配風(fēng)方式對(duì)超低揮發(fā)分碳基燃料NOx排放特性的影響

3

(1. 中國(guó)科學(xué)院大學(xué)工程科學(xué)學(xué)院，北京100049； 2. 中國(guó)科學(xué)院工程熱物理研究所，北京100190；3. 中國(guó)科學(xué)院潔凈能源創(chuàng)新研究院，遼寧大連116023)

我國(guó)低階煤儲(chǔ)量巨大，占煤炭探明儲(chǔ)量的一半以上[1]，低階煤分級(jí)分質(zhì)梯級(jí)利用是我國(guó)煤炭清潔高效利用的重要戰(zhàn)略方針[2-3]。低階煤通過(guò)熱解或氣化提取油氣，然后定向轉(zhuǎn)化為液體燃料和化學(xué)品，轉(zhuǎn)化過(guò)程中產(chǎn)生的熱解半焦和氣化殘?zhí)孔鳛楦咂肺粷崈羧剂先紵l(fā)電[4]； 但是，由于熱解或氣化產(chǎn)生的半焦和殘?zhí)繐]發(fā)分含量遠(yuǎn)低于常規(guī)煤炭，因此稱為超低揮發(fā)分碳基燃料[5]。 采用傳統(tǒng)技術(shù)燃燒時(shí)，存在著火穩(wěn)燃困難、燃盡率低、NOx排放高等問(wèn)題[6-7]。這些問(wèn)題已成為制約我國(guó)煤炭清潔高效利用產(chǎn)業(yè)化應(yīng)用的關(guān)鍵技術(shù)瓶頸，亟待解決[8-9]。

中國(guó)科學(xué)院工程熱物理研究所多年來(lái)研發(fā)的煤粉預(yù)熱燃燒技術(shù)，對(duì)于解決超低揮發(fā)分碳基燃料清潔燃燒問(wèn)題具有顯著的技術(shù)優(yōu)勢(shì)[10-11]。預(yù)熱燃燒技術(shù)基于循環(huán)流化床預(yù)熱工藝[12]，即燃料在溫度高于800 ℃的循環(huán)流化床中實(shí)現(xiàn)預(yù)熱，預(yù)熱后得到的高溫燃料隨空氣通入爐膛中完成燃燒[13]。燃料經(jīng)過(guò)高溫預(yù)熱，燃料氮向氮?dú)獾霓D(zhuǎn)化率明顯增加，同時(shí)反應(yīng)活性顯著提高[14]。在爐膛中通過(guò)分級(jí)配風(fēng)控制，進(jìn)一步有效降低NOx排放[15]。歐陽(yáng)子區(qū)等[16]、徐明新[17]的研究結(jié)果表明，采用預(yù)熱燃燒方式可以實(shí)現(xiàn)無(wú)煙煤粉的穩(wěn)定高效燃燒；周祖旭等[18]對(duì)氣化殘?zhí)窟M(jìn)行預(yù)熱燃燒試驗(yàn)，實(shí)現(xiàn)了穩(wěn)定燃燒，燃燒最高溫度為1 126 ℃，NO排放質(zhì)量濃度達(dá)到102 mg/m3。上述研究對(duì)象基本局限在無(wú)煙煤、殘?zhí)康热剂?，且?duì)影響污染物排放的因素未作深入的研究。

基于此，針對(duì)超低揮發(fā)分碳基燃料熱解半焦，在30 kW預(yù)熱燃燒試驗(yàn)臺(tái)上，研究二次風(fēng)動(dòng)量、二次風(fēng)射流方式等因素對(duì)超低揮發(fā)分碳基燃料神木半焦細(xì)粉NOx排放的影響。目的是探索在還原區(qū)中的不同配風(fēng)方式對(duì)燃料燃燒及NOx生成排放的影響，研究結(jié)果將為超低揮發(fā)分碳基燃料清潔燃燒關(guān)鍵技術(shù)提供參考。

1 試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)系統(tǒng)

