0 引 言

MILD(moderate or intense low oxygen dilution)燃烧是一种快速发展的新型燃烧技术，与常规旋流燃烧相比，是一种低O2体积分数稀释下的温和燃烧，具有热流分布均匀、峰值温度低等特点[1]，可同时实现较低的NOx排放和较高的燃烧效率[2]。由于该燃烧的实现通常需要将空气预热到较高温度，且燃烧时无明显火焰，因此也常被称为“高温空气燃烧”[3]或“无焰燃烧”[4]。

煤粉等固体燃料的流动性、可燃性较差，在炉膛稀释的低氧区域，较难同时满足温和且完全的燃烧，无明显火焰的燃烧难以形成，故实现煤粉MILD燃烧的困难大。Suda等[5]对煤粉的MILD燃烧进行试验研究，发现将空气的预热温度由623 K增加到1 073 K时，点火延迟显著减少，NOx的排放大幅下降；Mei等[6]在IFRF试验的基础上，通过数值模拟研究了反应物流速对煤粉MILD燃烧的影响，发现增加一次风流速导致峰值温度下降了180 K，NO的排放下降了200×10-6。Saha等[7]通过天然气的燃烧加热使炉内温度高于煤的自燃点，并改变炉子结构强化二次风与烟气的混合，实现了褐煤与烟煤的MILD燃烧。

通过增加预热温度、提高射流速度和改变炉膛结构3种方式可降低煤粉着火热及增加反应物在炉内的停留时间，促进了煤粉MILD燃烧的实现，但亦有耗能高、受炉膛结构限制等缺点，因此，寻求更为经济方便的手段来促进MILD燃烧十分必要。

研究表明，富氧气氛下水蒸气会增加煤粉的着火延迟[8]，有利于焦炭微孔的形成[9]，且在低氧条件下，水蒸气气化作用对煤焦燃烧影响显著[10]。Zou等[11]通过热重试验研究了煤粉在O2/H2O和O2/N2气氛下的着火和燃烧特性，结果表明，O2/H2O气氛下煤粉着火延迟，燃烧速率下降。这是由于水具有高比热容、强辐射能力且能与焦炭发生气化反应等特点，加入水蒸气能降低煤粉反应速率和炉内温度，且其生成的CO和H2等物质有利于NO的还原作用，符合煤粉MILD燃烧的特性。因此，以水蒸气来促进煤粉MILD燃烧理论上可行。此外，MILD燃烧的主燃区处于一个低O2体积分数稀释下的回流区域，炉内O2体积分数分布对燃烧产生较大影响，并使煤的反应动力学和污染物排放特性呈现与传统燃烧方式不同的特征，因此有必要深入研究在不同O2体积分数下的燃烧机理。本文通过分析比较不同水蒸气下煤粉MILD燃烧过程中的流场、温度分布、焦炭反应性以及NO排放，旨在探讨水蒸气的加入对MILD燃烧的影响及不同O2体积分数下水蒸气对煤粉燃烧过程影响的差异。

1 模拟对象与方法

1.1 几何结构

以Weber等[12]设计的IFRF(international flame research foundation)试验炉为研究对象，其几何结构和尺寸如图1所示。炉长6.25 m，横截面为2 m×2 m。煤粉经一次风由外侧2个平行的一次风喷口输送进入炉膛。二次风通过位于中心的二次风喷口进入炉内。一次风喷口和二次风喷口内径分别为0.027 3 m和0.125 m。试验数据的测点分布在图1中7个不同位置的截面。

1.2 模拟方法

根据炉子结构的对称性，仅对1/4试验炉进行建模和模拟。采用Gambit 2.4.6对炉子进行六面体网格化分，网格总数约为830 000。然后将画好的网格导入CFD软件fluent 13.0进行模拟计算。

本文模拟煤颗粒脱挥发分由单速率模型(a single rate model)控制，当煤中的挥发分析出后，煤粉颗粒中的焦炭会与周围的气体发生反应，故煤粉燃烧模型采用多表面反应模型，共包括3步碳表面反应机理和5步容积反应，具体参数设置见表1。(A为指前因子；Ea为活化能,kJ/mol)湍流模型采用标准k-ε模型，化学湍流的相互作用采用EDC模型，辐射换热采用DO模型，炉膛各壁面辐射率取0.4～0.6，且气体混合物的吸收系数为1.5 m-1，散射系数为0.2 m-1。为提高计算的准确性，采用SIMPLE算法求解压力-速度的耦合，压力采用PRESTO！算法，动量、湍流动能、湍流耗散率、组分输运和能量均采用二阶迎风格式。本文NO的形成途径仅考虑热力型NO和燃料型NO，且均用后处理的方法进行计算。考虑到湍流及温度波动的影响，采用β-PDF函数，NO形成模型的具体细节可参考文献[18]。

