Reaction Characteristics of Coal/NH3 Co-combustion Affected by the Highly Preheated Temperature under MILD Combustion Mode
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摘要:
氨煤掺混燃烧技术是一种快速且有效可行的燃煤电厂大规模源头CO2减排技术。为了克服氨煤掺混燃烧稳定性差的技术问题，提出一种将先进的MILD燃烧技术应用于氨煤混烧并用于高温预热烟气强化氨煤燃烧新策略。利用ANSYS-FLUENT软件探究了不同预热温度(1 173~1 923 K)对氨煤掺混燃烧反应特性的影响。结果表明：随着预热温度的增加，燃烧高温区向燃烧器出口方向移动。当预热温度由1 173 K升至1 923 K时，炉内峰值温度由1 823 K升至1 930 K。煤颗粒着火温度降低26.1%，其着火时间和燃尽时间分别缩短21.9%和22.2%，说明高预热温度有利于煤粉的着火与燃尽。燃料氮生成NO的转化率从2.78%增加至3.25%，这主要是因为在高温环境下NH3对NO还原能力降低(NH3 + NO反应占比由38%降低至30%)。高预热温度尽管有利于氨煤混烧的着火与燃尽，但导致了燃料氮转化率的增加。因此，对氨燃烧反应的调控成为稳燃降氮的关键。在高温环境下，降低反应区局部氧浓度(如分级燃烧)，促进NH3对NO的还原，以及抑制NH3向NO的转化，将有望实现高温预热氨煤掺混稳定的低氮燃烧。
Abstract:Co-combustion of coal blending with NH3 is a promising technology to realize the large-scale CO2 reduction in coal-fired plant. To offset the poor flammability of coal/NH3 blend, an advanced moderate or intense low-oxygen dilution (MILD) combustion technology is implemented in coal/NH3 co-combustion. The effects of the six different preheated temperatures from 1 173 K to 1 923 K on coal/NH3 co-combustion under MILD mode are clarified based on the computional fluid dynamic software, i.e., ANSYS-FLUENT. Results show that, as the preheated temperature increases, the ignition of coal/NH3 co-combustion is in advance. When the preheated temperature increases from 1 173 K to 1 923 K, the peak value of the furnace temperatres are increased from 1 823 K to 1 930 K, and the ignition times are in advance by 21.9%, and the ignition temperature and burnout time are reduced by 26.1% and 22.2%, respectively. These findings indicate that the high temperature can improve the ignition and burnout of coal/NH3 co-combustion. In addition, the NOx conversion ratio is increased from 2.78% to 3.25%, which is attributed to the decrease in the proportion of NOx reduction (the decreases in the proportion of NH3+NO pathway is from 38% to 30%). Although the highly preheated temperature is favorable to the ignition of coal/NH3 co-combustion, it leads to an increase in fuel nitrogen conversion. Therefore, the regulation of the ammonia combustion reaction becomes the key to stable combustion and NOx reduction. In the high temperature environment, reducing the local oxygen concentration in the reaction zone (e.g., air-staged combustion), promoting the reduction of NH3 to NO, and inhibiting the conversion of NH3 to NO will be expected to achieve stable combustion with low NOx emission during coal/NH3 co-combustion affected by the highly preheated temperature.
