论文推荐｜中国科学院大学朱建国研究员：循环流化床预热燃烧试验研究及数值模拟

摘  要

1  预热燃烧试验

（ 1 ） 试验系统

试验装置由 循环流化床、下行燃烧室和辅助系统 3 部分组成 ( 图 1) 。二次风喷口包括 中心风管道、预热燃料管道以及环形风管道 3 部分 ( 图 2) ，由内到外布置，各管道中轴向与炉膛中轴向重合。

图 1 试验系统示意

图 2 二次风喷口示意

环形风管道为宽度 1 mm 的环缝。在距下行燃烧室顶部 200 、 600 和 1 200 mm 处设置 3 处燃尽风喷口，布置方式如图 3 所示，每层均匀布置 3 个喷口。 本次试验中，燃尽风由 1 200 mm 处燃尽风喷口给入。气体体积流量 (Nm 3 /h) 由质量流量计控制，质量流量计测量精度为 ±2% 。

图 3 燃尽风喷口布置示意

（ 2 ） 试验样品

试验煤种为神木烟煤，粒径为 0 ～ 0.355 mm ，粒径分布如图 4 所示。

图 4 神木烟煤粒径分布

（ 3 ） 试验工况

工况参数见表 2 ，将二次风中心喷口定义为喷口 A ，将二次风环形喷口定义为喷口 B 。将 λ CFB 、 λ Se 和 λ Te 分别定义为一次风、二次风和燃尽风空气当比， λ 定义为过量空气系数。

表 2 试验工况

注： V Pr 、 V A 、 V B 、 V Te 单位均为 Nm 3 /h 。

2 数值模拟

（ 1 ）模拟参数

本文主要研究 高温煤气及预热焦炭在下行燃烧室的燃烧特性 ， 对下行燃烧室内的燃烧过程进行模拟 。 本文 通过预热焦炭的工业分析、元素分析以及煤气组分计算其质量流量 。预热焦炭的工业分析与元素分析结果见 原文 表 3 。基于灰平衡 计算预热焦炭的质量流量 M ₂ 为 1.1 kg/h ，预热焦炭的粒径分布如图 5 所示。高温煤气的组分分析见 原文 表 4 。

图 5 预热焦炭粒径分布

（ 2 ） 数值模型

计算 采用三维模型 ，为节约计算量，建立实体模型的 1/3 ，划分周期性结构网格，同时 对燃烧器喷口、炉膛中心及燃尽风喷口附近进行加密处理 。采用 SIMPLLE 算法进行压力 - 速度耦合 ，压 力方程采用 PRESTO! 格式 ，其他所有控制方程均采用二阶迎风格式。根据图 5 预热焦炭的粒径分布， 采用 Rosin-Rammler 粒径分布函数拟合预热焦炭的粒径分布 。

采用 realizable  k - ε 模型求解雷诺时均纳维 - 斯托克斯方程 (Reynolds Average Navier-Stokes,RANS) 。用 DO 辐射模型计算辐射换热 ，考虑气体和颗粒热辐射的影响，其中 气体的辐射吸收系数采用 WSGGM 模型 计算，气体的散射系数设置为 0.15 m -1 ，颗粒的辐射发射率设置为 0.9 。

湍流与化学反应的相互作用对下行燃烧室的燃烧过程有重要影响，合理的湍流气相反应模型至关重要 ， 采用 Finite-Rate/Eddy-Dissipation(FR-ED) 模型计算湍流与化学反应的相互作用 。该模型同时考虑基于阿累尼乌斯方程的化学动力学反应速率和基于湍流的扩散反应速率，反应速率取两者间较小值。

煤粉燃烧过程分为 水分蒸发、脱挥发分、挥发分燃烧和焦炭燃烧 4 个阶段 ， 水分蒸发过程可以忽略 ，采用 CPD 模型描述煤粉的脱挥发分过程 。挥发分主要由 H 2 、 CO 和其他碳氢化合物组成，高温煤气中的燃烧组分主要包括 H 2 、 CO 和 CH 4 ，为了描述燃烧过程气相组分的反应，需要考虑气相反应机理。根据广泛应用于 碳氢燃料燃烧过程中的气相组分反应机理 ，选取 4 个总包反应用于模拟气相反应 。

