天然氣燃燒器的低氮優化及數值模擬

褚 恒, 王登輝, 吳 鋒, 黃鈺坪

(西安交通大學 能源與動力工程學院, 陜西 西安 710049)

0 引 言

當今世界正處在前所未有的重大變革之中,國際關系日趨復雜,各國都面臨著嚴峻的能源安全挑戰。據國家統計局《中國統計年鑒2022》,我國2021年天然氣生產占比和消費占比則達到了6.6%和8.9%,生產正緩慢降低,消費正逐步升高[1]。煤炭在燃燒過程中除了會產生大量的溫室氣體CO2,還會產生大量對環境和人類健康有嚴重危害的污染物[2],而單位立方米天然氣燃燒所產生的CO2不足煤炭的50%,燃料的燃盡率和發熱量也比煤炭更優秀,屬于名副其實的綠色能源[3]。

天然氣燃燒時會產生有害的大氣污染物——氮氧化物,是造成大氣污染、酸雨和臭氧層破壞等環境問題的主要因素[4-5]。近年來隨著天然氣消費量的不斷增加,氮氧化物的控制與治理也成天然氣發展需要直面的問題,據《火電廠大氣污染物排放標準》(GB13223—2011)[6],全國范圍內的新建燃氣鍋爐氮氧化物排放標準僅為100 mg·Nm-3,而如河北、北京等地規定新建燃氣鍋爐執行30 mg·Nm-3的排放標準。如何在不影響鍋爐運行和電廠經濟效應的同時又能降低氮氧化物排放達到國家排放標準,這是困擾各大廠家的難題。

經過無數學者的辛勤研究,越來越多的低氮燃燒技術被提出并研究。MALY等[7]通過燃氣分級技術將燃氣分為主燃料和次燃料,沿軸向前后通入爐膛內進行燃燒,記錄不同燃料比值下NOx的排放。研究發現,如果主燃料是整個燃料的18%～20%,那么NOx的排放就會降低到60%～71%。王惠[8]使用數值模擬也對燃氣分級的比例進行了研究,結果表明燃料分級燃燒技術使NOx排放降低至30%～50%,取得了很好的低氮效果。LI等[9]發現,煙氣再循環技術減少NOx排放與壓力有關系,在恒定的火焰溫度下,在低于五個大氣壓的壓力下導致NOx生成增加,而在高于五個大氣壓的壓力下減少NOx排放。WALTON等[10]通過預熱空氣實現無焰燃燒,與傳統燃燒方法相比,NOx排放從1 000 ppm降低到30 ppm,證明了在實現無焰燃燒之后氮氧化物的生成與排放量有著顯著的降低。NGUYEN等[11]通過數值模擬來研究貧燃預混燃燒器的NOx排放特性,并與試驗進行對比。其結果表明:在當量比為0.7以上時,熱力型NOx為主的氮氧化物占比超過64.3%。可見抑制預混燃燒中產生的氮氧化物的關鍵仍然在于控制火焰燃燒主反應區的溫度。每種低氮技術都有其優勢和局限性,僅使用單一低氮技術難以達到低氮排放要求,需要耦合利用多種低氮技術,協同結合工作,在保證燃燒穩定和高燃盡率的前提下控制氮氧化物的生成與排放。

宋少鵬等[12]為探究分級燃燒技術和煙氣再循環技術的耦合效果,搭建了1.4 MW試驗臺并創建物理模型進行數值模擬計算,通過耦合分級燃燒技術和煙氣再循環技術,將NOx排放從135 mg·m-3下降到120 mg·m-3,再下降到70 mg·m-3,NOx排放降低了約50%,這表明了分級燃燒技術和煙氣再循環技術耦合是可行的。

目前低氮技術的主要發展方向為耦合各種較為成熟的低氮技術,通過設計和優化燃燒器結構參數以取得最具有經濟適用性且滿足國家標準的低氮燃燒器。本文在總結傳統天然氣低氮燃燒器的基礎上,耦合燃氣/空氣分級燃燒技術、旋流燃燒技術和煙氣內循環技術等多種低氮燃燒技術設計出一種新型低氮燃燒器,通過數值模擬,分析旋流強度、二次風強度等參數對燃燒器出口附近速度場、濃度場和溫度場的影響,以低氮優化為主要目的對燃燒器的結構進行改型,根據仿真結果選取最優的結構和運行參數,為后續實驗和工程實踐做好準備。