試驗(yàn)研究在30 kW預(yù)熱燃燒試驗(yàn)臺(tái)上進(jìn)行，試驗(yàn)系統(tǒng)流程圖見圖1所示。試驗(yàn)臺(tái)包括3部分：燃料預(yù)熱裝置、高溫燃料下行燃燒室和輔助設(shè)備。輔助設(shè)備包括給料裝置、煙氣冷卻器、布袋除塵器、運(yùn)行參數(shù)采集系統(tǒng)、煙氣和固體樣品取樣分析系統(tǒng)等。

燃料預(yù)熱裝置和高溫燃料下行燃燒室均由耐高溫金屬制成，外表面覆蓋5 cm厚保溫棉。預(yù)熱裝置內(nèi)徑為90 mm，高度為1500 mm。高溫燃料下行燃燒室內(nèi)徑為300 mm，高度為3 500 mm。

燃燒所需空氣由空氣壓縮機(jī)分3部分供入：一次風(fēng)從燃料預(yù)熱裝置底部給入，用于實(shí)現(xiàn)預(yù)熱裝置維持在800～950 ℃，完成燃料的連續(xù)預(yù)熱；下行燃燒室入口處設(shè)置二次風(fēng)；在距下行燃燒室頂部500、 1 000、 1 500 mm處設(shè)置三次風(fēng)，通過(guò)3個(gè)均布在燃燒室壁面的三次風(fēng)噴口給入。采用2種不同的二次風(fēng)噴入方式進(jìn)行試驗(yàn)研究，示意圖如圖2所示。高溫燃料通道直徑為34 mm，二次風(fēng)通道距中心軸線的徑向長(zhǎng)度分別為30、 34 mm。二次風(fēng)射流角度試驗(yàn)分為直射流、與軸向成30 °射流。

1—空氣壓縮機(jī)；2—給煤機(jī)；3—燃料預(yù)熱裝置；4—下行燃燒室；5—觀察窗；6—水箱；7—煙氣冷卻器；8—布袋除塵器；9—煙囪。圖1 30 kW預(yù)熱燃燒試驗(yàn)系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic of 30 kW preheating combustion test

圖2 二次風(fēng)噴口結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic of nozzles’ structure

下行燃燒室布置6層觀火窗，其中最上面2層為15 mm×150 mm的方形，位于高溫燃料入口處以下80、 250 mm處，以下4層為內(nèi)徑63 mm的圓形，分別位于600、 900、 1 200、 1 600 mm處。 試驗(yàn)臺(tái)設(shè)置了1個(gè)預(yù)熱燃料取樣點(diǎn)和6個(gè)煙氣取樣點(diǎn)。 預(yù)熱燃料取樣點(diǎn)設(shè)置在燃料預(yù)熱裝置與下行燃燒室連接的水平通道上，用于收集預(yù)熱后的固體燃料。 使用煤氣分析儀檢測(cè)燃料預(yù)熱后產(chǎn)生的氣體組分。 下行燃燒室的沿程煙氣取樣點(diǎn)分別在距燃燒室頂部150、 400、 900、 1 400、 2 400、 3 400 mm處，取樣的位置在下行燃燒室徑向中心點(diǎn)處，煙氣成分采用DX4000傅立葉紅外多組分分析儀進(jìn)行分析。

本試驗(yàn)中保持循環(huán)流化床運(yùn)行參數(shù)不變，通過(guò)調(diào)節(jié)二次風(fēng)風(fēng)量和三次風(fēng)風(fēng)量，探索不同的二次風(fēng)動(dòng)量、 徑向位置及射流角度對(duì)超低揮發(fā)分碳基燃料神木半焦細(xì)粉預(yù)熱燃燒及NOx生成規(guī)律的影響。

1.2 試驗(yàn)原料

試驗(yàn)研究的原料為神木熱解半焦，是神木煤在中低溫?zé)峤馓嵊秃蟮母碑a(chǎn)品，其元素分析、工業(yè)分析見表1。試驗(yàn)所用神木半焦細(xì)粉的50%切割粒徑d50為33.9 μm，具體粒徑分布見圖3。

