不同空气分级模式下氨煤掺烧数值模拟

牛 涛,张文振,魏书洲,张超群,李 明,初 伟,刘 平,马 仑,王学斌

(1.烟台龙源电力技术股份有限公司,山东 烟台 264006;2.三河发电有限责任公司,河北 廊坊 065201;3.河北省燃煤电站污染防治技术创新中心,河北 廊坊 065201;4.华中科技大学 煤燃烧国家重点实验室,湖北 武汉 430074;5.西安交通大学 能源与动力工程学院,陕西 西安 710049)

0 引 言

世界各国对气候变暖问题普遍重视,并已对控制温室气体排放问题达成重要共识。燃煤电厂的CO2排放是温室气体的重要来源。据统计,燃煤电厂排放的CO2占我国总碳排放量的近50%。为控制燃煤电厂CO2排放,各国学者不断提出各类先进碳捕集技术,如燃烧前捕集、燃烧后捕集、富氧燃烧技术等[1]。然而上述技术的主要局限在于高昂的运行成本[2]。以较有前景的富氧燃烧技术为例,投入碳捕集前后的净发电效率可降低接近10个百分点,因此很难在燃煤电厂进行大规模推广和装备。近些年来,零碳燃料的开发和利用成为业内的热议话题。其中典型的零碳燃料是指燃烧过程中不存在CO2排放(如氢气、氨)或由CO2直接转化而来的燃料(如农林废弃物)。零碳燃料的开发和利用将有助于直接减少化石燃料的消耗,具有碳减排前景[3]。

氨煤混烧被视为适合在燃煤电厂大规模推广的碳减排手段之一[4]。一方面,氨气热值适中,作为零碳燃料,燃烧过程中不存在CO2转化,在充分燃尽的前提下不会对环境造成危害。另一方面,合成氨是重要的储氢途径,可有效解决氢储存、运输难题[5]。国内外已有众多学者对氨/煤掺烧技术开展了基础和中试试验,以及相应的数值模拟[6]。

与其他常规气体燃料相比,氨燃料具有燃点高、火焰传播速度低、着火延迟时间长等特点[7]。由于氮元素是氨的关键组成元素,因此燃煤掺氨后的NOx排放一直是氨煤混烧研究中的重要议题。FAN等[8]基于固定床反应器研究了反应区内氨气、煤、焦与NO之间的相互作用。研究结果表明,尽管氨气在特定工况下具有对NO的还原能力,但模拟烟气中氧气的存在使氨气更倾向于向NOx转化,而相同还原条件下,煤、焦炭对于NO的还原能力高于氨气。基于某8.5 MW煤粉燃烧试验平台,ZHANG等[9]研究了氨煤掺烧在炉内的燃烧特性及NOx排放水平,结果表明,增加氨掺烧比例可能使焦炭未燃尽比率提高,但氨气混入有助于对炉内生成的NOx起到还原作用,NOx排放水平有所降低。但氨的掺烧比例过高可能使氨燃料喷入炉内的速度过高,进而可能破坏炉内烟气的卷吸效果,形成的高温火焰可能会对周围水冷壁造成热量冲击。YOSHIZAKI[10]在150 MW燃煤电厂开展了小比例掺氨试验,实时测量结果显示,掺入约1%氨气对于炉内温度场、NOx排放并未产生显著影响。TAMURA等[11]基于某1.2 MW燃煤中试试验平台开展了氨/煤掺烧试验,重点讨论了氨气喷入位置对尾部NOx排放浓度的影响,结果表明相比从侧墙送入,当氨和煤粉一同自燃烧器喷入时,NOx排放更低。基于一台10 MW煤粉炉,NAGATANI等[12]报道了掺氨对于炉内NOx排放的影响规律,分别讨论了掺氨比例、燃料分级、输入热功率等因素,发现即使在掺氨工况下,炉内NOx排放仍可能达到与纯煤燃烧工况相当,前提是氨在燃烧器通道的分配位置、过量空气系数等需合理配置。基于40 MW工业级别的煤粉炉,牛涛等[13]在国内报道了大流量、大比例的燃煤锅炉掺氨试验,其研究结果表明,各掺烧比例下,炉内火焰稳定,燃料燃尽充分,且在合理的过量空气系数条件下实现了掺氨工况NOx排放与纯煤燃烧工况相当。上述试验结果表明,氨在煤粉炉内掺烧具有一定可行性,相比其他常规气体燃料,氨燃料自身燃烧特性不足以及燃烧过程中潜在的高NOx排放风险可通过合理的空气分级、燃料分级等方案有效避免。