1 燃燒器模型和數值模擬方法

1.1 燃燒器模型

燃燒器整體結構如圖1和圖2所示。該燃燒器采用空氣分級配風,將助燃空氣分為一次風和二次風,一次風從燃燒器左側送入,經過旋流葉片分割為:經過中心通道的中心直流空氣、經過旋流葉片的旋流空氣和經過旋流葉片外緣的外圍直流空氣,三種一次風經過流道送入燃燒室,減小燃氣燃燒初期的過量空氣系數,并且通過旋流空氣將部分燃氣擴散到外側,可以減緩燃氣燃燒反應速度,降低燃燒區溫度,從而抑制熱力型NOx的生成。二次風從左側通入后經過空氣分流環最終從多根二次風管以直流的形式進入燃燒室與未燃盡的燃氣混合,高速射流進入爐膛后可以很好的擾動流場,卷席煙氣形成煙氣再循環區域,并且可以提高燃氣燃燒中后期的過量空氣系數,保證燃氣的燃盡率,提高燃燒器燃燒效率。燃氣從燃燒器上部送入,被分流環分流后,經燃氣支管送入燃燒室,在燃氣支管末端側壁上設有燃氣噴孔。分流環及燃氣支管布置于空氣流道中間,燃氣噴口設置于空氣旋流葉片周圍。

圖1 燃燒器整體結構示意圖Fig. 1 Schematic diagram of the overall structure of the burner

圖2 燃燒器出口結構示意圖Fig. 2 Schematic diagram of the burner outlet structure

將向軸心彎曲的燃氣支管稱為燃氣支管1,背離軸心彎曲的燃氣支管稱為燃氣支管2,同時中心管也在側壁開孔使燃氣噴出后分布更加均勻,同時方便點火。圖3和圖4是三種燃氣支管的結構示意圖。中心管噴口設置于中心軸線附近,燃氣垂直于燃燒室端面噴入燃燒室,周圍被中心直流空氣包裹。燃氣支管1、2設置于旋流葉片前側,支管垂直于中心軸線呈環形陣列均勻布置,每根支管側壁上設置有不同孔徑的燃氣噴口,其目的是使噴出的燃氣均勻分布在出口截面,避免燃氣聚集從而減少高溫區,降低氮氧化物的生成與排放。

圖3 燃氣支管結構斜視圖Fig. 3 Oblique view of gas branch pipe structure

圖4 燃氣支管結構右視圖Fig. 4 Right view of gas branch pipe structure

1.2 數值擬方法

本文所求解的計算流體力學(CFD)問題是針對新型天然氣低氮燃燒器出口附近的溫度、速度分布以及出口氮氧化物濃度進行數值計算,以分析該燃燒器的燃燒特性。首先,對燃燒器進行三維物理模型建模,隨后將建好的模型導入到ICEM軟件,并進行模型修復、網格劃分及邊界條件的設定,采用Fluent進行數值計算,采用Tecplot360等軟件進行數據分析后處理。

1.2.1 網格無關性驗證

由于該天然氣低氮結構較為復雜,燃燒器模型主要采用非結構化網格,同時本文對燃燒器區域網格和燃燒室網格進行加密,分別劃分了400萬、600萬、800萬三套網格,并對這三套網格進行熱態模擬計算模型以驗證網格無關性。

結果如圖5所示,在網格總數量為400萬時,由于網格過于稀疏,計算精度過低,導致燃燒器的燃燒和換熱過程無法被精確計算導致溫度存在誤差,隨著爐膛軸向距離的增大,溫度的誤差越大,因此爐膛內的溫度水平較低。當網格數量增長到600萬時,此時燃燒器的燃燒過程計算精度較高,可以得出燃燒室內正確溫度場的分布。當網格數量增密至800萬時,并未對計算精度有更明顯的提升,反而會增加計算耗時,提高收斂難度。因此,最終選擇網格數量為600萬的網格模型,如圖6所示。

圖5 網格無關性分析Fig. 5 Mesh irrelevance analysis

圖6 網格劃分示意圖Fig. 6 Schematic diagram of grid division

1.2.2 邊界條件

燃燒器設計熱負荷為14 MW,過量空氣系數為1.05,燃料成分為100%純甲烷,燃氣進口速度vfuel=80 m·s-1,一次風進口速度v1=15 m·s-1。將原始燃燒器模型設定為標準工況(工況0),該工況的其余結構和運行參數見表1。采用速度入口和壓力出口邊界條件,出口表壓為0,其余燃燒器壁面設為絕熱壁面,無滑移靜態邊界條件[13]。

