生物質(zhì)兩段式富氧氣化-燃?xì)廨啓C(jī)燃燒集成發(fā)電系統(tǒng)模擬研究

梁紹華，張?zhí)r，姚永靈，盧承斌，徐 斌，牛淼淼*

(1.南京工程學(xué)院 能源與動(dòng)力工程學(xué)院,江蘇 南京 211167； 2.江蘇方天電力技術(shù)有限公司,江蘇 南京 210036)

氣化可將生物質(zhì)轉(zhuǎn)化為組分靈活多變的可燃?xì)赓Y源，并用于發(fā)電供熱、合成燃料及制備化學(xué)品等，是極具前景的生物質(zhì)能利用技術(shù)。生物質(zhì)氣化-燃?xì)廨啓C(jī)燃燒集成發(fā)電工藝簡單、環(huán)境友好、經(jīng)濟(jì)高效，具有實(shí)現(xiàn)生物質(zhì)高效清潔化利用的潛力[1-2]。Adouane等[3]采用1.5 MW加壓流化床制備生物質(zhì)燃?xì)?，并?shí)現(xiàn)其在燃?xì)廨啓C(jī)的穩(wěn)定湍流燃燒。Cameretti等[4]針對生物質(zhì)燃?xì)庠谖⑿腿細(xì)廨啓C(jī)的燃燒及排放特性進(jìn)行模擬研究，獲得改善燃燒效率、降低NO排放的優(yōu)化方案。鄭舜鵬等[5]采用循環(huán)流化床-內(nèi)燃機(jī)系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)谷殼氣化發(fā)電，內(nèi)燃機(jī)組功率達(dá)1 MW、發(fā)電效率≤18%。王貴路[6]研制了50 kW生物質(zhì)氣化發(fā)電系統(tǒng)，并通過模擬改進(jìn)發(fā)電效率。然而，生物質(zhì)氣化的燃?xì)馄焚|(zhì)及其在燃?xì)廨啓C(jī)的穩(wěn)定燃燒仍是當(dāng)前亟需解決的主要問題。一方面，生物質(zhì)氣化存在燃?xì)鉄嶂挡桓?、焦油及灰分含量偏高等問題，限制其在燃?xì)廨啓C(jī)的安全應(yīng)用[7]；另一方面，生物質(zhì)燃?xì)庠谌細(xì)廨啓C(jī)燃燒發(fā)電的研究成本高、研究結(jié)果相對較少，燃?xì)馄焚|(zhì)與發(fā)電特性的內(nèi)在關(guān)聯(lián)尚不清晰。Aspen Plus作為通用的化工過程模擬、優(yōu)化和設(shè)計(jì)軟件，已成功用于煤燃燒及氣化的模擬[8-10]。本研究擬采用兩段式富氧高溫氣化系統(tǒng)制取高品質(zhì)潔凈氣化燃?xì)猓七M(jìn)生物質(zhì)氣化燃?xì)庠谌細(xì)廨啓C(jī)的應(yīng)用。基于Aspen Plus平臺，在生物質(zhì)兩段式富氧氣化模擬基礎(chǔ)上，構(gòu)建生物質(zhì)兩段式氣化-燃?xì)廨啓C(jī)燃燒系統(tǒng)模型，通過對生物質(zhì)氣化及燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電過程的模擬，分析氧體積分?jǐn)?shù)、氣化溫度對氣化產(chǎn)氣組分、熱值、氣化效率、燃機(jī)關(guān)鍵溫度、做功能力及發(fā)電效率等的影響，以期為生物質(zhì)氣化燃?xì)獾母咝мD(zhuǎn)化利用提供參考。

1 生物質(zhì)氣化集成發(fā)電模型

1.1 生物質(zhì)兩段式氣化過程

1.風(fēng)室wind box； 2.布風(fēng)板distributor； 3.加料器feeder； 4.干燥熱解區(qū)drying and pyrolysis area； 5.氣化重整區(qū)gasification and reforming area； 6.氣化熔融區(qū)gasification and melting area； 7.冷渣器slag cooler； 8.渣斗slag hopper圖1 生物質(zhì)兩段式富氧氣化流程圖Fig.1 Biomass two-stage enriched air gasification diagram