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以CO2为主的温室气体大量排放导致的全球气候变化已引起了广泛关注，各国政府积极制定应对政策。我国2020年发布的《新时代的中国能源发展》白皮书中明确提出要优先发展非化石能源，并清洁高效开发利用化石能源，而在“双碳”背景下发展替代化石燃料的低碳燃料高效清洁燃烧技术迫在眉睫。
低碳燃料与煤粉掺混燃烧技术在满足从源头大规模减少CO2排放的同时又可以充分利用燃煤电厂现有的氨储存和输送设备，进一步降低火电机组的改造成本，具有技术上和经济上的双重优势。特别是在当前可再生能源尚无法大规模稳定供电的现状下，低碳燃料耦合燃煤发电对我国电力行业低碳转型的平稳过渡具有重要意义。
氨作为一种高效的氢载体凭借其体积能量密度高、制备工艺成熟、易液化、储运成本低等优点受到了广泛关注[1-2]。将来自可再生能源的电能用于电解水制氢，并与氨的合成工艺耦合，所得到的氨被称为“绿氨”。绿氨的生产过程中几乎CO2零排放，将其代替部分燃煤并与煤混烧发电，可从源头上大幅降低燃煤机组的CO2排放，消纳可再生能源，极具发展潜力[3-9]。
氨的理化性质导致其在燃烧特性、火焰传播和NOx排放等方面与煤粉燃烧具有显著差异，主要体现在两方面：一是NH3着火温度高、层流火焰速度和绝热火焰温度低，氨煤混烧过程中存在稳定着火与完全燃尽的问题；二是NH3含氮量高，燃料型NOx排放极易超标[4, 10]。KOBAYASHI等[3]在卧式煤粉炉中开展了不同掺混比的氨煤混烧实验，发现当掺混比超过燃料总热值的20%时，NOx的最大排放量并未增加，且通过调整氨气的喷射位置可实现与纯煤燃烧相近的NOx排放。HADI等[5]发现氨煤混燃中火焰速度随着湍流强度的增加而增加，就高挥发分煤而言，氨煤混燃的火焰速度分别是相同条件下纯煤燃烧和纯氨燃烧的3倍和2倍。TAN等[8]在滴管炉中进行了氨煤混烧实验，通过提高炉膛环境中NH3浓度可以有效降低NOx的排放，且当掺氨比低于30%时，氨煤混燃中NOx排放水平与纯煤燃烧时基本相当。不难发现，通过增加湍流强度及调整反应气氛能够明显改善氨煤混燃的稳定性并有效降低NOx排放。
MILD (Moderate or Intense Low-oxygen Dilution)燃烧是低氧稀释条件下的一种温和燃烧模式。相较于常规燃烧，MILD燃烧模式下没有明显的火焰锋面，反应区域分布在整个炉膛，炉内强烈的高温烟气卷吸稀释反应物使炉内任意位置的氧质量分数低于5%~10%且温度高于燃料的自燃点。在MILD燃烧方式下强烈烟气卷吸有利于促进燃料燃尽和降低NOx排放[11-12]。针对氨煤混燃技术中存在的技术问题，前期研究提出了将MILD燃烧与氨煤混燃相结合的新型氨煤混燃策略，并通过数值模拟证实在MILD燃烧模式下可实现不同掺比工况下氨煤掺混的稳定燃烧和低NOx转化[10]，这也说明MILD燃烧与氨煤混烧相结合在技术上是切实可行的。
反应温度对实现MILD燃烧和控制NOx排放至关重要[13-16]。ZHAO等[16]发现在CH4/NH3混燃中，即使当氧质量分数低于21%时，也可通过调节反应温度促使射流火焰达到MILD燃烧状态。CHEN等[14]发现氨煤混燃中NOx排放量和其转化率随反应温度的升高而增加。由此可见，反应温度对氨煤混燃的影响可以分为两个方面：一是促进MILD燃烧；二是控制NOx转化[17]。为阐明温度对氨煤混燃的影响机制，本文研究不同预热温度(1 173~1 923 K, 共6个工况)条件下氨煤混烧的燃烧特性和NOx排放特性，对炉内温度分布、流动与反应相互作用、煤着火与燃尽以及NOx转化进行了详尽分析。
1. 数值模拟方法
1.1 几何模型
以0.58 MW的中试试验炉为研究对象[18-21]，炉体的几何结构和燃烧器的布置分别如图 1A、B所示，炉膛长度为6 250 mm，横截面为2 000 mm×2 000 mm的方形截面。
二次风从中心直射流喷嘴进入炉膛，直径为125 mm，一次风携带煤粉(煤粉+氨)从距中心喷嘴280 mm的侧边直射流喷嘴进入炉膛内，两侧喷嘴呈对称布置，直径为27.3 mm。考虑到炉体结构的对称性以及计算资源消耗，采用正六面体结构化网格方式对四分之一容积的炉膛几何体进行网格划分，网格数约60万个，网格模型[10]如图 1C所示。
1.2 CFD模型
利用ANSYS-FLUENT 18.0软件开展数值模拟，控制方程采用基于雷诺平均的纳维尔-斯托克斯方程(Reynolds Average Navier Stokes，RANS)求解，湍流方程采用Realizable k-ε模型求解，并采用DO模型计算炉膛内部的辐射换热，采用灰度气体加权模型(Weight Sum Gray Gas Model, WSGG)计算气体的辐射系数，采用离散相模型(Discrete Phase Model, DPM)描述煤粉颗粒，并设定煤粉粒径服从Rosin-Rammler分布，平均粒径42 μm，最大粒径300 μm，最小粒径10 μm，传播指数1.36。通过随机轨道模型(Random Walk Model，RWM)追踪煤粉颗粒，约有3 600个颗粒被追踪。采用涡耗散概念模型(Eddy Dissipation Concept, EDC)计算湍流-化学交互作用，该模型假设所有的反应区均由若干细小的涡结构和涡结构周围的流体组成且化学反应发生在涡结构和周围流体中，这与MILD燃烧状态的特征相近[10]。