表1 神木半焦細(xì)粉元素分析及工業(yè)分析

圖3 神木半焦粒徑分布Fig.3 Particle size distribution of Shenmu semi-coke

2 結(jié)果與分析

2.1 高溫預(yù)熱燃料特性分析

燃料預(yù)熱裝置中的運(yùn)行參數(shù)在實(shí)驗(yàn)過(guò)程中保持不變，具體運(yùn)行工況見表2。其中一次風(fēng)當(dāng)量比為一次風(fēng)風(fēng)量與神木半焦細(xì)粉完全燃燒所需理論空氣體積的比值[19]。

循環(huán)流化床預(yù)熱裝置運(yùn)行穩(wěn)定且溫度偏差較小，說(shuō)明循環(huán)流化床內(nèi)建立了良好的循環(huán)。在預(yù)熱過(guò)程中，神木半焦細(xì)粉通過(guò)部分燃燒釋放的熱量，可以將循環(huán)流化床溫度維持在870 ℃左右。

表2 燃料預(yù)熱實(shí)驗(yàn)工況

經(jīng)過(guò)預(yù)熱后的高溫固體燃料組分分析見表3。預(yù)熱燃料中揮發(fā)分質(zhì)量分?jǐn)?shù)比原煤降低了76%，碳含量相比原煤反而上升了6.15%。試驗(yàn)所得預(yù)熱半焦細(xì)粉的50%切割粒徑d50為24.1 μm。顆粒粒徑減小的原因是在預(yù)熱過(guò)程中熱應(yīng)力作用下，神木半焦細(xì)粉顆粒發(fā)生破碎，粒徑減小[20]。預(yù)熱過(guò)程中煤氮轉(zhuǎn)化率設(shè)為fN，利用灰平衡法對(duì)煤氮轉(zhuǎn)化率進(jìn)行計(jì)算[21]，計(jì)算公式為

(1)

式中，A1為預(yù)熱前燃料中灰的質(zhì)量分?jǐn)?shù)，A2為預(yù)熱后燃料中灰的質(zhì)量分?jǐn)?shù)，X1為預(yù)熱前燃料中氮元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)，X2為預(yù)熱后燃料中氮元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)。

經(jīng)計(jì)算，在預(yù)熱過(guò)程中有36.2%的燃料氮發(fā)生轉(zhuǎn)化，揮發(fā)分轉(zhuǎn)化率達(dá)到83.6%，C轉(zhuǎn)化率達(dá)到32.3%。

表3 預(yù)熱半焦工業(yè)分析及元素分析

2.2 二次風(fēng)動(dòng)量對(duì)高溫預(yù)熱燃料燃燒特性及NOx排放的影響

通過(guò)改變二次風(fēng)風(fēng)量來(lái)改變二次風(fēng)風(fēng)速，進(jìn)而對(duì)不同動(dòng)量下的二次風(fēng)工況進(jìn)行對(duì)比分析。 二次風(fēng)動(dòng)量對(duì)燃料燃燒及NOx排放影響的試驗(yàn)工況如表4所示。 試驗(yàn)采用外部環(huán)形通道通入直射流二次風(fēng)，經(jīng)過(guò)計(jì)算，外部環(huán)形通道面積約為1.92 cm2。 因此，當(dāng)試驗(yàn)工況采用二次風(fēng)風(fēng)量分別為9.6、 15.72、 21.66、 27.96 m3/h時(shí)，二次風(fēng)噴口出口的處風(fēng)速分別達(dá)到13.92、 22.80、 31.41、 40.54 m/s。單位時(shí)間內(nèi)二次風(fēng)動(dòng)量分別為0.04、 0.12、 0.22、 0.37 kg·m/s。

