧的气相产物增加,炉膛出口烟气平均温度增大。半焦掺混比例增加,炉膛出口NO体积分数升高,半焦掺混比例从0升高至50%、100%时,NO体积分数分别相对升高了10%、29%。对比杨忠灿等

在某电站煤粉炉掺烧半焦的实验研究结果,掺烧半焦比例上升时,火焰温度呈下降趋势,同时NO

排放量有所增加,这与本文数值模拟得到的变化规律一致。

1.2 模型建立

1.2.1 网格划分与边界条件

一种基于NB-IOT的智能垃圾桶设置有：单片机[1]；气味传感器[2]与单片机电连接，单片机与窄带物联网通信模块[3]电连接；窄带物联网通信模块通过无线信号与云端服务器连接，云端服务器通过无线信号与移动终端连接；太阳能电池板通过导线与蓄电池连接，蓄电池通过导线与单片机、红外传感器、空气质量检测器、异味传感器、窄带物联网通信模块电连接。

东方宇轩走在最后，站在摘星楼的门槛外朝身后挥掌，一招“清风垂露”，一股真气如同游龙，周游四壁，灭掉楼内数十盏灯，又激荡回来关上了两扇大门。峰顶灯光熄灭，天上灿灿群星千亿，滚滚银河中的星浪，由南向北，贯穿天际，星光下注，将摘星楼前的平地照得纤毫毕现，摘星楼三星望月以下，群山围绕的万花谷，亭台楼阁，静水深流，花草树木，夜气中平常如昔，乱世中如同一朵睡莲，我们此刻，就站在它的莲心上？

本研究计算区域以炉排上方为混燃燃料入口边界的炉膛内部,根据枣泉烟煤与陕化兰炭的工业分析与元素分析结果,确定从炉排进入炉膛的烟气成分分布。把炉排分成10个较小的炉排单元,通过炉排单元的入口参数的变化,来模拟实际燃烧过程中不同位置处炉排烟气成分的变化。各入口边界的布置如图2所示,二次风分别通过后拱、前拱以及前后拱对冲喷入,在不同高度处与烟气中可燃气体进行混合燃烧。前拱二次风喷口位于2 500 mm高度处,二次风垂直壁面喷入炉膛,单面布置。后拱二次风喷口的高度为1 900 mm,喷入角度为垂直壁面方向。半焦粉末喷口位于炉膛下部区域的侧墙上,分别命名为1、2、3口,其中1、2口位于同一高度,距离炉膛底部1 000 mm,2口距离前墙2 500 mm,1口距离前墙4 000 mm,3口位于后拱二次风喷口高度处的侧墙中心位置。

本文采用枣泉烟煤(ZQ)和陕化兰炭(LT),研究烟煤与半焦混燃情况下不同影响因素对链条炉排上方炉膛温度分布、烟气组分分布以及氮氧化物排放规律。在本文模拟研究中,过量空气系数为1.6,二次风温为126 ℃,炉排上边界1～9为炉膛燃烧参数入口,边界10为链条炉的落渣口。为了保持炉内热功率一致,本文根据发热量计算确定烟煤与半焦所需质量,在50%烟煤和50%半焦的掺烧工况下,烟煤燃料消耗量为7 853 kg/h,半焦燃料消耗量为7 178 kg/h,对应不同工况下炉膛入口(即炉排出口)烟气及组分分布如表2所示。

1.2.2 模型验证

首先,对所建模型进行网格无关性验证,并通过对比设计参数与模拟结果中的炉膛出口烟温和O

摩尔分数来验证模型的准确性。本研究模型验证工作根据实际运行使用燃料的工业分析与元素分析,确定各个炉排单元输入计算区域的烟气组成成分,对所给气相组分参数进行验证校核。设计工况下,设计煤种的燃料消耗量为10 806.3 kg/h,燃烧后炉膛出口温度为832 ℃。表3为模型验证工况下炉膛入口烟气温度及组分分布,图3(a)为网格无关性验证中不同网格数对应的温度沿炉膛高度分布结果,根据无关性验证结果选择网格数量为78.3万。图3(b)为选择网格数量为78.3万时,燃烧过程中炉膛内O

体积分数沿炉膛高度变化曲线。由模拟结果可知,炉膛出口烟温为786 ℃,模拟计算绝对误差为46 ℃,相对误差小于5%,而炉膛出口氧体积分数的相对误差也小于5%,二者的误差均在工程上可以接受的范围内。