表1 工況0的其余結構和運行參數Table 1 Remaining structure and operating parameters of working condition 0

1.2.3 求解方法

燃氣噴口孔徑較小且噴口布置復雜,混合氣體流場變化劇烈,屬于強湍流流動,選用Realizablek-ε模型來進行湍流過程的數值計算最為合適。選用非預混燃燒模型模擬燃燒過程,選用P1輻射模型模擬輻射傳熱過程[14],壓力速度耦合計算模型為SIMPLE算法,離散格式為二階迎風格式,采用PRESTO!對燃燒過程進行壓力離散。

2 結果與分析

首先對工況0進行數值模擬,并分析其溫度場、CH4濃度場以及NO的排放濃度,探究原始燃燒器的流動燃燒及氮氧化物生成排放特性。大量研究表明熱力型氮氧化物主要在高溫區形成,其生成量和排放量的大小主要與燃燒溫度、高氧氣氛和反應物停留時間有關[15-17],因此溫度場是分析燃燒器低氮性能的重要指標之一。選取了兩個主要徑向截面的CH4濃度云圖分析,驗證燃氣支管開孔結構能否達到使燃氣在出口截面分布均勻的設計目的。

隨后改變燃燒器結構和運行參數,共選取了10個變量工況形成了3個優化對照組,各工況的結構和運行參數見表2。首先,研究標準工況0下的低氮效果,為后續的優化提供基準。其次,燃氣支管根數直接影響了燃氣的分布密集程度、混合效果,從而影響氮氧化物生成量,因此需要做一組支管數的優化。隨后,以優化后的工況為新的標準工況,再改變混合氣體旋流強度進行第二組優化,旋流強度影響燃氣與空氣的混合效果,進而直接影響燃燒效率和NOx的生成。最后,以進行過兩次優化的最優工況為標準工況,改變二次風出口速度進行第三組優化,二次風可以降低燃燒溫度,減少NOx生成,并影響燃燒器出口附近的流場。不同二次風的速度對實際的低氮效果影響不同,因此需要確定二次風風速的最優范圍。三次優化,從燃燒器的大結構優化,到小結構優化,最后到調整燃燒器運行參數,逐步優化燃燒器使低氮性能最佳。通過分析各個工況下的溫度場、速度場、NO濃度場,從而得出燃燒器結構改型對燃燒器流動燃燒和氮氧化物生成和排放特性的影響規律。

表2 各計算工況的結構和運行參數Table 2 Structural and operational parameters for each calculation condition

2.1 標準工況(工況0)下的低氮效果

工況0距離燃燒器出口不同距離時的CH4濃度截面云圖如圖7所示。可以看出,燃氣從經過燃氣支管從噴孔噴出后均勻分布在出口截面,并且和旋流空氣的旋流方向相同。這是因為空氣經過旋流葉片后,沿周向旋轉前進,由于燃燒器的燃氣噴口布置于旋流空氣前側和外側,所以當旋流空氣進入燃燒室向外擴展時,即卷攜著燃氣一同向外側擴展,這有利于燃氣與空氣的混合,同時利于將燃氣迅速擴散開來,避免燃氣聚集出現局部高溫,減少了NOx的生成量。隨著軸向距離的增加,燃氣濃度逐漸降低,中心處的燃氣開始消散,外側的燃氣在旋流空氣的作用下和空氣加強混合并向四周擴散,中心處的燃氣已經參與燃燒,由于中心處燃氣含量較低,此時燃燒區處于富氧氣體氛圍,有利于降低燃燒溫度和減少NOx的生成。

圖7 距離燃燒器出口不同截面的CH4濃度云圖Fig. 7 CH4 concentration clouds at different distances from the burner outlet

燃燒器出口不同截面的溫度云圖如圖8所示。結合圖7和圖8,可以發現在前期CH4燃燒區的溫度較低,隨著軸向距離的增加,爐膛壁面側的溫度開始逐漸升高,同時在旋流風的作用下,燃燒器出口中心處開始出現回流區,未燃燒完全的燃氣開始遠離中心軸線處和富氧空氣加強接觸混合,避免了燃氣在軸線中心處聚集。

隨著軸向距離的進一步增加,前面被旋流空氣卷席的燃氣在一次風的旋流區發生了比較劇烈的反應,因此在圖8(b)中旋流區域開始出現較高溫區,而中心軸線處的溫度依然維持一個較低的水平,因此更多的煙氣通過煙氣再循環會卷席回來,從而抑制氮氧化物的形成。