表4 二次風(fēng)動(dòng)量對(duì)NOx排放影響的實(shí)驗(yàn)工況

在不同二次風(fēng)動(dòng)量試驗(yàn)時(shí)，燃燒室軸向溫度分布見圖4，燃燒室沿軸線方向的觀火窗照片如圖5所示。 單位時(shí)間內(nèi)二次風(fēng)動(dòng)量達(dá)到0.04、 0.12、 0.22 kg·m/s時(shí)，燃燒室溫度分布規(guī)律基本相似，在圖5中這3個(gè)工況的火焰照片亮度也極為相似，二次風(fēng)通入后即開始與高溫燃料接觸反應(yīng)并燃燒，因此溫度逐步上升且火焰較明亮，同時(shí)隨著反應(yīng)的繼續(xù)，單位時(shí)間內(nèi)原料持續(xù)不斷在減少，因此，在燃燒室中后部燃料燃燒產(chǎn)生的總熱量不斷下降，溫度自然隨之下降且下降的速率較為一致。當(dāng)還原區(qū)二次風(fēng)動(dòng)量過(guò)大，在0.37 kg·m/s時(shí)，對(duì)燃燒室溫度產(chǎn)生較大影響，由于入口風(fēng)速過(guò)大，二次風(fēng)挾裹著高溫燃料快速地往下流動(dòng)，因此，高溫燃料在燃燒室頂部沒有充足的燃燒與反應(yīng)的時(shí)間，燃燒室頂部溫度下降超過(guò)了100 ℃，火焰亮度明顯減弱，但剩余的單位時(shí)間內(nèi)原料相應(yīng)的更多些，所以與三次風(fēng)混合燃燒后產(chǎn)生的總熱量更高，故此在燃燒室中后部的溫度有所抬升，比二次風(fēng)動(dòng)量較低時(shí)燃燒室中后部的溫度高了110 ℃，中后部火焰照片亮度也超過(guò)了前幾個(gè)工況。不難發(fā)現(xiàn)，這種二次風(fēng)動(dòng)量帶來(lái)的影響變化，在動(dòng)量達(dá)到0.22 kg·m/s時(shí)已經(jīng)初見端倪，燃燒室頂部溫度下降了52 ℃，只是在燃燒室中后部溫度的抬升不明顯。根據(jù)燃燒效率[22]表達(dá)式：

η=1-q3-q4，

(2)

(3)

(4)

其中，q3為物理不完全燃燒熱損失，q4為化學(xué)不完全燃燒熱損失。cf為尾部飛灰中未燃碳的質(zhì)量分?jǐn)?shù)。Q為燃燒時(shí)產(chǎn)生總熱量，V和A分別表示揮發(fā)分和灰分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)。 經(jīng)計(jì)算，二次風(fēng)出口處動(dòng)量分別達(dá)到0.04、 0.12、 0.22、 0.37 kg·m/s時(shí)，原料神木半焦的燃燒效率分別為93.5%、 96.2%、 94.7%、 91.5%;ρCO表示CO的質(zhì)量濃度。

圖4 二次風(fēng)動(dòng)量對(duì)燃燒室溫度分布的影響Fig.4 Temperature profile of combustor for the different air momentums

二次風(fēng)動(dòng)量對(duì)NO及N2O排放的影響見圖6。隨著二次風(fēng)動(dòng)量的增加，燃燒室尾部NO濃度在顯著下降。因本試驗(yàn)中還原區(qū)氣體動(dòng)量是通過(guò)調(diào)節(jié)風(fēng)量來(lái)實(shí)現(xiàn)的，在二次風(fēng)動(dòng)量達(dá)到0.22 kg·m/s時(shí)，燃燒室尾部NO的質(zhì)量濃度最低，可以達(dá)到53 mg/m3左右，比采用0.04 kg·m/s動(dòng)量時(shí)減小37.6%。當(dāng)二次風(fēng)動(dòng)量過(guò)小或過(guò)大時(shí)，NO濃度反而升高，因?yàn)槎物L(fēng)動(dòng)量過(guò)小時(shí)，二次風(fēng)總量會(huì)偏小，沒有足夠的氧氣與預(yù)熱燃料反應(yīng)，使得NO質(zhì)量濃度升高；二次風(fēng)動(dòng)量過(guò)大時(shí)，會(huì)由于風(fēng)速過(guò)快，使得空氣與預(yù)熱燃料之間反應(yīng)時(shí)間太短，造成燃燒不完全，且二次風(fēng)偏大時(shí)，還原區(qū)對(duì)NO的還原作用減弱，造成尾部NO質(zhì)量濃度升高。