氨煤混燃中煤粉燃烧的反应机理包括：涉及挥发分燃烧的四步均相反应、涉及焦炭燃尽的三步异相反应。氨气的反应机理为NH3热解、NO氧化和还原的三步均相反应[10]。具体的全局反应机理和动力学参数如表 1所示。
表 1 全局反应机理及动力学参数Table 1. The kinetic parameters of the global reaction mechanism编号 反应式 A/(kmol·m-3·s-1) E/(J·kmol-1) R1 CxHyOzN+(2x+y-2z)/4O2 → xCO+0.5H2O+0.5N2 2.12×1011 2.03×108 R2 CO+0.5O2 → CO2 2.24×1012 1.70×108 R3 H2O+CO → CO2+H2 2.75×109 8.37×107 R4 CO2+H2 → H2O+CO 6.81×1010 1.14×108 R5 H2+0.5O2 → H2O 3.90×1017 1.70×108 R6 C(s)+0.5O2 → CO 0.005 7.40×107 R7 C(s)+CO2 → 2CO 0.006 35 1.62×108 R8 C(s)+H2O → CO+H2 0.001 92 1.47×108 R9 NH3 → 0.5N2+1.5H2 0.185 6.90×107 R10 NH3+O2 → NO+H2O+0.5H2 350 5.24×108 R11 NO+NH3 → N2+H2O+0.5H2 424 000 3.50×108 注：反应速率kr=ArTnexp(－Ea/RT), 其中R1~R8的温度指数n=0；R9、R10、R11的温度指数n分别为1.25、7.65、5.30。 1.3 工况设计
基于本文前期的研究工作基础[10]，选取氨煤掺混比为40%NH3+60%煤(按热量计)，对烟煤进行工业分析和元素分析，结果见表 2[21-22]，并考虑6种不同预热温度的二次风对氨煤混燃的影响(表 3)，其中工况1与IFRF实验条件保持一致，煤粉的质量流量为66 kg/h，其余工况(工况2~7)的热输入功率与工况1的保持一致。
表 2 煤粉工业分析、元素分析Table 2. The proximate and ultimate analysis of the coal组分 工业分析所得质量分数/% 元素 元素分析所得质量分数/% 水分 2.9 C 81.6 灰分 3.3 H 5.5 挥发分 37.1 O 10.7 固定碳 56.7 N 1.5 — — S 0.7 注：低位热值为31.74 MJ/kg(LHV)。 表 3 各工况的初始操作条件Table 3. The initial operation conditions of the considered cases工况编号 一次风 二次风 T/K w(O2)/% w(N2)/% w(NH3)/% T/K w(O2)/% w(H2O)/% w(CO2)/% w(N2)/% 1a 313 23.0 77.0 — 1 623 22 9.5 12.5 56 2 313 17.1 54.3 25.5b 1 173 22 9.5 12.5 56 3 313 17.1 54.3 25.5b 1 323 22 9.5 12.5 56 4 313 17.1 54.3 25.5b 1 473 22 9.5 12.5 56 5 313 17.1 54.3 25.5b 1 623 22 9.5 12.5 56 6 313 17.1 54.3 25.5b 1 773 22 9.5 12.5 56 7 313 17.1 54.3 25.5b 1 923 22 9.5 12.5 56 注：a表示工况1为对比工况，其中一次风和二次风的质量流量分别为130、675 kg/h。b表示工况2~7为设计工况，其中一次风和二次风的质量流量分别为175.86、679.95 kg/h。 1.4 NOx的生成机理
考虑到有关氨煤混燃中NOx生成的详细机理尚未明晰，ZHANG等[4]对煤粉燃烧和氨气燃烧中的NOx排放分别计算并求和得到氨煤混燃中的NOx总排放。前者采用后处理(post-processing approach)的方法预测煤燃烧中NOx的生成与还原，包括4条NOx的生成路径(热力型NOx、快速型NOx、N2O中间体和燃料型NOx)和1条NOx还原路径(NOx再燃)[10, 15]。热力型NOx采用Zeldovich机理，N2和[O]和[OH]自由基在高温下结合生成NO，自由基的浓度计算基于部分平衡假设。快速型NOx采用De Soete半经验公式，燃料中烃类基元与N2反应生成NO；中间型NOx采用Malt和Pratt机理，中间产物N2O采用准稳态假设计算；燃料型NOx主要来源于煤中挥发分氮和焦炭氮的释放，本文假设挥发分氮和焦炭氮转化为HCN和NH3，进而被氧化为NO，再燃型NOx是指烟气中未燃尽气体(如CO、H2)对NO的还原[4, 10, 17]。氨气燃烧中NOx排放是通过求解与NH3有关的组分方程进行计算[4, 10]。氨煤掺混燃烧过程中燃料氮转化的全局机理如图 2所示。