數值計算結果顯示,工況0的條件下,爐膛出口的平均溫度為1 623 K,NO質量濃度為9.85 mg·m-3,說明該燃燒器也有著良好的低氮效果。

2.2 燃氣支管根數對低氮燃燒性能的影響

針對工況0,改變了燃氣支管根數,將燃氣支管根數從10降到8后發現取得了更好的低氮效果,于是進一步減少了燃氣支管根數,其結構如圖9所示。對比三種情況下爐膛出口截面的平均溫度、NO質量濃度以及CO質量濃度,其數據見表3。

表3 不同燃氣支管根數爐膛出口截面排放特性Table 3 Emission characteristics of the furnace exit section with different number of gas stubs

圖9 不同燃氣支管根數Fig. 9 Number of different gas branch pipes

可以看出,NO質量濃度與出口截面平均溫度正相關,這是主要是因為熱力型NOx的生成量與環境溫度正相關[18]。 出口截面CO質量濃度反映了燃氣的燃盡程度,雖然燃氣支管為8時出口截面溫度不是最高,但是此時的燃氣不聚集也不分散,空燃比條件最好,從而出口截面CO質量濃度也最低,不與出口截面溫度負相關[19]。因此,減少燃燒器燃氣支管數目可以減少燃氣密集程度,避免局部高溫,但是過少的燃氣支管數量會削弱空燃的混合,從而降低燃盡率。燃氣支管根數應優化為8根,后續研究將以工況1為新標準工況。

2.3 混合氣體旋流強度對低氮效果的影響

為研究混合氣體旋流強度對燃燒器低氮效果的影響,本節以工況1為基準工況,通過改變燃氣噴孔角度來改變燃氣噴出時速度方向,以改變燃氣和一次風混合后的旋流強度,分析燃燒器出口附近的溫度場、速度場以及NO濃度場特性。具體實施方式如下:分別建立了開孔0°(單側開孔)、45°、90°、135°以及180°(對側開孔)五種結構參數的燃燒器模型并進行數值模擬,其部分結構示意如圖10所示,在不同開孔角度的結構參數下,燃氣噴出后具有不同的軸向以及切向速度,因此和一次風混合時也會有不同的旋流強度。

圖10 燃燒器開孔部分結構示意圖Fig. 10 Schematic diagram of the structure of the open part of the burner

旋流強度即旋流氣流的旋轉動量矩與軸向動量矩之比,通常用無量綱的旋流強度S0來表示,見公式(1)[20-21],各開孔結構所對應的旋流強度見表4。

表4 不同開孔角度下旋流結構的旋流強度Table 4 Cyclonic strength of cyclonic structure with different opening angles

(1)

Gφ=ρQWRpj

(2)

(3)

式中:Gφ為氣流旋轉動量矩;Gx為氣流軸向動量;L為旋流結構特征尺寸,m;ρ為氣流密度,kg·m-3;Q為氣體流量,m3·s-1;W為氣流切向速度,m·s-1;Rpj為平均旋轉半徑,m;A0為旋流結構出口截面積,m2。

圖11為不同混合氣體旋流強度燃燒器出口附近溫度云圖,可以看出隨著開孔角度變化、旋流強度S0的降低,燃燒器出口附近高溫區的面積逐漸變大,溫度逐漸變高,熱量分布逐漸集中在中心軸線兩側,反而中心軸線處溫度低于兩側。此外可以發現,在一次風和燃氣混合氣體旋流強度S0大于0.5時,爐膛壁面處的溫度要高于其余兩種結構,這是由于煙氣內循環效應的影響,部分燃氣被卷席到爐膛壁面處并在該處發生反應從而提高了截面平均溫度。由此可以看出,S0不宜過大,否則會在爐膛軸線位置形成局部高溫區,這會促進NO的生成,并且此時爐膛截面溫度分布不如低S0的情況均勻。

圖11 不同混合氣體旋流強度燃燒器出口附近溫度云圖Fig. 11 Temperature clouds near the burner outlet for different gas mixture cyclone intensity

