燃氣爐摻燒生物質(zhì)氣燃燒及NO生成數(shù)值模擬

戚 勝，李 想

（吉林化工學院 機電工程學院 能源動力系，吉林 吉林 132022）

隨著我國“碳中和”及“碳達峰”目標的提出，對傳統(tǒng)化石能源替代品的需求將進一步增加。 生物質(zhì)顆粒摻燒作為一種切實可行的方法[1]，在煤電企業(yè)中已有較多應(yīng)用，而生物質(zhì)氣的應(yīng)用相對較少。 我國從1998年便已開始投建生物質(zhì)氣化發(fā)電項目[2]，但規(guī)模有限，多為示范項目。 2006年國能單縣生物質(zhì)發(fā)電廠并網(wǎng)發(fā)電，之后生物質(zhì)開發(fā)利用速度緩慢[3]，其原因主要為工藝限制、設(shè)計困難、經(jīng)濟性低等[4]。生物質(zhì)原料在農(nóng)村地區(qū)獲取方便，且小型生物質(zhì)氣化裝置技術(shù)成熟，制造簡單，符合低強度能源需求[5-9]。若有效利用該類生物質(zhì)氣，將改善當下低強度能源消費以煤炭、天然氣及柴油為主的組成結(jié)構(gòu)[10]。

目前， 農(nóng)村等地區(qū)小型天然氣鍋爐使用廣泛，限于成本因素，配置脫硝設(shè)備的較少，且存在燃燒效率低、安全性差等問題。 學者對小型燃氣爐的燃燒運行進行了廣泛研究，陳衛(wèi)杰等[11]發(fā)現(xiàn)15%的天然氣分級燃燒可減少NOx的排放；趙巖等[12]針對小型鍋爐尾部管道運行安全問題提出了預防措施；Lee等[13]研究了預混燃燒器在燃氣爐中的應(yīng)用；張軍等[14]利用Aspen Plus對煙氣余熱的利用工藝進行了優(yōu)化；王紀曄等[15]提出以水蒸氣作為稀釋劑可降低NOx排放。 上述研究多以天然氣等為燃料關(guān)注燃燒方式的優(yōu)化，已經(jīng)較難進一步降低NOx排放。 而生物質(zhì)氣燃燒溫度低于天然氣，可減少NOx產(chǎn)生，用其對天然氣鍋爐進行摻燒具有一定的環(huán)保潛力。

本文以現(xiàn)有的燃氣爐摻燒生物質(zhì)氣為研究對象，采用Fluent軟件，通過數(shù)值模擬考察了不同摻燒比例（0、10%、15%、20%、25%）、不同燃氣爐負荷（50%、66.7%、83.3%、100%）下，鍋爐燃燒和NO排放情況，以期得出生物質(zhì)氣的摻燒特性，為相關(guān)應(yīng)用提供參考。

1 燃氣爐摻燒生物質(zhì)氣模擬

1.1 燃氣爐結(jié)構(gòu)

研究對象為某公司生產(chǎn)的1.4 MW燃氣熱水鍋爐，布置形式為臥式，出水溫度為85°C，回水溫度60°C，用于大型建筑或城鄉(xiāng)偏遠地區(qū)冬季供熱。 其結(jié)構(gòu)主要特點為在燃燒室上方布置有兩級換熱管，相對于單級換熱鍋爐能量利用率有所提升， 設(shè)計值可達90%以上，并在入口增加了生物質(zhì)氣燃燒器。燃氣爐結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 燃氣爐結(jié)構(gòu)

天然氣燃燒器直徑200 mm，布置于爐膛入口中心；生物質(zhì)氣燃燒器入口為圓環(huán)，其中心與天然氣燃燒器相同，內(nèi)直徑為200 mm、外直徑為400 mm；燃燒室為柱體，長為2135.5 mm，直徑為600 mm，燃燒室入口設(shè)置過渡區(qū)域；換熱管直徑為51 mm，長為2018.5 mm，錯排布置，同層間距80 mm，層間距70 mm，一次換熱管數(shù)目78根，二次換熱管數(shù)目87根，出口設(shè)置匯聚空間；出口截面為矩形，寬度為343 mm，高度為146 mm，長度為412 mm。 在燃氣爐中，射流在燃燒室內(nèi)燃燒后，在后部發(fā)生轉(zhuǎn)向，并向上流動，進入一次換熱管內(nèi)，通過連接部分轉(zhuǎn)向進入二次換熱管，在出口區(qū)域匯集流出。