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图 2 氨煤混燃中燃料氮转化的全局机理Figure 2. The global mechanism of the fuel-N conversion during coal/NH3 co-combustion2. 结果与讨论
2.1 模型验证
由于现有文献缺乏有关MILD燃烧模式下煤氨混燃的实验，因此采用一种常规的模型验证方法，即对比研究煤粉MILD燃烧的模拟结果与IFRF煤粉燃烧的实验结果，进而验证CFD模型的可靠性[22]。表 4为炉膛出口处各参数的模拟值和实验值对比，出口烟气温度的模拟值比实验值增加了2.99%，而烟气中O2、CO2和NOx质量分数分别降低-4.19%、-2.51%、-3.13%，但总体相对误差在5%以内，这说明CFD模型是可靠的，可用于后续研究。实际上，本文所选CFD模型的可靠性也在本文前期研究[10, 15]中得到验证。
表 4 炉膛出口的模拟值与实验值对比Table 4. The comparison between the simulated and experimental results at the furnace exit参数 实验值 模拟值 相对误差/% T/K 1 503 1 548 2.99 O2体积分数/% 3.10 2.97 -4.19 CO2体积分数/% 25.5 24.86 -2.51 NOx体积分数/% 320 310 -3.13 2.2 温度分布
不同预热温度工况下炉内温度分布如图 3所示，炉温分布均匀，且高温区位于Z < 3 m位置。为了可视化描述主燃区，用蓝线标注局部氧浓度低于1%的区域。显然，随着预热温度的升高，炉内的峰值温度从1 823 K提高到1 930 K，并且高温区的位置向喷嘴出口移动，这表明高预热温度有利于提前点火。此外，提高预热温度会导致反应区面积缩小，这可能是由于在高温条件下，涉及NH3的反应速率会加快。随着预热温度的提升，煤的热解提前，挥发分的析出速率加快，但是氨的反应速率与温度相关(表 1)。因此，高预热温度更容易影响氨燃烧，继而导致燃烧反应区的变化。
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图 3 不同预热温度下炉温的分布云图Figure 3. Temperature distribution contour of furnace at different preheating temperatures当预热温度从1 173 K上升到1 923 K时，高温燃烧区的面积由0.72 m2减少至0.49 m2，减小幅度约32%，如图 4所示。该现象表明随着预热温度升高，燃烧高温区面积不断减小，其潜在的原因是高温环境下NH3消耗速率加快。
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图 4 不同预热温度下的燃烧高温区面积Figure 4. The area of the high temperature region at different preheating temperatures2.3 湍流-化学交互作用
达姆科勒数(Damköhler number, Da)被广泛应用于描述流动与化学反应交互作用，MILD燃烧中Da定义如下[10, 23]：
Da=tftc, (1) 其中，湍流时间尺度tf和化学反应时间尺度tc计算如下：
tf=l0u′, (2) tc=[xO2]Rkin,O2, (3) 其中，l0 = k3/2/ε和u′=(2k/3)1/2分别表示湍流涡的长度和速度脉动；k和ε分别表示湍流动能和湍流涡耗散速率；xO2和Rkin, O2分别表示氧气的摩尔分数以及消耗速率。
图 5为炉膛内达姆科勒数Da分布云图。可以看出，主反应区(氧质量分数 < 1%)内Da明显高于炉膛其他区域，但Da均低于20。随着预热温度的增加，高Da的区域面积不断减小。此外，采用统计学方法计算Da的平均值，当温度从1 173 K增加到1 923 K时，Da的平均值从1.33降为0.96，Da小于10的占比从72.9%增加到82.9%。从湍流与化学反应交互的角度分析，提高二次风的预热温度有利于降低反应区的平均达姆科勒数，促进煤氨混燃提前达到MILD燃烧状态。
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图 5 不同预热温度下XOZ炉内Da的分布云图Figure 5. The contour of the Da value in the XOZ plane at different preheating temperatures2.4 焦炭着火与燃尽