圖12為不同混合氣體旋流強度下沿爐膛軸線方向上的截面平均速度分布情況。可以看到,不同旋流強度下燃燒器出口附近截面平均速度的變化趨勢是基本一致的,總體的截面平均速度呈現S0越大速度越大的特點。隨著爐膛軸向距離的增大,截面平均速度先增大后減小,在爐膛軸向距離為0.9 m附近達到最大值,在13 m·s-1和15 m·s-1之間。之所以在軸向距離為0.9 m附近達到最大值,是因為二次風管道射出的剛性氣流進入爐膛后速度逐漸減緩,在軸向距離為0.9 m附近對一次風和燃氣的混合氣體沖擊力減弱,所以在爐膛軸向距離0.9 m之后的區域截面平均速度開始緩慢降低。可以發現,一次風和燃氣混合氣體旋流強度較高時,在燃燒器出口中心軸線處會產生更加明顯的負壓區,在負壓的作用下形成較為明顯的回流區,回流氣流不斷卷吸未燃盡的燃氣和煙氣,起到了穩定火焰和充分燃燒的作用[21]。

圖12 不同混合氣體旋流強度下燃燒器出口外截面平均速度Fig. 12 Average velocity of the outer section of the burner outlet at different cyclonic intensity of the gas mixture

圖13為不同旋流強度下燃燒器區域NO濃度云圖,爐膛內高溫區域和高濃度NO區域重合度很高,主要出現在中心軸線兩側,這說明甲烷燃燒產生的氮氧化物以熱力型氮氧化物為主。根據前文對爐膛內溫度場特性的研究,在開孔180°的結構參數下,其高溫區應該會生成比135°更密集的氮氧化物生成區域,但是在圖13(e)中并未觀察到該現象。燃氣噴出后在中心周線區域附近快速燃燒,但是因為一次風和燃氣混合氣體的旋流強度較低,大部分煙氣仍聚集在中心軸線附近降低了O2濃度從而形成還原性氣體氛圍,進而減少了熱力型氮氧化物的生成。這并不意味著開孔180°結構參數下的燃燒器就有著非常優秀的低氮效果,有限的爐膛空間內該結構參數下的燃燒是不完全的。若延長爐膛長度,其高溫區仍然會穩定持續一段距離直至燃燒完全。

圖13 不同旋流強度下燃燒器區域NO濃度云圖Fig. 13 NO concentration clouds in the burner area at different cyclone intensities

綜上所述,燃氣噴出方向與空氣旋流方向的夾角越小,一次風和燃氣混合氣體的旋流強度越高,在燃燒器出口附近形成的內部回流區面積越大,且越靠近爐膛壁面附近的外部回流區。當燃氣具有一定的軸向速度時,燃燒器出口附近的高溫區會延遲形成,且煙氣內循環的形成也會延后,同時影響二次風射流對燃燒器出口附近溫度場和流場的擾動效果。

本節低氮效果最好的結構為一次風和燃氣混合氣體旋流強度S0為0.6左右,整個燃燒器出口附近溫度特性和速度特征都較為合理,能夠形成煙氣回流區,且爐膛出口截面氮氧化物濃度低至5.04 mg·m-3。因此,工況1為本組對照探究中的最優解,后續將依舊以工況1為基準工況上對其他結構參數進行研究。

2.4 二次風出口速度對低氮燃燒性能的影響

二次風的通入可以使爐膛內的反應不在化學當量區內進行,能夠通過富氧或者卷吸煙氣的方式降低燃燒溫度從而減少氮氧化物的生成。另外二次風剛性射流進入爐膛時會對燃燒器出口附近的流場形成沖擊,有利于一次風和燃氣的混合以及煙氣內循環的生成,為研究二次風射流對爐膛內部溫度場特性、速度場特性以及氮氧化物排放特性的影響,本文改變了二次風管直徑D2以改變二次風出口速度,得到一系列二次風速度,得到5組不同的工況見表5。

表5 二次風出口速度變化工況表Table 5 Secondary air outlet velocity variation working condition table

圖14為不同二次風出口速度下燃燒器區域溫度場分布云圖,可以看出爐膛頭部溫度較高,且隨著爐膛軸向距離增加逐漸趨于平緩甚至在爐膛尾部有下降的趨勢,說明較高的二次風流速卷席了更多的燃氣空氣混合氣體到爐膛頭部的壁面兩側發生反應。二次風出口速度為40 m·s-1時,在爐膛軸向距離達到2.7 m處,爐膛截面平均溫度達到最大值1 748.76 K,且附近0.3 m范圍內的溫度都高于1 700 K,說明該二次風出口流速下,爐膛內部的核心燃燒區靠近爐膛尾部。二次風出口速度越高,高溫區的位置越靠后,二次風卷席煙氣在爐膛壁面兩側形成更多的內循環區域,有利于降低氮氧化物的生成,但是往爐膛尾部拓展的高溫反應區也加長了燃氣停留時間,又會加強氮氧化物的生成。