針對現(xiàn)有氣化過程焦油、焦炭轉(zhuǎn)化率不足、燃?xì)鉄嶂挡桓叩葐栴}，基于生物質(zhì)分段氣化高效利用，耦合流化床氣化爐與熔融爐構(gòu)建生物質(zhì)兩段式富氧氣化系統(tǒng)如圖1所示。生物質(zhì)由加料器進(jìn)入流化床氣化爐，以富氧氣體作為氣化劑，進(jìn)行中低溫初級氣化，生成含焦油、焦炭顆粒的粗質(zhì)可燃?xì)?。流化床可適應(yīng)多種生物質(zhì)氣化要求，中低溫氣化可避免生物質(zhì)灰融化引起的床層燒結(jié)[11]。初級氣化生成的粗質(zhì)可燃?xì)膺M(jìn)入熔融爐，在高于生物質(zhì)灰熔融流動(dòng)溫度下，以富氧氣體作為氣化劑，進(jìn)行生物質(zhì)二次裂解氣化。富氧氣體與部分粗質(zhì)可燃?xì)馊紵艧峋S持熔融爐氣化所需高溫，實(shí)現(xiàn)氣化系統(tǒng)自熱式運(yùn)行[12]。高溫二次氣化促進(jìn)焦油、焦炭向小分子氣體的進(jìn)一步轉(zhuǎn)化，實(shí)現(xiàn)生物質(zhì)灰分的液態(tài)熔融分離，制取的精質(zhì)可燃?xì)饨?jīng)進(jìn)一步凈化后用于燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電。

1.2 模擬流程設(shè)計(jì)

1.2.1假設(shè)條件 本模擬基于系統(tǒng)質(zhì)量平衡與能量平衡，選用帶有Boston-Mathiasα函數(shù)的Peng Robinson立方狀態(tài)方程(PR-BM物性方法)計(jì)算所有熱力學(xué)性質(zhì)[13]。模型構(gòu)建的假設(shè)條件如下：1) 生物質(zhì)顆粒均勻無溫度梯度；2) 氣化反應(yīng)器溫度均勻恒定且穩(wěn)定運(yùn)行，反應(yīng)器間無壓力損失，各項(xiàng)反應(yīng)均能瞬間達(dá)到化學(xué)平衡；3) 原料所含灰分及流化床床料不參與反應(yīng)；4) 氣化產(chǎn)物主要考慮H2、CO、CO2、CH4、H2O、H2S、NH3，不考慮焦油組分，系統(tǒng)內(nèi)S、N分別完全轉(zhuǎn)化為H2S和NH3。

1.2.2生物質(zhì)兩段式氣化單元 基于Aspen Plus平臺，對生物質(zhì)兩段式富氧氣化集成發(fā)電系統(tǒng)進(jìn)行模擬研究，模擬流程如圖2所示。兩段式氣化系統(tǒng)包括流化床與熔融爐，流化床初級氣化產(chǎn)物全部進(jìn)入熔融爐發(fā)生二次氣化。模擬過程將兩段氣化反應(yīng)整合于同一氣化模塊。模塊通入富氧氣體量為各氣化段富氧氣體通入總量，氧體積分?jǐn)?shù)為各氣化段富氧氣體平均體積分?jǐn)?shù)，模塊氣化溫度為熔融爐反應(yīng)溫度。

1.生物質(zhì)biomass； 2.干燥介質(zhì)drying medium； 3.干燥產(chǎn)物drying product； 4.含水汽的干燥介質(zhì)drying medium containing moisture； 5.干燥生物質(zhì)drying biomass； 6.裂解產(chǎn)物pyrolysis product； 7.裂解熱pyrolysis heat； 8.富氧氣體enriched air； 9.氣化熱損失gasifier heat loss； 10.高溫氣化可燃?xì)鈎igh temperature combustible gas； 11.冷卻可燃?xì)鈉ooled combustible gas； 12.凈化可燃?xì)鈖urified combustible gas； 13.空氣air； 14.壓縮空氣compressed air； 15.燃燒用壓縮空氣compressed air for combustion； 16.冷卻用壓縮空氣compressed air for cooling； 17.燃燒熱損失combustor heat loss； 18.冷卻風(fēng)放熱heat release by air cooling； 19.高溫?zé)煔鈎igh temperature flue gas； 20.冷卻風(fēng)cooled air； 21.透平排氣turbine exhaust