通过颗粒温度以及焦炭质量分数随停留时间的变化可以确定焦炭的着火与燃尽特性[10]。如图 6A所示，当颗粒温度随煤粉停留时间变化率最大时，相应的停留时间和颗粒温度即为颗粒的着火时间和着火温度。图 6B为不同预热温度下焦炭颗粒的着火时间tig和着火温度Tig。当预热温度从1 173 K增加到1 923 K时，颗粒的着火时间从0.032 s下降到0.025 s，着火时间提前了21.9%；着火高温度从905 K降低到657 K，着火性能改善了26.1%。
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图 6 不同预热温度下煤焦的着火特性Figure 6. The ignition of the coal char combustion at different preheating temperatures焦炭质量分数随颗粒停留时间的变化曲线(图 7A)可以分为三部分：煤粉颗粒加热(阶段A)；水分蒸发和挥发分释放(阶段B)；煤焦燃尽(阶段C)。焦炭颗粒的燃尽时间tb定义为焦炭质量分数降为零时所对应的停留时间。为消除不确定性误差，选取3个粒子燃尽时间的平均值作为煤焦的燃尽时间。如图 7B所示，当预热温度从1 173 K增加到1 923 K时，焦炭的燃尽时间从0.359 s降低到0.279 s，燃尽提前了22.2%。结合图 7和图 8可知，提高氨煤混燃的预热温度能改善焦炭颗粒的着火与燃尽性能。
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图 7 不同预热温度下煤焦的燃尽特性Figure 7. The burnout of the coal char combustion at different preheating temperatures![]()
图 8 不同预热温度工况下燃料氮的转化特性Figure 8. The characteristics of the fuel-N conversion at different preheating temperatures2.5 燃料氮转化
为了研究不同预热温度下燃料氮转化规律，本文定义燃料氮转化率ηN：
ηN=NNONfuel =mout YNOMNMNO(mcoal Ycoal ,N+mNH3YNH3, N), (4) 其中，mout、mcoal和mNH3分别代表烟气、煤粉和NH3的质量流量(kg/h)；YNO、Ycoal, N和YNH3, N分别代表烟气中NO的质量分数、煤中N元素质量分数以及NH3中N元素质量分数(%)；MNO和MN分别代表NO和N的摩尔质量(g/mol)。
由图 8A可知，当入射流初始温度为1 173 K时，燃料氮的转化率约2.78%；当入射流初始温度为1 923 K时，转化率约3.25%。导致这种现象是在高温条件下，贫氧区的面积减小(图 4)。根据文献[10]，氮氧化物转化率的下降与贫氧区的增加密切相关。此外，还计算了每个反应对NH3消耗的贡献(图 8B)。显然，随着温度从1 173K增加到1 923K，NH3还原反应(NH3+NO)的比例从38%下降到30%，这也解释了在高温条件下NOx转化率较高的原因。
3. 结论
在MILD模式下，研究预热温度对氨煤掺混燃烧反应特性的影响。结果表明：提高二次风的预热温度促进煤氨共燃着火时间提前；随着预热温度的增加，Da降低，在高温下氨煤共燃更容易实现MILD燃烧状态；提高预热温度有利于煤粉的着火和燃尽，当温度从1 173 K增加到1 923 K时，焦炭的着火时间提前了21.9%，着火温度和燃尽时间分别缩短了26.1%和22.2%；当预热温度从1 173K上升到1 923K时，氮转化率从2.78%增加到3.25%，其主要原因是高温下NH3对NO还原能力降低。高预热温度尽管有利于氨煤混烧的着火与燃尽，但是也导致燃料氮转化率的增加。因此，对氨燃烧反应的调控成为稳燃降氮技术的关键。在高温环境下，降低反应区局部氧浓度(如分级燃烧)，促进NH3对NO的还原以及抑制NH3向NO转化，将有望实现高温预热氨煤掺混稳燃与低氮燃烧。
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图 2 氨煤混燃中燃料氮转化的全局机理
Figure 2. The global mechanism of the fuel-N conversion during coal/NH3 co-combustion
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图 3 不同预热温度下炉温的分布云图
Figure 3. Temperature distribution contour of furnace at different preheating temperatures
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图 4 不同预热温度下的燃烧高温区面积
Figure 4. The area of the high temperature region at different preheating temperatures