1.3 模型验证

为验证本文数值模拟方法的准确性，将模拟结果与试验数据[19]进行了对比，所用煤粉的性质及送风的入射条件可参考文献[19]。

图2给出了4个位置(z=0.150、0.440、0.735、1.320 m)径向上试验和模拟的速度对比。结果显示，整体上模拟数据和试验值的吻合度较高，仅中心线速度高于试验值。Schaffel等[18]研究结果也显示，截面1、2处的中心速度比试验值高20 m/s，Vascellari等[20]的研究结果则高出30 m/s。Orsino等[21]认为，这是由于少量煤粉颗粒被二次风卷吸到中央喷嘴附近的下游区域，导致试验中激光多普勒风速计(LDA)在该地区的测量信号较差，造成测量不准确。

表1 煤粉的燃烧机理
Table 1 Combustion mechanism of pulverized coal

图3给出了4个位置(z=0.150、0.440、0.735、1.320 m)径向上试验和模拟的温度对比。本文模拟计算的峰值温度为1 951 K，与 Vascellari等[20]模拟的峰值温度超过2 000 K相比，更接近试验值。整体上看，该模型预测和试验测量值之间无显着差异，仅在截面1、2的一次风喷口处，模拟数据与试验值存在较大差异。Vascellari等[20]和Schaffel等[18]在此处的模拟结果也均与试验值存在很大差别，前者认为这可能与模拟时所用脱挥发分模型导致的着火延迟有关。

1.4 模拟条件

为研究不同O2体积分数下水蒸气体积分数对煤粉MILD燃烧的影响，选取12种工况(表2)。考虑到煤粉锅炉可能采用纯氧助燃、烟气再循环和Oxy-Steam等燃烧技术，第1个技术的氧化剂中O2体积分数远大于21%，而后2个技术中水蒸气体积分数高达30%以上，故21%～35%的O2和0～45%水蒸气为工程中常见的浓度范围。模拟过程中，煤粉性质、煤粉质量流量均与IFRF的试验条件一致。所有工况的O2质量流量均设定为178.4 kg/h，一次风、二次风占总氧化剂的体积分数分别为16.8%、83.2%，初始温度分别为423、1 623 K。

2 试验结果和分析

2.1 温度分布

为研究O2和H2O体积分数对炉内温度场的影响，图4为工况1～12的炉内峰值温度分布，可以看出，当O2体积分数一定时，随水蒸气体积分数的增加，峰值温度逐渐下降，这是由于H2O的比热容和吸收率均比N2大，且焦炭与H2O的气化反应也会吸收大量的热；另一方面，当水蒸气体积分数不变时，随着O2体积分数的增加，峰值温度上升，这是由于煤粉的燃烧速率随O2体积分数的增加而大幅增大。O2体积分数为21%和28%时，随着水蒸气体积分数的增加，温度峰值降幅更大，即较低O2体积分数下，水蒸气对温度峰值的抑制作用更明显。这是由于在低O2体积分数下，氧化作用较弱，水蒸气的气化吸热作用相对较强。

图5为工况1～4、工况7和11在 x-z平面的温度分布云图。可以看出，O2体积分数28%时，随着H2O体积分数的增加，主燃区大小和形状基本没有变化；而当H2O体积分数保持30%时，随着O2体积分数的升高，主燃区形状和大小也几乎不变，但其峰值温度和主燃区的温度均明显提高。

图6为x-z平面上分别截取z=1.32 m的径向温度分布和x=0.18 m的轴向温度分布。从图6(a)可知，径向温度依次出现一个明显的波峰和波谷，当O2体积分数为28%时，随H2O体积分数的增加，峰值温度下降，谷值温度则差距不大；当H2O体积分数为30%时，随着O2体积分数从21%增加到35%，峰值温度从1 885 K增至2 011 K，上升幅度较大。从图6(b)可知，当O2体积分数为28%时，随H2O体积分数的增加，峰值温度逐渐下降；当H2O体积分数为30%时，随着O2体积分数从21%增加到35%，峰值温度从1 817 K升至1 922 K，且位置略有右移，说明此时炉内的主燃区位置右移的同时，其整体温度也有较大幅度的升高。

2.2 气体组分分布

图7为工况1的中间产物挥发分、H2、CO的分布云图，由于炉膛后半段组分变化不大，因此云图只截取x-z平面z<5 m的部分。从图7可以看出，3种中间产物分布在炉膛的上半部分，且均产生于一次风喷口的附近。