圖14 不同二次風出口速度下燃燒器區域溫度場分布云圖Fig. 14 Cloud map of temperature field distribution in the burner area at different secondary air exit velocities

圖15 為不同二次風出口速度爐膛內NO濃度云圖,可以看到,二次風出口速度為15、20、30 m·s-1時爐膛內部NO的分布特征非常相似,爐膛出口截面NO平均質量濃度分別為5.04、4.84、4.91 mg·m-3。這說明其他結構參數不變的前提下,15～30 m·s-1的二次風出口速度對爐膛內熱力型氮氧化物的生成都能起到比較好的抑制作用。

圖15 不同二次風出口速度爐膛內NO濃度云圖Fig. 15 Cloud of NO concentration in the furnace chamber with different secondary air exit velocity

二次風出口速度較低時,由于對爐膛內部的擾流作用很小,很少或幾乎沒有形成煙氣再循環,整個爐膛內軸向流速較低,煙氣在反應區內停留時間較長,故氮氧化物濃度隨著爐膛軸向距離增加而不斷提升。二次風出口速度較高時,高速的二次風通入爐膛帶動燃氣和空氣的混合氣體向爐膛尾部流動,混合氣體流速增加,在爐膛前半部部分停留時間縮短,故爐膛軸向距離小于1.8 m時氮氧化物變化很小。直到爐膛軸向距離大于2.1 m之后,燃氣才開始充分燃燒形成高溫區,且混合氣體的流速降低,燃氣在高溫區停留時間變長,故其氮氧化物濃度增加。

二次風出口速度低于40 m·s-1,爐膛內的氮氧化物生成區域呈現“山”字型,而在低二次風流速下“山”字型的中間山峰變短甚至凹陷;在高二次風流速下“山”字型的兩側山峰變短而中間山峰突出,兩種情況都產生了較多的氮氧化物排放。結合圖14的溫度場特性,爐膛內NO濃度云圖與其溫度云圖高度相似,低二次風流速下燃氣在爐膛前中部反應較慢,從二次風管道噴出的大量未參與反應的氧氣聚集在爐膛出口附近,形成較強的氧化性氣體氛圍,因此會形成圖15中燃燒器出口中心軸線附近凹陷的“山”字型氮氧化物分布特征。“山”字型兩側山峰的出現的原因是二次風中未參與燃燒的氧氣所形成的氧化性氣體氛圍。因為二次風出口速度越大,流經爐膛前半部分的時間越短,參與反應的氧氣越少,在爐膛尾部聚集的氧氣越多,因此會在爐膛尾部形成“山”字型氮氧化物分布特征。

綜上所述,在其他結構參數相同的前提下,二次風出口速度過低(10 m·s-1)或過高(40 m·s-1)都會產生較多的氮氧化物排放,在15～30 m·s-1的速度范圍內則能夠形成“山”字型的氮氧化物分布特征,有效降低氮氧化物的排放。因此最佳的二次風出口速度應選擇偏大于一次風和燃氣混合氣體軸向流速(15 m·s-1)的20～30 m·s-1的范圍內。

3 結 論

通過改變燃燒器的燃氣支管根數、混合氣體旋流強度S0和二次風出口速度,對燃燒器出口附近的溫度、速度場以及NO濃度場進行了計算與分析,主要結論如下:

(1)原始燃燒器結構,燃氣分布均勻并與空氣充分混合,NO排放滿足低氮排放標準。

(2)燃氣支管根數為8根為第一步優化結果,此時燃氣密集程度不高,避免了局部高溫,確保了燃料的燃盡。相比原始工況,能使NOx降低23%。

(3)S0=0.6為第二步優化,此時能形成更多的內部回流區,煙氣內循環效應最明顯。第二步優化證明了原始設計的旋流強度即為最佳的工況。

(4)二次風出口速度在20～30 m·s-1的速度范圍為第三步優化,能夠形成“山”字型的氮氧化物分布特征,有效低減低了氮氧化物的排放,最終爐膛出口截面NO平均質量濃度可降低至4.91 mg·m-3,使NOx降低35%。因此二次風速度調節是低氮優化中最簡單且最有效的方法。