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图 5 不同预热温度下XOZ炉内Da的分布云图
Figure 5. The contour of the Da value in the XOZ plane at different preheating temperatures
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图 6 不同预热温度下煤焦的着火特性
Figure 6. The ignition of the coal char combustion at different preheating temperatures
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图 7 不同预热温度下煤焦的燃尽特性
Figure 7. The burnout of the coal char combustion at different preheating temperatures
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图 8 不同预热温度工况下燃料氮的转化特性
Figure 8. The characteristics of the fuel-N conversion at different preheating temperatures
表 1 全局反应机理及动力学参数
Table 1 The kinetic parameters of the global reaction mechanism
编号 反应式 A/(kmol·m-3·s-1) E/(J·kmol-1) R1 CxHyOzN+(2x+y-2z)/4O2 → xCO+0.5H2O+0.5N2 2.12×1011 2.03×108 R2 CO+0.5O2 → CO2 2.24×1012 1.70×108 R3 H2O+CO → CO2+H2 2.75×109 8.37×107 R4 CO2+H2 → H2O+CO 6.81×1010 1.14×108 R5 H2+0.5O2 → H2O 3.90×1017 1.70×108 R6 C(s)+0.5O2 → CO 0.005 7.40×107 R7 C(s)+CO2 → 2CO 0.006 35 1.62×108 R8 C(s)+H2O → CO+H2 0.001 92 1.47×108 R9 NH3 → 0.5N2+1.5H2 0.185 6.90×107 R10 NH3+O2 → NO+H2O+0.5H2 350 5.24×108 R11 NO+NH3 → N2+H2O+0.5H2 424 000 3.50×108 注：反应速率kr=ArTnexp(－Ea/RT), 其中R1~R8的温度指数n=0；R9、R10、R11的温度指数n分别为1.25、7.65、5.30。 
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表 2 煤粉工业分析、元素分析
Table 2 The proximate and ultimate analysis of the coal
组分 工业分析所得质量分数/% 元素 元素分析所得质量分数/% 水分 2.9 C 81.6 灰分 3.3 H 5.5 挥发分 37.1 O 10.7 固定碳 56.7 N 1.5 — — S 0.7 注：低位热值为31.74 MJ/kg(LHV)。
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表 3 各工况的初始操作条件
Table 3 The initial operation conditions of the considered cases
工况编号 一次风 二次风 T/K w(O2)/% w(N2)/% w(NH3)/% T/K w(O2)/% w(H2O)/% w(CO2)/% w(N2)/% 1a 313 23.0 77.0 — 1 623 22 9.5 12.5 56 2 313 17.1 54.3 25.5b 1 173 22 9.5 12.5 56 3 313 17.1 54.3 25.5b 1 323 22 9.5 12.5 56 4 313 17.1 54.3 25.5b 1 473 22 9.5 12.5 56 5 313 17.1 54.3 25.5b 1 623 22 9.5 12.5 56 6 313 17.1 54.3 25.5b 1 773 22 9.5 12.5 56 7 313 17.1 54.3 25.5b 1 923 22 9.5 12.5 56 注：a表示工况1为对比工况，其中一次风和二次风的质量流量分别为130、675 kg/h。b表示工况2~7为设计工况，其中一次风和二次风的质量流量分别为175.86、679.95 kg/h。
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表 4 炉膛出口的模拟值与实验值对比