图8为工况1～4、工况7和11的挥发分、H2、CO在一次风喷口x=0.28 m的轴向分布情况。从图8(a)看出，O2体积分数为28%时，随着H2O体积分数的增加，挥发分析出延迟，峰值下降且右移，说明H2O体积分数的增加使挥发分的析出速率减小。这是由于H2O的气化反应是吸热反应，降低了反应周围温度。从图8(b)、(c)看出，O2体积分数为28%时，随H2O体积分数的增加，H2体积分数上升速率和体积分数峰值大幅增大，CO上升速率和体积分数峰值逐渐下降，这是由于气化反应(4)和(5)存在一定的竞争关系，出现此消彼长的现象。此外，增加O2体积分数会大幅提高挥发分、H2和CO的析出速率。

2.3 焦炭反应性

表3给出了炉内工况1～4、工况和11中反应(3)～(5)的积分反应速率，由于所有工况煤粉的质量流量均为178.4 kg/h，且所给煤粉固定碳的比例一定，因此反应(3)～(5)的积分反应速率之和均相等且为定值。从表3的工况1～4可以看出，O2体积分数为28%时，水蒸气体积分数对气化反应(5)有促进作用，而对氧化反应(3)和气化反应(4)具有抑制作用。当水蒸气体积分数为30%时，随着O2体积分数的增加，气化反应(4)和(5)的积分反应速率均增大，而氧化反应(3)的积分反应速率则降低。

表3 不同工况下反应(3)～(5)的积分反应速率
Table 3 Reaction rate of reactions(3) to(5) under different conditions mol/s

注:k3、k4、k5分别为表2中反应(3)～(5)的积分反应速率。

图9为3个碳表面反应对应的碳消耗比例，可以看出:当O2体积分数为28%时，随着H2O体积分数的增加，C+H2O反应比例逐渐上升，C+O2反应和C+CO2反应比例逐渐下降，说明增加H2O对反应(3)起促进作用，对反应(1)、(2)起抑制作用，但总体来说，H2O体积分数的增加可促进气化比例。当H2O体积分数为30%时，随着O2体积分数的增加，2个气化反应C+CO2和C+H2O的比例均逐渐上升，C+O2反应比例则有较大幅度下降，这是由于增加O2体积分数使燃烧速率增大并释放出大量的热，使炉内温度快速上升，从而促进了气化反应。

2.4 NO排放

图10为工况1～12在炉膛尾部NO的排放量。可知，21% O2时热力型NO生成量较小，最高仅为22×10-6，而当O2体积分数为28%和35%时，热力型NO生成量较大，在35%O2、无H2O工况下可高达798 ×10-6。这是由于21% O2时的炉内温度较低，而随着O2体积分数的升高，炉内峰值及整体温度大幅升高，使热力型NO快速增加。此外，在21%、28%、35% O2体积分数下，热力型NO均随着H2O体积分数的增加而降低，且O2体积分数越高，下降幅度越大。说明加入H2O降低了炉内温度，抑制了热力型NO的生成，且在高体积分数O2下，H2O体积分数对热力型NO的作用更为明显。

在O2体积分数21%、28%、35%下，燃料型NO均随H2O体积分数的增加而下降，但下降幅度较热力型NO小，即不同O2体积分数下，燃料型NO受H2O体积分数影响不大。这是由于热力型NO的生成受温度影响较小，而与O2体积分数及还原性物质关系较大。由表3可知，H2O的加入使氧化反应被削弱，还原作用增强，且促进了还原性物质H2的生成，抑制了热型NO的形成。

此外，H2O体积分数不变时，随着O2体积分数的升高，热力型NO增加，燃料型NO减少。同样，热力型NO增加是由于较高O2体积分数下的炉膛温度较高，而燃料型NO下降则是由于O2体积分数的增加降低了反应(3)的比例，即氧化反应相对削弱，还原作用增强。

3 结 论

1)O2体积分数为28%时，随H2O体积分数增加，炉内峰值温下降近200 K，温度分布更均匀，燃烧速率减小，符合煤粉MILD燃烧的特点；且O2体积分数较低时，增加H2O使温度峰值降幅更大。

2)O2体积分数为28%时，增加H2O体积分数使焦炭氧化反应的比例降低了13.6%，同时也使热力型和燃料型NO的排放分别减少了192×10-6和13×10-6，因此从气化反应比例及NO排放来看，H2O的加入有利于煤粉的MILD燃烧；且O2体积分数较高时，提高H2O体积分数对NO的抑制作用更明显。

3)H2O体积分数为30%时，随O2体积分数升高，炉内温度峰值及整体温度均明显上升，挥发分、H2和CO的析出速率及峰值大幅增加。较高炉温虽导致大量热力型NO的生成，但也极大促进了气化反应，并对燃料型NO的生成起一定的抑制作用。

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