2 结果与讨论

2.1 炉排上半焦掺烧比例的影响

在掺烧过程中,不同燃料配比对链条炉内的燃烧性能有显著影响。本文首先研究了烟煤和半焦掺混比例对炉内燃烧特性的影响规律。研究中采用层燃的燃烧方式,烟煤和半焦直接在炉排上掺混,掺混工况分别为纯烧烟煤、50%烟煤和50%半焦掺烧、纯烧半焦。图4为不同掺混比例下炉膛中与侧墙平行的中心截面温度和NO体积分数分布。由图4可知,炉内温度场中高温火焰主要分布于炉拱及喉口区域,在前后拱的导流作用影响下,火焰在炉膛纵向截面处形成三角形高温区域。炉膛气相燃烧区内NO的体积分数较高,这是由于一方面在高温主燃区域,挥发分氮燃烧产生了大量的NO;另一方面在炉排上的焦炭燃烧过程中,焦炭氮发生氧化反应生成NO。

“这我能理解。但那些女人的想法跟你不一样，至少，她们给了S这样的感受。他们相互需要，但他从不依赖。那些女人可能有爱，但他没有。后来才发现，他的相好几乎都是有夫之妇，换言之，这些女人全是外遇者。他潜意识里可能担心会有再次结婚的危险，而从理论上说已婚者的风险就相对小一点——但没想到，其中大多数的情人都为他疯狂，想把他占为己有或要嫁给他，幸好他一次次逃离或摆脱了诱惑。”

本研究的建模对象为某锅炉厂制造的额定蒸发量为45 t/h的链条炉,锅炉燃烧方式为层燃,安全稳定运行的工况范围为70%～100%。本文研究采用非结构化网格对锅炉几何模型进行了划分,网格系统包括炉拱下方区域、炉膛喉口区域和炉膛上部区域。由于喷口区域化学反应剧烈,因此在喷口区域进行网格加密处理,以便准确地模拟该区域的流动特性,锅炉总体布置与网格结构划分如图1所示。

不同掺混比例条件下,图4(a)中温度分布结果显示,随着烟煤的掺混比例下降,炉膛中火焰区域逐渐变窄,炉膛顶部出口处截面的平均温度降低。这是因为热解半焦的挥发分含量很低,半焦掺混比例升高时,链条炉炉排上燃烧的焦炭比例上升,炉膛中挥发分气相燃烧过程减弱,燃烧火焰变短炉膛温度降低。同时,热解半焦的低位发热量较高使燃料质量减少,燃烧时产生烟气较少,导致炉膛出口烟温降低。如图4(b)炉膛内NO体积分数分布所示,炉膛内气相燃烧区内NO体积分数较高,这是由于炉膛内的NO主要在炉排上燃料燃烧位置和炉膛内主燃区。主燃区内温度很高,挥发分氮在燃烧中产生了大量NO,同时炉排上焦炭燃烧过程中也会产生含有大量氮氧化物的烟气,烟气从炉排上直接进入炉膛导致炉排上方的NO体积分数最高。炉膛中NO的体积分数随半焦掺烧比例的增大而上升,当半焦比例由0增加至50%和100%时,炉膛出口处的NO体积分数分别由0.015 9%上升至0.017 5%和0.020 5%。这是因为半焦中燃料氮元素含量高且在燃烧中氮转化率高,在炉排上燃烧产生较高体积分数的NO。同时,半焦挥发分很低,导致NO被还原量减少,从而使NO排放量升高。在炉膛喉口上方燃烧区的中上部基本无NO的生成,这是由于链条炉炉膛中燃烧温度较低,在低温条件热力型NO的生成反应难以发生

。此外在图4(b)中也能看出,随着半焦掺混比例的升高炉膛内烟气中NO体积分数升高,这是由于半焦的氮转化率高于烟煤。

目前，北京环境交易所同中华环保基金会“美丽中国”基金就公民碳普惠机制开展研究，双方计划共同提出一套普遍适用于我国的“公民碳普惠”机制下的项目识别和碳减排量化准则，并提出“公民碳普惠”机制的核心要素和实施路径，提供建立信息开放共享的碳普惠运行平台指南。同时，通过开展典型减排场景的“公民碳普惠”机制设计，为碳普惠机制提供完整的、统一的理论基础研究。