数值模拟方法在锅炉配风、燃烧器设计等领域应用广泛。近些年,研究者针对氨在燃烧炉内的掺烧策略优化问题开展了部分模拟工作。基于600 MW煤粉炉,LYU等[14]讨论了氨掺烧比例、主燃区当量比、燃尽风位置等因素对炉内速度场、温度场及NOx排放等影响。结果表明,随氨掺烧比例提高,炉内整体温度降低,而局部流速提高;在较高的氨掺烧比例下,可通过合理的空气分级实现炉内低NOx排放。ISHIHARA等[15]讨论了氨掺烧比例对炉内反应行为影响。通过对炉膛分区并构建反应网络,采用详细化学反应机理评估了氨、煤混合燃料在炉内的转化。研究发现,随氨掺烧比例提高,氨的主要反应区域及NO排放浓度的峰值位置向下游移动。同时,氨掺烧比例的提高也有助于在炉内局部区域形成高浓度氨,进而有助于在氨分解过程中抑制燃料氮向NO转化。

尽管已有众多针对氨掺烧的报道,对于深度空气分级模式下的氨煤掺烧策略还有待进一步探讨。基于20 kW自稳燃试验平台,对氨煤掺烧模式下的空气分级策略开展了数值模拟研究,重点研究了不同空气分级策略下炉内的燃烧行为变化,包括对温度、组分浓度、焦炭燃尽、NOx排放水平等变量进行详细统计,最终得到关于氨煤掺烧模式下空气分配策略。

1 模拟对象与方法

1.1 模拟系统

模拟工作在某20 kW自稳燃沉降炉试验平台开展。试验系统如图1所示,试验台顶端安装煤粉燃烧器,其中一、二次风喷口内径分别为16和38 mm,氨通过10 mm环形喷口送入。试验台整体高度约3 m,为在炉内更好实现氨煤掺烧试验,沿程高度方向自上而下分别布置了喷氨口和燃尽风口。其中喷氨口距离煤粉燃烧器一次风入口为0.7 m,燃尽风口距离一次风喷口约1.3 m。有关该试验平台详细介绍可参考文献[16]。为开展模拟工作,对几何模型进行正六面体结构化网格划分。由于模型的对称性,为减少计算耗时,选取炉膛的1/8区域进行研究,并采用周期性边界条件。对于燃烧器附近,网格采用加密处理以更好地捕捉燃煤着火。模拟过程中,分别采用12 万、36 万、55万网格开展了验证,最终选择36 万六面体网格进行了模拟计算。模拟采用的煤为大同烟煤,前期已在该炉内开展了大量试验,并获得了较详尽的燃烧数据,方便模型验证。大同烟煤的工业分析、元素分析及发热量见表1。

表1 大同煤煤质分析

图1 模拟系统示意Fig.1 Diagram of simulation system

研究表明,燃煤过程中掺氨比例、过量空气系数、燃料/空气分级方式等均可能对炉内燃烧行为产生重要影响。为控制研究变量,模拟过程中保持掺氨比例(掺氨比例占输入总热量的20%)和整体的过量空气系数1.2,通过改变煤燃烧区域的过量空气系数(α分别取0.996、0.912、0.840、0.696),研究了不同工况下的温度、组分浓度、焦炭燃尽及NOx排放行为,为氨在燃煤锅炉中的掺烧策略制定提供一定理论依据。

1.2 计算模型

模拟计算过程中,采用SIMPLE算法求解压力与速度之间的耦合作用,采用标准k-ε模型模拟炉内湍流。辐射方程求解过程中,采用灰气体加权模型(WSGG)计算烟气的吸收系数,采用离散坐标法(DO)对辐射方程进行求解,采用有限速率/涡耗散模型对湍流和化学反应的相互作用进行求解,采用多步表面反应模型考虑了烟气中O2、H2O和CO2对焦炭的消耗作用,挥发分的消耗则采用简化的2步总反应,即挥发分Vol先与O2反应生成CO、H2O和N2,CO再进一步被氧化为CO2。针对氨在炉内消耗的反应过程,采用简化的3步总反应模拟氨的热解、氧化及与NO的还原作用,具体反应[17-18]见表2(a为速率指数)。氨转化过程动力学控制方程及参数如R7～R9。氨燃料可直接通过自身的分解反应生成N2和H2,可与O2发生氧化反应生成NO和H2,或与NO接触发生还原反应。关于NH3燃烧、消耗的化学反应动力学参数主要参考马仑等[18]前期研究结果。