1.2 摻燒條件

以該型燃氣爐為例，在實際運行中，考慮煙氣阻力，換熱管內(nèi)煙氣平均速度提高程度應(yīng)低于5 m/s。同時為避免局部換熱惡化，火焰需盡量靠近燃燒室中央，并在不同負荷下保持穩(wěn)定。 燃氣爐設(shè)計天然氣熱值為8850 kJ/m3，100%燃氣爐負荷下，天然氣消耗量為120 m3/h。

以易獲取的玉米秸稈為生物質(zhì)原料，其含水率約15%～22%，其氣化燃氣熱值為4635 kJ/kg。依據(jù)相關(guān)研究，為獲得較高熱值，氣化爐內(nèi)平均溫度可控制為750 °C[16]，在此溫度下氣化后，產(chǎn)生的燃氣成分如表1所示。

表1 生物質(zhì)氣主要成分及組成

生物質(zhì)氣的熱值較低，等熱量完全替代天然氣會使耗氣量過大，且射流速度過高，現(xiàn)有燃氣爐內(nèi)流程轉(zhuǎn)折大，煙氣流動結(jié)構(gòu)阻力增大，導致能耗和排煙熱損失增加。 將生物質(zhì)氣與天然氣組合使用，煙氣流動阻力有所增加，但遠低于完全改用純生物質(zhì)氣燃燒的情況。 以入爐總熱值不變?yōu)闃藴剩瑢Σ煌瑲怏w比例的生物質(zhì)氣摻燒進行研究。 同時，參考東北某市供熱站在2020年12月份的基本供熱負荷（日均負荷72%，最低負荷位于50%以上），設(shè)置4個負荷工況。 具體設(shè)置如表2所示。

表2 摻燒條件*

1.3 網(wǎng)格設(shè)置

模擬中射流造成的卷席明顯， 煙氣雙回程換熱，速度矢量變化大，渦流數(shù)目多，網(wǎng)格偽擴散等情況造成的誤差影響不大。 為提高計算精確性，避免結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格導致的局部流線過于平直理想化，在計算力允許時，采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對模型進行劃分[17]，在爐膛和一次換熱管部分進行加密。

相同工況下計算不同網(wǎng)格數(shù)模擬時的出口溫度。 結(jié)果為當網(wǎng)格密度增加，出口截面平均溫度下降。其中，網(wǎng)格數(shù)為73萬時為460 K，88萬時為443 K，97萬時為432 K，118萬時為427 K，151萬時為423 K。當網(wǎng)格數(shù)達到151萬時，其與網(wǎng)格數(shù)為118萬時的計算結(jié)果差異僅為0.95%， 但計算時長增加了50%以上，故選取網(wǎng)格數(shù)為118萬。

1.4 理論模型及假設(shè)

天然氣主要成分為甲烷，其成分較為穩(wěn)定，燃燒的主要反應(yīng)過程為：

生物質(zhì)原料氣化后，氣化燃氣中可燃物質(zhì)主要由H2、CO和C2H4組成，其主要燃燒反應(yīng)為：

燃料中不含有N元素，NOx污染的來源為熱力型NOx， 其在高溫下的主要反應(yīng)過程由Zeldovich方程描述：

參與化學反應(yīng)的物質(zhì)都為氣相，反應(yīng)方程利用PDF模型求解，反應(yīng)速率依據(jù)能量方程進行計算，由Arrhenius方程表示為：

式中，k為化學反應(yīng)速率常數(shù)；A為指前因子；Ea為活化能，kJ/mol；R為氣體常數(shù)，8.314 J/(mol·K)；T為反應(yīng)溫度，K。