链条炉炉膛中的燃烧主要是炉排上热解气体的气相燃烧,在本次建模过程中把炉膛中燃烧过程简化成气相燃烧过程,将悬浮在炉膛中的微小颗粒通过热力计算的方式折算到炉膛可燃气体中,将炉排上燃烧产生的烟气组分、温度以及流量等参数,作为炉排上部入口边界条件输入炉膛上部空间。NO

的生成量依赖于炉内的温度场和烟气组分场,而通常NO

生成量很小,对NO

生成量通过后处理方式进行计算。数值模拟中采用的部分模型如表1所示。

2.2 配风方式的影响

配风方式对炉内燃烧状况的影响,首先体现在影响炉内O

的分布情况,进而影响燃烧气氛,最终影响炉膛出口烟气温度和NO体积分数。研究在50%烟煤掺混50%半焦的掺混工况下,对提前配风、推迟配风以及均等配风进行模拟计算。不同配风方式条件下炉膛中心截面温度与烟气组分分布如图5所示。图5(a)为不同配风方式下炉内温度沿炉膛高度变化的曲线,在燃料输入量一定时,炉膛内部温度分布存在一定相似性,高温火焰主要分布于炉拱下方。在炉拱上方,不同高度处均等配风和推迟配风的炉膛截面平均温度高于提前配风,这是因为在前两种配风方式下,炉膛前段的燃烧处于贫氧氛围,未能完全燃烧的挥发分进入炉膛中后段继续燃烧放热。由图5(b)可知,不同配风方式导致炉膛底部的主燃烧区域形成的还原性氛围不同。均等配风时炉膛底部高温区出现贫氧区域;提前配风时前期供风充足,热解气的及时燃烧使炉内贫氧区域还原性大大降低;推迟配风时,炉膛底部的贫氧区域由于挥发分热解气燃烧不及时贫氧程度加深,同时炉排后段燃烧物质较少、空气量较多,O

体积分数较高。由图5(d)可知,炉膛气相燃烧区域NO的体积分数较大,这是由于一方面挥发分在高温主燃区燃烧产生了大量的NO,另一方面炉排上的焦炭燃烧过程中生成大量氮氧化物,导致炉排上方的处NO体积分数最高。3种配风方式在主燃烧区域形成不同的燃烧气氛,在氧化性气氛条件下,燃料中的HCN和NH

容易转化为燃料型NO

,而在还原性气氛条件下则会部分还原为N

。提前配风条件下,因为在燃料燃烧初期增大供风使得燃料前期热解的挥发分发生燃烧反应,炉膛前段的还原性氛围区域范围较小且还原性程度较低,燃烧生成的NO还原反应受阻还原量降低,导致此时炉膛内NO体积分数最高。均等配风造成的还原性气氛较提前配风更深,炉膛中NO的体积分数水平较提前配风低。推迟配风时炉膛前段供风量减少使得热解产生的还原性气体燃烧不及时,相较其他两种配风方式前段贫氧程度最高,有助于炉膛中生成的NO被还原,炉膛中的NO水平最低。刘奇等

在非掺烧工况下,研究链条炉中配风方式对NO生成量的影响时,发现了相近的影响规律。炉膛喉口以上部分的燃烧区域中基本没有NO生成,这是由于链条炉炉膛内燃烧温度较低,低温条件下热力型NO很难生成。

表5是不同配风方式下炉膛出口参数的对比。不同配风方式下炉膛出口烟温与炉膛中局部最高温度变化不大。配风方式不同导致炉膛出口NO体积分数发生变化,提前配风炉膛出口NO体积分数为0.019 5%,均等配风炉膛出口NO体积分数为0.017 5%,推迟配风时炉膛出口NO体积分数最低,为0.015 8%。

随着我们交往的深入，崔仁浩开始设计各式各样的求婚——可能是我出身微寒的自卑心理作祟，我说，崔仁浩，你给我求婚99次吧，你能坚持到第99次我就义无反顾地嫁给你。

船舶造价参照2014—2016年国际新造船市场平均值，ARC6型船舶造价在普通船型的基础上增加30%，船舶折旧方法参照年限平均折旧法，年限25 a，船舶拆船价格参照2014—2016年国际拆船市场平均值。