生物質(zhì)兩段式氣化單元包括6個(gè)單元模塊(模塊A～F)，10個(gè)物流股，2個(gè)熱流股。

1) 生物質(zhì)干燥(A)及氣固液分離(B)：生物質(zhì)首先進(jìn)入干燥反應(yīng)器RStoic模塊進(jìn)行干燥處理，利用Flash2模塊實(shí)現(xiàn)水分與干生物質(zhì)的分離。

2) 生物質(zhì)裂解(C)：干燥生物質(zhì)進(jìn)入收率反應(yīng)器RYield模塊進(jìn)行裂解，熱解模塊根據(jù)原料工業(yè)分析及元素分析特性，將非常規(guī)的生物質(zhì)分解轉(zhuǎn)化成常規(guī)組分(C、H、O、N、S等)和灰分。

3) 生物質(zhì)氣化和重整(D)：生物質(zhì)裂解產(chǎn)物進(jìn)入RGibbs模塊，與通入的富氧氣體發(fā)生氣化重整反應(yīng)，依據(jù)均相吉布斯自由能最小化原理確定平衡。氣化模塊剩余熱量一部分作為系統(tǒng)熱量損失排出，氣化系統(tǒng)熱量損失按輸入生物質(zhì)熱值的3%計(jì)算；另一部分流向裂解模塊維持裂解所需溫度。

4) 氣化燃?xì)鈨艋鋮s：高溫氣化可燃?xì)庖来瘟鹘?jīng)Heater模塊(E)及Sep模塊(F)，進(jìn)行氣化后可燃?xì)獾睦鋮s、干燥及凈化過程，脫除包括水分、灰分與污染物(主要為H2S、NH3)在內(nèi)的雜質(zhì)。

經(jīng)過冷卻凈化的潔凈可燃?xì)饪伤椭寥細(xì)廨啓C(jī)發(fā)電單元。氣化模塊主要反應(yīng)如表1所示。

表1 模擬主要考慮的氣化反應(yīng)

1.2.3燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電單元 本研究采用三菱公司M701F4型燃?xì)廨啓C(jī)模擬，燃機(jī)設(shè)計(jì)凈功率320 MW。燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電單元由壓氣機(jī)、燃燒室、燃?xì)馔钙綐?gòu)成。空氣經(jīng)過壓氣機(jī)模塊(G)壓縮，壓氣機(jī)設(shè)計(jì)壓比、多變效率0.912。壓縮空氣經(jīng)分離模塊(H)分離成為兩股氣流。其中，約83%的燃燒用壓縮空氣送入燃燒室模塊J與凈化可燃?xì)馊紵?，設(shè)計(jì)燃燒室溫度1 427 ℃，燃燒熱損失占輸入燃?xì)饪偀崃康?%，燃燒過程遵循吉布斯自由能最小化原理。兩段式氣化生成的高溫燃?xì)膺M(jìn)氣溫度300 ℃，燃燒形成的高溫?zé)煔馑椭寥細(xì)廨啓C(jī)透平(K)膨脹做功；其余約17%空氣由壓氣機(jī)出口抽出后經(jīng)冷卻器(I)冷卻，冷卻空氣在透平入口與燃燒室排放高溫?zé)煔鈪R合，共同驅(qū)動(dòng)燃機(jī)透平。透平等熵效率0.92，機(jī)械效率為 0.99，設(shè)計(jì)透平排煙溫度594 ℃?；谠O(shè)計(jì)工況，結(jié)合生物質(zhì)富氧兩段式氣化產(chǎn)氣特性，確定設(shè)計(jì)工況下燃?xì)?、空氣流量?/p>