煤燃烧过程中的NOx转化过程不会对炉内燃烧行为造成显著影响,因此采用后处理计算策略,并主要考虑了热力型NOx和燃料型NOx的转化作用。其中,热力型NOx的生成主要依赖反应温度,并由以下方程描述,其中中间产物[O]和[OH]自由基采用部分平衡法得到[19]:

(1)

(2)

(3)

采用扩展的De Soet机理[20],其中燃料氮先按一定比例转化为前驱体HCN和NH3(本模拟中二者的转化比例为9∶1),随后根据反应控制方程进一步转化为N2或NO。模拟过程中同时考虑了碳氢化合物及焦炭对于NOx的还原作用。有关于煤粉燃烧过程中氮元素迁徙行为的流程如图2所示。模型中同时考虑了焦炭、碳氢化合物对NO的还原作用,其中焦炭对于NO的还原作用采用以下动力学方程描述[21]:

图2 燃料氮的迁徙路径Fig.2 Pathways of fuel-N conversion

(4)

其中,反应速率可由以下方程描述:

R′=A·exp(-E/RT)p(NO)。

(5)

其中,R′为NO的还原速率,mol/(m2·s);A取0.002 27 mol/(m2·s·Pa);E为142 737.5 J/mol;p(NO)为当地的NO分压,Pa;R为通用气体常数,8.314 J/(mol·K);T为反应温度,K。

对于煤,比表面积通常设定为25 000 m2/kg。对于碳氢化合物的还原作用,考虑将挥发分、CO及H2等效为CH3与NO发生反应,其中反应速率参数可参见BOWMAN等[22]的结果。

(6)

为保证模型设置的合理性,首先在纯煤燃烧工况进行了模型验证,在纯烧大同煤工况下,进行了α系数分别为0.996和0.696条件下中心轴线上模拟结果和试验结果对比,如图3所示,可见模拟值和试验值吻合较好。旨在通过数值模拟研究为该炉内氨煤掺烧试验提供科学指导。由于氨的热分解、氧化及还原的3步反应方程已在其他文献中验证,因此可作为研究模型,预测氨在20 kW反应炉内与煤混燃的反应行为。

图3 纯煤燃烧工况的模拟验证Fig.3 Validation of coal combustion case

2 模拟结果分析

氨与煤的物理化学组成具有显著差异,因此煤粉炉内掺氨可能显著影响炉内温度场及组分浓度场。炉内温度场、氧气浓度场分布不合理时,氨中氮元素向NOx的转化水平将显著提高。因此,预先开展数值模拟,探索合理的掺氨模式,对未来工业级别燃烧炉内大规模掺氨提供借鉴。讨论了煤粉燃烧区域不同过量空气系数α工况下炉内的温度、氧气、氢气、一氧化碳、焦炭燃尽、NOx分布等情况。

2.1 空气分级对温度分布的影响

煤粉燃烧区域过量空气系数分别取0.696、0.840、0.912、0.996,炉内温度场云图及轴线上的温度分布如图4所示。

图4 温度场分布Fig.4 Temperature distribution

所用样品大同烟煤具有较高水分和灰分,在燃烧初期需吸收大量热,配风也需提高自身显热,可见煤粉喷入炉内约0.5 m的距离内形成一个低温区。随过量空气系数提高,着火略有延迟,原因在于燃烧初期配风的增加吸收了更多热量。但煤粉气流着火后,配风的增加有利于燃料进一步放热,导致着火后燃烧高温区域扩大,但炉内峰值温度并未发生显著变化。α=0.696工况下,氨喷入的位置烟气温度约1 600 K,随α提高,氨喷口位置的烟气温度逐渐提高至接近1 900 K。氨气喷入瞬间即形成稳定的氨燃烧火焰。OFA喷口附近各工况的温度均接近1 200 K,但α提高使OFA喷口前的高温区延长,原因在于有更多的燃料参与放热。在OFA喷口下游,α=0.696工况下温度水平略高,原因为下游有更多氧气参与了氧化反应导致放热增加。

2.2 空气分级对组分分布的影响

不同α工况下的炉内O2浓度云图及轴线上的氧气浓度分布如图5所示。可见随α提高,高氧浓度区域越靠近喷氨口。在喷氨口和OFA之间存在一个较低的氧浓度区间,该布置策略可有效抑制氨气喷入炉内后直接转化为NO。该区间内α=0.969工况的氧浓度显著高于其他工况,约2%,意味着氨气在该区间反应过程中更可能与氧气发生氧化反应。OFA喷口下游,由于喷入较少氧气,导致随α提高,氧气浓度更低,但因炉内总过量空气系数始终维持在1.2左右,导致出口氧浓度约为4%。