Table 4 The comparison between the simulated and experimental results at the furnace exit
参数 实验值 模拟值 相对误差/% T/K 1 503 1 548 2.99 O2体积分数/% 3.10 2.97 -4.19 CO2体积分数/% 25.5 24.86 -2.51 NOx体积分数/% 320 310 -3.13
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[1] 牛涛, 张文振, 刘欣, 等. 燃煤锅炉氨煤混合燃烧工业尺度试验研究[J]. 洁净煤技术, 2022, 28(3): 193-200. NIU T, ZHANG W Z, LIU X, et al. Industrial-scale experimental investigation of ammonia-coal cofiring in coal-fired boiler[J]. Clean Coal Technology, 2022, 28(3): 193-200.
[2] 蒋博宇, 顾明言, 陈萍, 等. 氨煤混合燃烧NO生成特性的实验研究[J]. 中国电机工程学报, 2023, 43(17): 6747-6754. JIANG B Y, GU M Y, CHEN P, et al. Experimental study on NO formation characteristics of ammonia-coal co-combustion[J]. Proceedings of the CSEE, 2023, 43(17): 6747-6754.
[3] KOBAYASHI H, HAYAKAWA A, SOMARATHNE A, et al. Science and technology of ammonia combustion[J]. Proceedings of the Combustion Institute, 2019, 37(1): 109-133. doi: 10.1016/j.proci.2018.09.029
[4] ZHANG J W, ITO T, ISHⅡ H, et al. Numerical investigation on ammonia co-firing in a pulverized coal combustion facility: effect of ammonia co-firing ratio[J]. Fuel, 2020, 267: 117166/1-10.
[5] HADI K, ICHIMURA R, HASHIMOTO G, et al. Effect of fuel ratio of coal on the turbulent flame speed of ammonia/coal particle cloud co-combustion at atmospheric pressure[J]. Proceedings of the Combustion Institute, 2021, 38(3): 4131-4139. doi: 10.1016/j.proci.2020.06.358
[6] 马仑, 方庆艳, 张成, 等. 深度空气分级下煤粉耦合氨燃烧及NO生成特性[J]. 洁净煤技术, 2022, 28(3): 201-213. MA L, FANG Q Y, ZHANG C, et al. Coupled ammonia combustion and NO generation characteristics of pulverized coal under deep air classification[J]. Clean Coal Technology, 2022, 28(3): 201-213.
[7] CHEN P, FANG Y, WANG P P, et al. The effect of ammonia co-firing on NO heterogeneous reduction in the high-temperature reduction zone of coal air-staging combustion: experimental and quantum chemistry study[J]. Combustion and Flame, 2022, 237: 111857/1-19.
[8] TAN J X, HE Y, ZHU R F, et al. Experimental study on co-firing characteristics of ammonia with pulverized coal in a staged combustion drop tube furnace[J]. Proceedings of the Combustion Institute, 2023, 29(3): 3217-3225.