2.3 炉膛内半焦喷入比例的影响

表3为两种运营模式下的运营时间对比。由表3可知，采用站站停运营模式时，13号线全线运营时间为82 min，因本线客流平均运距超过常规地铁，且直达客流较多，客流特征适应性较差。因此，有必要对快慢车组合运营进行研究。

表6是不同喷入比例时炉膛出口参数的对比。当喷入比例增大时,炉膛出口烟气平均温度增大,半焦喷入比例每增加5%,炉膛出口平均温度约增加30 K,炉膛内部局部最高温度也随着掺烧比例的增大而增大。炉膛出口处NO体积分数随着掺烧比例的增大而降低。

图6为不同喷入比例下炉膛温度场与烟气组分体积分数分布结果,可以看出喷入比例由0增加到5%时,炉膛中可燃物质增多火焰明显加长。由图6(b)中O

分布结果,在5%掺混比例条件下炉膛中的贫氧区域最大,这可能是由于当喷入燃料较少时,喷入速度不高,燃料与炉膛中空气混合不均导致燃烧区域拉长贫氧区域随之增大。当喷入比例增加到10%、15%时,炉膛高温火焰区域变化不大,而此时燃料与空气混合充分,炉膛中燃烧充分贫氧区域逐渐减小。同时烟气受到炉膛出口的抽吸导流作用影响,向后墙倾斜。由图6(c)中的NO分布结果,炉膛中NO主要分布在炉膛下部空间内。这些氮氧化物主要来源于炉排上固体焦炭的燃烧,部分来自喷入炉膛的半焦颗粒和热解析出挥发分的燃烧。而炉膛上部燃烧温度低,几乎不生成NO。喷入的半焦含氮量与氮转化率较高,且挥发分含量较低,对炉膛中生成的NO起到一定还原作用,因此随着喷入半焦比例增大,炉膛中局部NO体积分数呈现先升高后降低的趋势,这与赵阳等

在某直流炉中模拟计算结果相近。

由于煤分级分质利用过程中,有大量细粉状的半焦产生,难以直接在链条炉排上掺烧利用,因此可以在链条炉上进行层燃-室燃的复合燃烧改造:链条炉的炉排上以层燃的燃烧方式燃用烟煤,同时将半焦粉末喷入炉膛燃烧。采用层燃-室燃的复合燃烧方式有望更加方便地实现细粉状半焦的高效清洁燃用,但由于半焦低挥发分的特点,半焦的喷入量过高可能会影响燃料的燃尽率,因此本文研究了小于15%半焦喷入比例的影响。各个工况下喷入炉膛的半焦质量按照燃料发热量计算确定,分别占炉排上燃料发热量的0、5%、10%、15%,半焦燃料固定在侧墙前部喷口(2号喷口)对冲喷入。

酒店老板红着脸回应: “其实我们也想用新鲜野生菌啦，但就是找不到货源啦。”“货源我有。”李志勇把带来的袋子往桌上一放，打开鸡枞、松茸等野生菌应有尽有。“今晚我请你们吃真正的新鲜野生菌!

2.4 半焦喷入位置的影响

在层燃-室燃复合燃烧时合理设置半焦喷入位置能使燃料与空气充分混合,有助于燃料快速着火燃烧和燃尽。复合燃烧时半焦不同喷入位置条件下沿炉膛高度NO体积分数变化曲线如图7所示。图8为半焦在不同位置喷入炉膛时中心截面温度与烟气组分分布云图,此时半焦燃料的喷入量一定,占炉排上燃料发热量的10%。如图8(a)所示,燃料喷入位置的变化时炉膛内的火焰形状随之发生变化:1口位于炉膛后拱下方,当燃料从1口喷入炉膛内时,燃料与来自炉排中后部的氧气体积分数较高烟气混合燃烧,火焰形状狭长;当燃料从2口喷入炉膛中时,火焰位于喉口处中间位置,此处燃料与空气混合剧烈燃烧强度增大燃烧过程加快,火焰长度稍短于1口;3口处于喉口位置,此处位置靠上烟气流速高,当燃料由3口喷入时,燃料燃烧过程推迟并且燃料与烟气混合迅速,火焰流动速度增大导致火焰长度最长。由图8(b)中炉膛O