进一步统计了炉膛出口的NH3、CO体积分数以及焦炭燃尽率,如图6所示。可见尽管始终维持炉内整体的氧燃当量比保持不变,随α降低,各反应物的燃尽情况有所降低。其中α=0.696条件下,NH3排放体积分数为2×10-7,可忽略不计,CO排放体积分数为110×10-6,而灰中焦炭含量达12%,换算成焦炭燃尽率为96%。α=0.996工况的焦炭燃尽率可达99%,CO排放量为4.5×10-6。因此,各工况下不同配风模式均能基本实现燃料的燃尽。

图6 出口组分浓度Fig.6 Components fraction at outlet

2.3 空气分级对NOx排放的影响

由于氮元素是氨燃料分子的主要构成元素,因此氨燃烧过程中的NOx排放控制一直是关注重点。不同α工况下NOx的排放情况如图7所示,可见NOx在炉内的分布情况具有显著差异,因此存在很大优化空间。随α提高,NOx排放水平逐渐提高,分别为2.47×10-4、4.19×10-4、6.16×10-4和1.47×10-3。这意味着空气分级技术在控制氨煤混烧过程中的NOx排放行为具有重要意义。当α=0.696时,NOx在煤粉燃烧初期的生成量显著低于α较高的工况,原因在于该工况下燃烧初期处于强还原状态,此时燃料氮向NOx的转化水平有限,且NOx前驱体、焦炭、挥发分对于NOx还原作用发挥重要作用。氨燃料在

喷入炉内瞬间反应温度较高,形成一个较高浓度的NOx区域,而氨进一步被上游的还原性烟气稀释,与生成的NOx充分接触并发生还原反应。结合温度场可知,α=0.696工况下氨喷入位置的温度明显低于其他工况,此时氨更倾向于与NOx发生还原反应生成氮气。给入空气并不会促使NOx还原反应正向进行,但OFA喷口以下的NOx浓度显著下降,原因在于给入空气对于烟气的稀释作用。由图7可知,当折算至O2体积分数6%时,轴线方向的NOx体积分数在喷氨口位置前波动较大,而OFA喷口下游波动很小。氨的氧化行为对于当地过量空气系数十分敏感。相比α≤0.919的工况,当α=0.996时,氨喷入瞬间轴线上NOx体积分数由不到1×10-3提高至2×10-3以上,因此为在煤粉掺氨燃烧模式下保持较低的NOx排放,控制氨燃烧区域的温度和过量空气系数十分关键。

在采用的计算模型中,氨除与氧气发生氧化反应及与NOx发生还原反应,自身因受热分解为H2和N2也是重要的转化路径。该转化路径不仅能有效减少氨中的燃料氮向NOx的直接转化,同时分解生成的H2有助于NOx还原。因此,对于H2浓度的统计有助于定量评估氨气因该路径的消耗情况。各工况下H2组分在炉内的截面及轴线方向的分布情况如图8所示,可见各工况下因氨分解而造成的H2生成浓度具有显著差异。整体来讲,随α增大,NH3因受热直接分解这一反应路径被显著削弱,导致H2生成量显著降低。在α=0.696工况下,H2体积分数最高位置可达2%,且高浓度区域可占到总炉膛截面的1/3以上。而α=0.996工况下,H2的生成反应极弱。原因为3条关于氨的消耗反应路径间是竞争关系,当氨燃料所在位置具有较高温度和氧气分压时,氨更倾向于与O2发生氧化反应,而分解反应被极大削弱。且在较高氧气分压情况下,H2的氧化反应相应被促进,导致H2易在更短时间内消耗完毕,与NOx的接触时间显著缩短,炉内关于NOx的还原反应被极大削弱。

图8 H2浓度分布Fig.8 H2 distribution

3 结 论

1)氨煤掺烧工况下,煤燃烧区域的过量空气系数α降低,此时煤初期燃烧形成的高温区缩小并提前,有助于抑制煤燃烧过程中燃料氮向NOx转化。

2)喷氨位置的烟气温度和氧气浓度随α的降低有所下降,这将有助于抑制氨燃料前期与氧气的反应,而氨燃料向H2和N2的反应路径得以增强。

3)合理的空气分级有助于实现氨煤掺烧的低NOx排放,但焦炭燃尽率和氨逃逸量需得到重视。本模拟中,煤燃烧区域的过量空气系数下降导致燃尽情况有所降低,但焦炭整体燃尽率在炉内均能达到95%以上,氨逃逸量在10-8数量级。