[9] WANG X, FAN W, CHEN J, et al. Experimental study on effects of air-staged strategy and NH3 co-firing ratios on NO formation characteristics in ammonia/coal co-firing process[J]. Fuel, 2023, 332: 126217/1-13.
[10] ZHANG Z W, ZHAO Z H, ZHA X J, et al. Computational study on cocombustion characteristics of pulverized coal blending with NH3 under moderate or intense low-oxygen dilution combustion mode[J]. Energy & Fuels, 2022, 36(20): 12750-12762.
[11] SORRENTINO G, SABIA P, BOZZA P, et al. Low-NOx conversion of pure ammonia in a cyclonic burner under locally diluted and preheated conditions[J]. Applied Energy, 2019, 254: 113676/1-7.
[12] ZHOU H, RING T A, SUTHERLAND J C. Additional criteria for MILD coal combustion[J]. Proceedings of the Combustion Institute, 2021, 38(3): 4233-4240.
[13] XU S T, TU Y J, HUANG P, et al. Effects of wall temperature on methane MILD combustion and heat transfer behaviors with non-preheated air[J]. Applied Thermal Engineering, 2020, 174: 115282/1-14.
[14] CHEN C L, WANG Z H, ZHU R F, et al. Co-firing characteristics and fuel-N transformation of ammonia/pulverized coal binary fuel[J]. Fuel, 2023, 337: 126857/1-12.
[15] ZHANG Z W, LU B W, ZHAO Z H, et al. Heterogeneous reactions behaviors of pulverized coal MILD combustion under different injection conditions[J]. Fuel, 2020, 275: 117925/1-13.
[16] ZHAO Z H, LI X S, ZHANG Z W, et al. Combustion regimes and fuel-NO mechanism of CH4/NH3 jet diffusion flames in hot O2/CO2 co-flow[J]. Fuel Processing Technology, 2022, 229: 107173/1-13.
[17] ISHIHARA S, ZHANG J W, ITO T. Numerical calculation with detailed chemistry of effect of ammonia co-firing on NO emissions in a coal-fired boiler[J]. Fuel, 2020, 266: 116924/1-8.
[18] SCHAFFEL N, MANCINI M, SZLE K A, et al. Mathematical modeling of MILD combustion of pulverized coal[J]. Combustion and Flame, 2009, 156(9): 1771-1784.
[19] WEBER R, SMART J P, KAMP W. On the (MILD) combustion of gaseous, liquid, and solid fuels in high temperature preheated air[J]. Proceedings of the Combustion Institute, 2005, 30(2): 2623-2629.
[20] ZHAO Z H, ZHANG Z W, WU F, et al. Effect of steam addition on turbulence-chemistry interaction behaviors of pulverized coal MILD-oxy combustion[J]. Fuel, 2021, 294: 120496/1-13.
[21] ZHAO Z H, ZHANG Z W, ZHA X, et al. Internal association between combustion behavior and NOx emissions of pulverized coal MILD-oxy combustion affected by adding H2O[J]. Energy, 2023, 263: 125878/1-9.
[22] WANG X B, ZHANG J Y, XU X W, et al. Numerical study of biomass Co-firing under Oxy-MILD mode[J]. Renewable Energy, 2020, 146: 2566-2576.
[23] ZHANG Z W, LI X, ZHANG L Q, et al. Numerical investigation of the effects of different injection parameters on Damköhler number in the natural gas MILD combustion[J]. Fuel, 2019, 237: 60-70.
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期刊类型引用(3)
1. 季泽安，张振东，李星，李军. 乙醇喷雾/氨气/甲烷三元燃料的燃烧特性. 华南师范大学学报(自然科学版). 2024(01): 27-35 . 
百度学术
2. 周广钦，贾子秀，李宇航，杜智华，张喜来. MILD燃烧研究进展及展望. 节能. 2024(09): 122-124 . 百度学术
3. 陈勇旭，侯育杰，王长安，戴良旭，贾子秀，李宇航，车得福. 燃煤耦合氨燃料燃烧技术研究进展. 绿色矿山. 2024(04): 443-456 . 百度学术
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