位置工況1工況2工況3工況480 mm250 mm600 mm900 mm1 200 mm1 600 mm圖5 燃燒室觀火窗照片F(xiàn)ig.5 Flame images of the combustor

在這4個(gè)試驗(yàn)中，當(dāng)二次風(fēng)風(fēng)速較小時(shí)，燃燒室整體溫度不高，生成了較多的N2O。當(dāng)二次風(fēng)動(dòng)量加大至0.22 kg·m/s時(shí)，預(yù)熱燃料出口處更多燃料參與燃燒、反應(yīng)，使燃燒室溫度升高，N2O質(zhì)量濃度極低，基本在5 mg/m3左右。 經(jīng)過(guò)轉(zhuǎn)換，二次風(fēng)出口處動(dòng)量分別達(dá)到0.04、 0.12、 0.22、 0.37 kg·m/s時(shí)，NOx排放的質(zhì)量濃度分別為127、 101、 103、 129 mg/m3(6%O2)，說(shuō)明適當(dāng)提高還原區(qū)氣體風(fēng)速可以有效降低NOx的排放。

2.3 二次風(fēng)徑向位置對(duì)高溫預(yù)熱燃料燃燒特性及NOx排放影響

試驗(yàn)研究二次風(fēng)不同徑向位置對(duì)燃料燃燒及污染物排放的影響。具體試驗(yàn)工況如表5。工況5表示試驗(yàn)采用外層直射流方式通入二次風(fēng)，二次風(fēng)通道距軸線徑向長(zhǎng)度為30 mm；工況6為試驗(yàn)采用內(nèi)層直射流方式通入二次風(fēng)，通道距軸線徑向長(zhǎng)度為34 mm。兩者通入二次風(fēng)風(fēng)量基本一致，兩者不同僅為內(nèi)、外層直射流通入二次風(fēng)與高溫燃料的徑向平面接觸區(qū)域面積不同。

圖6 不同二次風(fēng)動(dòng)量時(shí)NO及N2O質(zhì)量濃度變化曲線Fig.6 NO and N2O mass concentrations of combustor for the different air momentums

參數(shù)工況5工況6二次風(fēng)量/(m3·h-1)16.2617.28內(nèi)層直射流當(dāng)量比00.47外層直射流當(dāng)量比0.440徑向長(zhǎng)度/mm3034燃料平面接觸區(qū)域面積/cm21.921.61

采用外層直射流方式時(shí)，預(yù)熱燃料出口處燃料與二次風(fēng)接觸面積可達(dá)1.92 cm2，采用內(nèi)層直射流方式是時(shí)，燃料平面接觸區(qū)面積為1.61 cm2。

采用內(nèi)、外層直射流方式通入等量二次風(fēng)，燃燒室內(nèi)沿程溫度變化曲線如圖7所示，燃燒室沿軸線方向的觀火窗照片如圖8。由圖7可知，在燃燒室頂部，由于用外層直射流方式通入二次風(fēng)時(shí)，燃料與空氣徑向平面接觸面積較大，單位時(shí)間內(nèi)更多的預(yù)熱燃料得以與空氣反應(yīng)燃燒，高溫燃料中部分熱值得以釋放，使得空間中溫度升高，因此，燃燒室頂部溫度較采用內(nèi)層直射流方式時(shí)高了150 ℃左右，即溫度變化了16.7%左右。

圖7 還原區(qū)不同直射流方式燃燒室溫度變化曲線Fig.7 Temperature profile of combustor for the different air jet modes