設(shè)定燃燒室效率ηr=0.99，燃燒室燃?xì)饬髁?Gf)計(jì)算公式見式(1)，燃料燃燒所需空氣流量(Ga)見式(2)。

(1)

Ga=αL0Gf

(2)

式中：Gf—燃燒室燃?xì)饬髁浚琸g/h;Ga—燃料燃燒所需空氣流量，kg/h;Wnet—凈功率，MW；QLHV—生物質(zhì)可燃?xì)獾臀粺嶂担琈J/m3；η—燃機(jī)效率；ρLHV—生物質(zhì)可燃?xì)饷芏?，kg/m3;α—余氣系數(shù)；L0—單位質(zhì)量燃?xì)馊紵枥碚摽諝饬?，kg/kg。

1.3 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證生物質(zhì)兩段式氣化燃?xì)庠谌細(xì)廨啓C(jī)燃燒發(fā)電的可行性，利用上述構(gòu)建模型模擬典型燃?xì)庠谌細(xì)廨啓C(jī)的燃燒發(fā)電特性，并與燃?xì)廨啓C(jī)設(shè)計(jì)工況相比較。兩段式氣化單元模擬參數(shù)設(shè)置為：采用玉米秸稈作為典型生物質(zhì)，生物質(zhì)進(jìn)料量249 565 kg/h,富氧氣體量92 221 kg/h，空氣量2 132 224 kg/h，二次氣化溫度1 300 ℃，氣化整體氧體積分?jǐn)?shù)60%。秸稈的工業(yè)分析、元素分析及熱值分析結(jié)果如下：水分9.10%、揮發(fā)分63.69%、固定碳16.75%及灰分10.46%；C 35.37%、H 4.82%、N 0.96%、O 39.15%、S 0.14%；低位熱值為14.40 MJ/kg。

1.4 系統(tǒng)性能評價(jià)參數(shù)

生物質(zhì)可燃?xì)獾臀粺嶂?QLHV)是衡量燃?xì)馄焚|(zhì)的主要指標(biāo)，其計(jì)算公式見式(3)，生物質(zhì)兩段式氣化系統(tǒng)整體氣化效率(ηCGE)計(jì)算公式見式(4)。生物質(zhì)氣化-燃?xì)廨啓C(jī)集成發(fā)電系統(tǒng)發(fā)電效率(ηt)計(jì)算公式見式(5)。

(3)

(4)

(5)

式中：φ(CO)、φ(H2)、φ(CH4)—?dú)饣細(xì)庵蠧O、H2、CH4體積分?jǐn)?shù)，%;ηCGE—?dú)饣剩?;Qar—生物質(zhì)原料低位發(fā)熱量，MJ/kg；Yg—生物質(zhì)氣化燃?xì)猱a(chǎn)率，m3/kg；Gb—生物質(zhì)加料量，kg/h;ηt—發(fā)電效率，%。

2 結(jié)果與分析

2.1 模型驗(yàn)證結(jié)果

模型模擬結(jié)果顯示：氣化產(chǎn)生可燃?xì)鉄嶂禐?.45 MJ/m3，這與文獻(xiàn)[12]中兩段式富氧氣化產(chǎn)氣熱值試驗(yàn)結(jié)果(8～11 MJ/m3)基本相符。氣化燃?xì)馑椭寥細(xì)廨啓C(jī)燃燒后，燃燒室溫度可達(dá)1 410.6 ℃，與設(shè)計(jì)燃燒室溫度(1 427 ℃)相近。燃?xì)廨啓C(jī)透平排煙溫度583 ℃，與設(shè)計(jì)透平排煙溫度(594 ℃)相近。模擬燃?xì)廨啓C(jī)凈輸出功率為318.16 MW，與設(shè)計(jì)凈輸出功率(320 MW)接近。由此說明，生物質(zhì)氣化-燃機(jī)燃燒集成發(fā)電系統(tǒng)各節(jié)點(diǎn)物料衡算均滿足系統(tǒng)質(zhì)量平衡要求，燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電模擬結(jié)果與燃?xì)廨啓C(jī)設(shè)計(jì)工況接近，證實(shí)生物質(zhì)氣化燃?xì)庠谌細(xì)廨啓C(jī)應(yīng)用的可行性。