分布规律可知,当燃料从1、3口喷入炉膛时,炉内贫氧区域均大于从2口喷入,燃料在3口喷入时炉膛上部形成了微还原性气氛。图8(c)、图7分别为不同喷入位置的NO分布云图和沿炉高烟气NO体积分数变化曲线,可知炉膛底部本身存在大量NO,这部分NO主要来自于炉排上焦炭氮的燃烧,此外还有一部分来自于喷入炉膛的半焦和析出的挥发分的燃烧。1口、2口位置更加靠近炉膛下方,可能导致喷入的半焦燃料与高温烟气混合燃烧更加及时,使得炉膛下段烟气中NO体积分数较高。炉膛喉口上方的燃烧区域中NO分布均匀,在燃烧区域的高温富氧环境下NO生成量增加。

表7是燃料在不同位置喷入时炉膛的出口参数,燃料在3口喷入时炉膛出口温度最高。燃料从1口喷入时炉膛上部NO体积分数约为0.019 4%,从2、3口喷入时对应的炉膛出口NO体积分数分别降至0.018 9%、0.018 5%。这可能是由于炉排后段O

体积分数高,当从1口喷入时燃料得以及时与高温烟气混合,炉膛中的还原性气体及时燃烧,燃烧过程中还原NO量减少。

2.5 二次风位置的影响

二次风的引入提高了反应气氛中的含氧量,有利于强化炉内气体混合和适时补氧,从而促进半焦的着火与燃尽

。二次风位置的变化会影响炉膛内部火焰的形状和火焰向前后墙的偏移程度,合理设计喷入位置有助于喷入燃料与空气的充分混合,使燃料快速着火燃烧,提高燃料燃尽率、保证稳定燃烧过程。研究中二次风喷口设置在炉膛的前后拱上,对前拱喷入、后拱喷入以及前后拱对冲喷入3种工况进行了数值模拟研究。图9为炉膛中心截面温度与及不同组分分布云图。随着二次风喷入位置的变化,炉膛内燃烧火焰的形状及偏向发生相应变化。

当二次风从前拱喷入炉膛内时,炉内烟气向炉膛后墙偏移,在炉膛后部出口处火焰贴后墙。二次风从后拱喷入炉膛内时炉内火焰向前墙偏移。当二次风以前拱和后拱两个位置对冲喷入时,炉膛内燃烧火焰向前后墙偏移的程度减轻,炉内烟气与喷入二次风混合良好。因此,链条炉内二次风的喷入方式可以选择前后拱对冲喷入,炉内负荷变化可以通过改变前后拱上二次风的比例来调节,使炉膛内部达到良好的燃烧状态。由图9(b)(c)(d)组分分布规律可知,在后拱到炉膛底部处的主燃烧区域O

体积分数较低,热解产生的大量CO主要存在于炉膛底部,二次风的喷入位置对炉膛下部的组分分布无明显影响。

表8是二次风不同喷入位置炉膛出口参数的对比,由表8可知不同二次风喷入位置对炉膛出口的烟气温度及组分体积分数的影响并不明显。

3 结 论

本文提出在链条炉中掺烧半焦以解决煤炭梯级利用中副产物过剩的问题,数值模拟研究中主要考虑掺混比例、配风方式、复合燃烧改造、半焦喷入位置以及二次风位置等因素对燃煤链条炉掺烧半焦时燃烧性能的影响规律。半焦掺混比例上升时,炉排上燃烧的焦炭比例上升,导致气相燃烧减弱火焰变短;此外,随着半焦占比增加,燃料氮元素含量和转化率上升、挥发分含量下降,导致NO生成量上升,NO被还原量减少,造成炉膛出口烟气中NO体积分数升高。层燃-室燃复合燃烧时,当半焦喷入位置选取在炉膛喉口处时,炉膛出口NO体积分数最低。复合燃烧时随着半焦喷入比例上升,炉膛出口NO体积分数持续降低。这是因为炉内NO主要在炉膛下部生成,而炉膛喉口处于还原性氛围,此处喷入的焦炭对已生成的NO起到一定的还原作用。

在本文研究中,采用推迟配风的配风方式时炉膛上部NO体积分数最低,这是由于推迟配风使炉排前段处于贫氧氛围,导致挥发分热解气燃烧不及时进一步加深还原性区域的贫氧程度,造成NO体积分数降低。引入二次风后有助于喷入燃料与空气混合,保证燃烧稳定。二次风喷入位置的变化会影响火焰向前后墙偏移程度,但对炉膛出口温度及组分参数影响不大。

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