位置外層直射流內(nèi)層直射流80 mm250 mm600 mm900 mm1 200 mm1 600 mm圖8 燃燒室觀火窗照片F(xiàn)ig.8 Flame images of the combustor

在圖8的火焰照片上也可看出，用外層直射流方式時(shí)火焰亮度明顯更高。溫度變化幅度與徑向平面接觸面積變化幅度16.2%相差不大，這說(shuō)明燃燒室軸向溫度變化確實(shí)與燃料與空氣徑向平面接觸面積有直接關(guān)系。隨著在燃燒室距頂部1 000 mm處通入等量三次風(fēng)后，二次風(fēng)對(duì)燃料燃燒的作用減弱，兩者溫差逐漸減小，在燃燒室中部及尾部保持50 ℃左右的溫差，且溫度變化趨勢(shì)基本一致。從圖8中后部燃燒室火焰照片與燃燒室溫度變化說(shuō)明同樣的問(wèn)題。采用外層直射流方式時(shí)，燃燒室中后部火焰亮度明顯較低，這是因?yàn)樵谌紵翼敳看罅款A(yù)熱燃料已經(jīng)燃燒，進(jìn)入燃燒室中后部的剩余燃料總量相對(duì)較少才有的這種現(xiàn)象。

分別采用內(nèi)、外層直射流方式通入等量二次風(fēng)，燃燒室中的CO濃度變化曲線如圖9所示。CO濃度變化總體趨勢(shì)大致相等，在燃燒室頂部屬于還原區(qū)域，CO含量普遍偏高。

a CO

b NO圖9 不同直射流方式時(shí)CO及NO質(zhì)量濃度變化曲線Fig.9 NO and CO mass concentrations of combustor for the different air jet modes

隨著燃燒進(jìn)行，在燃燒室中后部，大部分的CO被過(guò)量的空氣氧化成CO2，在燃燒室尾部CO已經(jīng)降到極低，質(zhì)量濃度均在62.5 mg/m3左右。 燃燒室中的NO濃度變化曲線如圖9b所示。 當(dāng)二次風(fēng)采用外層直射流方式進(jìn)入燃燒室頂部時(shí)，由于徑向平面接觸面積較大，比采用內(nèi)層直射流方式時(shí)面積大了16.2%，使得預(yù)熱燃料更充分地在還原區(qū)內(nèi)與二次風(fēng)反應(yīng)燃燒，還原區(qū)內(nèi)大量的CO和NH3等還原性氣體，將氮氧化物還原成N2，所以NO的濃度較低。

采用外層直射流方式通入二次風(fēng)時(shí)，燃燒室尾部NO含量明顯更低，比采用內(nèi)層直射流通入二次風(fēng)產(chǎn)生的NO減少50%以上，NO質(zhì)量濃度為61 mg/m3，最終NOx排放質(zhì)量濃度為99.7 mg/m3(6% O2)。

2.4 二次風(fēng)射流角度對(duì)高溫預(yù)熱燃料燃燒特性及NOx排放影響

不同二次風(fēng)射流角度對(duì)高溫預(yù)熱燃料燃燒特性、污染物排放影響的實(shí)驗(yàn)工況見表6。本試驗(yàn)分別采用直射流與帶30°偏角的斜射流方式在還原區(qū)中通入二次風(fēng)。

表6 二次風(fēng)射流角度對(duì)NOx排放影響的實(shí)驗(yàn)工況

不同二次風(fēng)射流角度條件下，燃燒室溫度變化曲線見圖10。 由圖可以看出，在采用直射流方式通入二次風(fēng)時(shí)，氣體與高溫燃料速度方向一致，形成的卷吸作用較小。 但在采用30° 偏角的斜射流方式通入二次風(fēng)時(shí)，因?yàn)闅怏w與高溫燃料之間的速度方向相差較大，燃燒室頂部卷吸作用及湍流形式更為明顯，高溫燃料與氣體的摻混效果更好，所以燃燒室溫度得以顯著升高，而更高溫度的燃料與三次風(fēng)相遇后又更快、 更完全燃燒，因此采用斜射流方式通入二次風(fēng)，燃燒室整體溫度提高了100 ℃左右。