2.2 參數(shù)對氣化特性的影響

2.2.1氧體積分?jǐn)?shù) 兩段式氣化過程中，當(dāng)二次氣化溫度為1 300 ℃時(shí)，整體氧體積分?jǐn)?shù)對氣化特性的影響如表2所示。整體氧體積分?jǐn)?shù)升高引起燃燒反應(yīng)加劇，反應(yīng)釋放熱量增多，維持相同氣化溫度所需富氧氣體量減少。氧氣相對用量是影響氣化過程的重要參數(shù)，它表示氣化過程實(shí)際通入氧氣量與完全燃燒所需理論氧氣量之比。當(dāng)整體氧體積分?jǐn)?shù)由30%升至90%時(shí)，氧氣相對用量可由0.290降至0.255。氧體積分?jǐn)?shù)升高不僅使得氮?dú)庀♂屝?yīng)減弱，而且可促進(jìn)焦油、焦炭等與O2的二次氣化重整反應(yīng)，導(dǎo)致產(chǎn)氣中H2、CO及CO2比例逐步升高。值得注意的是，溫度高于1 000 ℃時(shí)，氣化產(chǎn)物中CH4等烴類濃度近乎為零，這可能與高溫條件下大分子有機(jī)物裂解反應(yīng)較充分有關(guān)[14]。當(dāng)整體氧體積分?jǐn)?shù)為90%時(shí)，產(chǎn)氣熱值可達(dá)10.34 MJ/m3。但是，氧體積分?jǐn)?shù)升高時(shí)氧氣相對用量降低、富氧氣體通入量減小，一定程度上影響了氣化劑與生物質(zhì)/焦炭間的充分接觸，引起氣化產(chǎn)氣率略有下降。比較氣體產(chǎn)率與產(chǎn)氣熱值影響，發(fā)現(xiàn)產(chǎn)氣熱值的升高仍起主導(dǎo)作用，兩段式氣化效率最高可達(dá)77.68%。

表2 氣化條件對氣化特性的影響

由表2可知，當(dāng)氧體積分?jǐn)?shù)由30%上升至60%時(shí)，產(chǎn)氣熱值增長較快，產(chǎn)氣品質(zhì)改善明顯。但當(dāng)氧體積分?jǐn)?shù)繼續(xù)增大時(shí)，燃?xì)鉄嶂翟鲩L放緩，系統(tǒng)氣化效率幾乎不變。因此，氧體積分?jǐn)?shù)升高雖有利于氣化效果改善，但氧體積分?jǐn)?shù)高于60%時(shí)，提升氧體積分?jǐn)?shù)對氣化特性改善效果有限?；诳刂浦蒲醭杀炯案纳迫?xì)馄焚|(zhì)的目標(biāo)，兩段式氣化系統(tǒng)可選擇整體氧體積分?jǐn)?shù)為50%～60%的富氧氣體氣化。

2.2.2氣化溫度 兩段式氣化過程中，氣化劑氧體積分?jǐn)?shù)為60%時(shí)，二次氣化溫度對氣化特性影響如表2所示。隨著氣化溫度升高，系統(tǒng)達(dá)到氣化溫度所需消耗富氧氣體量增多，氣化所需氧氣相對用量逐漸增大。氧氣相對用量增加進(jìn)一步導(dǎo)致可燃組分參與燃燒放熱比例增大，氣體產(chǎn)物中H2體積分?jǐn)?shù)有所下降，CO2體積分?jǐn)?shù)升高，CO體積分?jǐn)?shù)變化較小。由表2可知，產(chǎn)氣組分變化導(dǎo)致產(chǎn)氣熱值隨氣化溫度升高逐漸下降，但其變化幅度相對較小。此外，氣化溫度升高時(shí)氣體產(chǎn)率略有下降，這可能與溫度升高時(shí)燃燒反應(yīng)比例提高有關(guān)。產(chǎn)氣熱值及氣體產(chǎn)率的綜合作用導(dǎo)致氣化效率隨氣化溫度的升高有所下降。雖然高溫氣化有利于焦炭、焦油的充分裂解重整，但氣化溫度升高同時(shí)造成富氧氣體消耗增多，燃?xì)馄焚|(zhì)及氣化效率均呈下降趨勢[15]。因此，兩段式氣化溫度不宜過高，在滿足生物質(zhì)灰分完全熔融液化分離的前提下，氣化溫度可取較低值。