焦炭气化反应生成 H ₂ 和 CO 对空气分级燃烧过程形成还原性气氛十分关键 ， 对于焦炭燃烧反应，考虑焦炭非均相反应，采用多表面反应模型 。

（ 3 ） 模型验证

     为了验证模拟结果的准确性，将试验结果与模拟结果进行对比。温度、 CO 2 、 CO 和 H 2 的模拟值与试验值对比如图 6 所示。可知 模拟预测的温度与试验值较好，但在燃烧器扩张段区域，沿轴线的模拟温度远小于试验值 ，原因在于实际燃烧过程中，煤粉脱挥发分过程和焦炭燃烧过程同时进行，而模拟过程中，这 2 个过程依次发生，导致该区域焦炭的燃烧反应比实际过程偏慢，因此模拟结果中轴线上的温度偏低。对比了试验测量温度和轴向截面平均温度，两者吻合良好。 CO 2 轴向模拟值在趋势上与试验测量值吻合较好 ， 然而在 1 400 mm 处模拟值较试验值偏小 ，这是因为在 1 200 mm 处注入燃尽风，附近区域湍流强度较高，而在 FR/ED 模型中反应速率由湍流扩散速率控制，导致此处 CO 2 浓度预测出现偏差，但 CO 2 浓度预测整体上和试验数据吻合良好。 CO 和 H 2 的浓度预测值与试验值较接近，说明选取的动力学参数可以很好地预测 CO 和 H 2 的生成特性，预测还原性区域也是准确预测 NO x 排放的关键 。

图 6  模拟值试验值对比

3  结果与讨论

（ 1 ） 二次风喷口配风方式对流场的影响

2 种二次风喷口配风方式下的流场和流线分布如图 7 所示。

图 7 流场分布和流线分布

（ 2 ） 二次风喷口对温度分布的影响

工况 1 、 2 的温度分布云图如图 8 所示。 2 种配风方式下，火焰锋面都是在燃烧器入口预热燃料和二次风接触的位置形成 ，说明预热后的高温燃料在进入下行燃烧室和二次风接触以后迅速发生反应并着火，实现燃料的稳定着火燃烧。相较于中心喷口配风，环形喷口配风方式下，下行燃烧室内的高温区域更小，且高温区域的温度更低，表明 环形喷口配风有助于形成更低、更均匀的温度分布 。

图 8 温度分布

（ 3 ） 二次风喷口对组分分布的影响

2 种二次风喷口配风方式下氧气浓度分布云图如图 9 所示。可知 由于空气分级给入 ，在距下行燃烧室顶部 500 mm 以后的区域， 2 种二次风配风方式都 形成了贫氧区域，这些区域有助于抑制 NO x 的生成以及还原 NO x 。同时， 氧气分布区域也与高温区域重合 。相较于中心喷口配风，环形喷口配风下氧气分布的区域更小，说明 环形配风方式下二次风和预热燃料的接触更加充分，两者间反应也更加充分，环形喷口配风有助于燃料的点火和升温 。

图 9 氧气浓度分布

2 种二次风喷口配风方式下 CO 浓度分布云图如图 10 所示。在中心喷口配风方式下，由于 二次风与预热燃料的接触区域较小，高温煤气未能与空气充分混合 ，在下行燃烧室的上部， 仍有部分 CO 未参与反应，形成一个高 CO 浓度的区域 。而在这个区域下方，发现与 3.2 节中烟气回流的区域重合，烟气的回流消耗并稀释了下部的 CO 。同时 再往下的区域， CO 浓度有所升高，这是因为此时氧气浓度几乎为 0 ，焦炭的气化反应占据主导地位，生成 CO 和 H 2 ，形成还原性气氛 。环形喷口配风方式下有着相似的规律，区别在于环形喷口配风方式下更大的接触面积导致高温煤气迅速反应， CO 被迅速消耗。同时环形喷口配风方式下形成的还原性区域中的 CO 浓度也较低。一方面源于高温煤气被迅速消耗，另一方面中心喷口配风方式下，更高的燃烧温度导致更强烈的气化反应。

图 10 CO 浓度分布

（ 4 ） 二次风喷口配风方式对NO排放的影响

本次研究中， 假设焦炭 N 全部转化为 NO ，挥发分 N 转化为 NH ₃ 和 HCN ，考虑氮氧化物的均相还原反应和异相还原反应 。计算过程中，分别开启、关闭 NO _x 的还原途径来计算出口 NO 的排放，以两者差值来表征 NO 的还原。不同二次风喷口工况下 NO _x 的生成和还原途径如图 11 所示。模拟结果表明， 2 个工况下热力型 NO _x 的生成都可以忽略 ( 小于 1×10 -6 ) ，预热燃料在下行燃烧室的燃烧处于较低温度，可以有效减小热力型 NO _x 的生成。此外，对于中心喷口配风和环形喷口配风，燃料 N 对于 NO 生成的贡献分别为 166×10 -6 和 156×10 -6 。然而二次风中心喷口配风时出口 NO 排放浓度为 107×10 -6 ，小于环形喷口配风下的 121×10 -6 。 中心喷口配风时， NO 的还原反应更强 ，考虑到 2 个工况下 NO 的异相还原反应动力学参数一致， 中心喷口配风时入口处的强还原性气氛和更强的气化反应是 NO 排放较低的原因 。

图 11 NO 生成和还原的主要途径

4  结    论