采用直射流、30°偏角的斜射流方式通入二次風(fēng)時(shí)，燃燒室NO質(zhì)量濃度變化如圖11所示。采用不同射流方式通入二次風(fēng)，沿程N(yùn)O濃度變化趨勢(shì)基本保持一致。

圖10 不同二次風(fēng)射流角度燃燒室溫度變化曲線Fig.10 Temperature profile of combustor for the different air angles

圖11 同二次風(fēng)射流角度NO質(zhì)量濃度變化曲線Fig.11 NO mass concentration of combustor for the different air angles

采用斜射流方式時(shí)，在燃燒室頂部因?yàn)榫砦饔眉巴牧餍Ч瑲怏w與高溫燃料之間摻混效果良好，更多燃料參與燃燒，釋放熱量，隨著溫度升高，顆粒間的摩擦和破碎更加劇烈，更有利于氮元素的析出，因此NO濃度較高。采用直射流比采用30 °偏角的斜射流最后NO排放較低。直射流和30 °偏角射流最終NOx排放質(zhì)量濃度分別為99.7、152.3 mg/m3(6% O2)。

3 結(jié)論

采用燃料預(yù)熱的方法，在30 kW循環(huán)流化床預(yù)熱燃燒試驗(yàn)臺(tái)上進(jìn)行超低揮發(fā)分神木半焦的預(yù)熱燃燒試驗(yàn)，探索了二次風(fēng)動(dòng)量和二次風(fēng)通入方式對(duì)超低揮發(fā)分碳基燃料神木半焦細(xì)粉預(yù)熱燃燒及NOx生成規(guī)律的影響，獲得以下結(jié)論：

1)二次風(fēng)動(dòng)量對(duì)高溫燃料燃燒特性影響較大。當(dāng)二次風(fēng)動(dòng)量過(guò)大，在0.37 kg·m/s時(shí)，高溫燃料在燃燒室頂部并沒有充足的燃燒與反應(yīng)的時(shí)間，燃燒室頂部溫度下降超過(guò)了100 ℃。在二次風(fēng)動(dòng)量分別達(dá)到0.04、 0.12、 0.22、 0.37 kg·m/s時(shí)，原料神木半焦的燃燒效率分別為93.5%、96.2%、94.7%、91.5%，適當(dāng)提高還原區(qū)氣體風(fēng)速，燃燒效率有所提高； 而NOx排放質(zhì)量濃度分別為127、 101、 103、 129 mg/m3(6%O2)，說(shuō)明適當(dāng)提高還原區(qū)中二次風(fēng)動(dòng)量可以有效降低NOx的排放。

2)二次風(fēng)徑向位置對(duì)NOx生成特性有所影響。 用外層直射流方式燃燒室頂部溫度相較于采用內(nèi)層直射流方式時(shí)高了150 ℃左右，即溫度變化了16.7%左右，徑向平面接觸面積變化幅度為16.2%，這說(shuō)明燃燒室軸向溫度變化確實(shí)與燃料與空氣徑向平面接觸面積變化有密切關(guān)系。 采用外層直射流方式通入二次風(fēng)時(shí)，燃燒室尾部NO的含量明顯更低，比采用內(nèi)層直射流通入二次風(fēng)產(chǎn)生的NO減少50%以上。

3)與二次風(fēng)直射流相比，采用30 °偏角的斜射流方式通入二次風(fēng)時(shí)，因?yàn)榫砦饔?，燃料與氣體摻混效果良好，更多燃料參與燃燒，使得燃燒室內(nèi)溫度比采用直射流時(shí)高了100 ℃左右。采用直射流比采用30°偏角的斜射流最后NO排放更低。最終NOx排放質(zhì)量濃度分別為99.7、152.3 mg/m3(6% O2)。