2.3 參數(shù)對燃?xì)廨啓C(jī)運(yùn)行特性影響

2.3.1氧體積分?jǐn)?shù) 生物質(zhì)兩段式富氧氣化過程中，氧體積分?jǐn)?shù)增加引起氣化產(chǎn)氣熱值與組分分布改變，進(jìn)而導(dǎo)致燃機(jī)運(yùn)行特性的變化。圖3為氣化溫度1 300 ℃時(shí)，氣化劑氧體積分?jǐn)?shù)改變對燃?xì)廨啓C(jī)運(yùn)行特性的影響，其中余氣系數(shù)(α)取2.8。由圖3可知，隨著氧體積分?jǐn)?shù)的增大，燃?xì)饬髁恐饾u減小，空氣流量略有增加。這主要是由于氧體積分?jǐn)?shù)增大后燃?xì)鉄嶂堤岣?，相同目?biāo)負(fù)荷下所需燃?xì)饬髁拷档停S持相同余氣系數(shù)所需空氣流量增加。氧體積分?jǐn)?shù)由30%上升至90%時(shí)，燃?xì)饬髁肯陆导s40%。運(yùn)行方面，隨著氧體積分?jǐn)?shù)的升高，燃燒室溫度與透平排煙溫度均呈上升趨勢，其中燃燒室溫度增幅較大。這表明燃?xì)鉄嶂档脑黾訉Υ龠M(jìn)燃?xì)馀c空氣的充分混合燃燒具有明顯效果。氧體積分?jǐn)?shù)為30%～90%時(shí)，燃燒室溫度由1 346 ℃上升至1 429 ℃，與該機(jī)組燃燒室設(shè)計(jì)溫度(1 427 ℃)基本相符，驗(yàn)證了生物質(zhì)燃?xì)庠谌細(xì)廨啓C(jī)應(yīng)用的可行性。透平排煙溫度的升高主要受燃燒室溫度影響而出現(xiàn)，在590 ℃左右波動(dòng)。

圖3 氧體積分?jǐn)?shù)對工質(zhì)流量及關(guān)鍵溫度的影響

圖4為不同氧體積分?jǐn)?shù)下系統(tǒng)功率與發(fā)電效率的變化。由圖可知，氧體積分?jǐn)?shù)增加時(shí)，壓氣機(jī)實(shí)際消耗功率略有增加，這可能與高氧體積分?jǐn)?shù)下壓氣機(jī)進(jìn)氣量增加有關(guān)。燃機(jī)輸出功率略有降低，這可能與高氧體積分?jǐn)?shù)下排煙溫度的提升有關(guān)。壓氣機(jī)消耗功率與燃機(jī)輸出功率的共同作用導(dǎo)致系統(tǒng)凈輸出功率隨氧體積分?jǐn)?shù)升高而下降。但需要說明的是，氧體積分?jǐn)?shù)30%～90%變化范圍內(nèi)，燃機(jī)凈輸出功率變化微小。氧體積分?jǐn)?shù)由30%升至90%時(shí)，系統(tǒng)凈輸出功率僅由324.8 MW下降至316.5 MW。此外，生物質(zhì)氣化-燃機(jī)燃燒系統(tǒng)總發(fā)電效率隨氧體積分?jǐn)?shù)增加呈上升趨勢，這主要受到氣化效率與燃機(jī)效率的綜合影響。當(dāng)氧體積分?jǐn)?shù)為70%時(shí)，系統(tǒng)總發(fā)電效率最高可達(dá)33.2%。

2.3.2氣化溫度 當(dāng)氧體積分?jǐn)?shù)不變時(shí)，氣化溫度改變將引起燃?xì)饨M分及熱值的變化，進(jìn)而影響燃機(jī)運(yùn)行特性。如圖5所示，氧體積分?jǐn)?shù)為60%時(shí)，氣化溫度升高使得燃機(jī)運(yùn)行過程中燃?xì)饬髁可?、空氣流量下降。結(jié)合表2所示熱值變化可知，氣化溫度升高引起燃?xì)鉄嶂德杂薪档?，因此造成工質(zhì)流量發(fā)生上述變化。此外，燃燒室溫度與透平排煙溫度隨氣化溫度的升高均略有下降。值得注意的是，不同氣化溫度對工質(zhì)流量及關(guān)鍵溫度參數(shù)的影響效果均較小。當(dāng)氣化溫度由1 200 ℃升至1 400 ℃時(shí)，燃燒室溫度僅降低4 ℃左右。

圖5 氣化溫度對工質(zhì)流量及關(guān)鍵溫度的影響

如圖6所示，氣化溫度較高時(shí)壓氣機(jī)消耗功率增加、燃機(jī)輸出功率減少，進(jìn)而使得系統(tǒng)凈輸出功率減少，系統(tǒng)發(fā)電效率也隨之降低。當(dāng)氣化溫度由1 200 ℃上升至1 400 ℃時(shí)，系統(tǒng)發(fā)電效率由34%下降至32%。這可能與高溫氣化階段散熱損失較高有關(guān)。由此可見，兩段式氣化-燃機(jī)燃燒系統(tǒng)中，在滿足生物質(zhì)高溫液化熔融的基礎(chǔ)上，氣化溫度提高對燃燒效果改善作用較小。

通過綜合的氣化因素分析，獲得優(yōu)化的工藝參數(shù)：氧體積分?jǐn)?shù)60%，氣化溫度1 200 ℃。此時(shí)生物質(zhì)可燃?xì)獾臀粺嶂禐?.54 MJ/m3，兩段式氣化效率78.65%，系統(tǒng)發(fā)電效率為34%。

3 結(jié) 論

3.1基于Aspen Plus平臺建立了生物質(zhì)兩段式氣化-燃?xì)廨啓C(jī)燃燒系統(tǒng)模型，利用模型模擬典型燃?xì)廨啓C(jī)的燃燒發(fā)電特性，并與燃?xì)廨啓C(jī)設(shè)計(jì)工況相比較。二者很好的吻合，證實(shí)模型的可行性。

<1)，且各件產(chǎn)品是否為不合格品相互獨(dú)立．

3.2利用模型研究生物質(zhì)氣化過程氧體積分?jǐn)?shù)、氣化溫度對氣化特性與燃機(jī)運(yùn)行特性影響。結(jié)果顯示：隨著氧體積分?jǐn)?shù)增加，燃?xì)庵锌扇冀M分及氣化效率均有所提高，但氣體產(chǎn)率略有下降。二次氣化溫度由1 200 ℃上升至1 400 ℃時(shí)，氣化溫度對燃?xì)饨M成及氣化效率影響相對較小，且溫度升高同時(shí)造成氣化氧氣相對用量的提高。氣化溫度的選擇應(yīng)以實(shí)現(xiàn)生物質(zhì)灰分的完全熔融流動(dòng)為基準(zhǔn)，不需過分提高氣化溫度。氧體積分?jǐn)?shù)提高可導(dǎo)致相同目標(biāo)負(fù)荷下燃?xì)饬髁繙p少、燃燒室溫度及排煙溫度提高、系統(tǒng)發(fā)電效率也有所提高，但燃機(jī)凈輸出功率略有下降。氣化溫度提高對燃?xì)?、空氣流量及燃燒溫度影響較小，但卻導(dǎo)致系統(tǒng)凈輸出功率減少，系統(tǒng)發(fā)電效率降低。

3.3通過綜合的氣化因素分析，獲得優(yōu)化的工藝參數(shù)：氧體積分?jǐn)?shù)60%，氣化溫度1 200 ℃。此時(shí)生物質(zhì)可燃?xì)獾臀粺嶂禐?.54 MJ/m3，兩段式氣化效率78.65%，系統(tǒng)發(fā)電效率為34%。