混合分數(shù)（f）的計算方法為：

式中，Zk代表元素k的質(zhì)量分數(shù)，Zk,F為燃料進口值，Zk,O為氧化劑進口值。

爐膛壁面和換熱管設(shè)置為80 °C等溫換熱；爐膛出口由風機建立-80 Pa微負壓；湍流模型選用k-ε可實現(xiàn)型，輻射模型P1；入口為速度入口，出口為壓力出口，精度二階，Simple算法。為便于研究，對模型進行合理簡化，考慮燃燒熱值來源，簡化天然氣組成為CH4。 天然氣和生物質(zhì)氣成分穩(wěn)定，不考慮長期使用后結(jié)垢對換熱的影響，不考慮入口工質(zhì)溫度的影響，天然氣和生物質(zhì)氣初始溫度都為300 K。

2 模擬結(jié)果與討論

2.1 模擬結(jié)果驗證

不同負荷下，使用純天然氣燃氣爐出口煙氣溫度實測值與模擬值變化如圖2所示。 由圖2可見，實測值大于模擬值， 其主要原因是在長期運行中，燃氣爐水側(cè)存在結(jié)垢的可能，同時入口天然氣實際初溫可能高于300 K。 總體看來，實測值與模擬值差異較小，隨負荷變化趨勢相同。

圖2 實驗與模擬中出口煙氣溫度隨負荷的變化

2.2 摻燒工況分析

如上文圖1，以燃燒器入口射流反方向為X軸正方向，垂直相反方向為Z軸正方向，側(cè)向水平方向為Y軸正方向。

2.2.1 速度分布

使用生物質(zhì)氣進行摻燒，對流場的影響區(qū)別于燃料分級燃燒。 在使用分級燃燒時，燃燒產(chǎn)物及化學反應(yīng)放熱特性一定。 采用生物質(zhì)氣摻燒，因生物質(zhì)氣熱值低，保證輸入總能量不變時，體積流量變大；同時燃燒產(chǎn)物發(fā)生變化，而化學反應(yīng)放熱對氣體密度的影響較大，故多種因素綜合影響火焰形狀變化。 以負荷為83.3%、摻燒比例為0和20%為例，燃燒室內(nèi)Z-X截面，3個垂直高度上火焰射流沿X方向分速度如圖3所示。

圖3 83.3%負荷時不同摻燒比例下各高度火焰X軸方向分速度分布

由圖3可知，u點高度在摻燒比例為0時，X軸0 m處（燃燒器入口）附近因渦流分速度較低，-1.0 m處速度最高；后隨著火焰向下偏斜，上部煙氣速度下降；至-2.0 m處開始上升，并在-2.5 m處接觸壁面而轉(zhuǎn)向，分速度迅速下降至0 m/s。 在摻燒比例為20%時，渦流尺寸縮減導致入口波動消除，速度上升較平緩； 同時火焰并未下降偏斜，-2.0 m前速度無下降。 m點高度受天然氣速度影響，雖煙氣速度下降，但中間射流剛度大，火焰形狀并未發(fā)生改變。 d點高度在摻燒比例為0時，在入口區(qū)別于u點無明顯的渦流；后因下方火焰射流開始偏斜，在-0.7 m處速度迅速上升， 并在-1.0 m后保持高速度直至與后方壁面接觸，該段距離內(nèi)，射流貼下部壁面的可能性較大。在摻燒比例為20%時，入口速度上升較為平緩，同時后部速度也有所下降。

總體上摻燒比例為0時，中間大部區(qū)域內(nèi)m點高度上的速度最高，d點次之，u點最低，差異在2 m/s左右，這也是導致底部煙氣溫度高的主要原因。 但摻燒比例為20%時， 中間區(qū)域u、m、d點高度上的速度都維持在8 m/s左右，煙氣速度均勻程度明顯提高。

燃燒室出口的煙氣速度分布直接影響熱管內(nèi)的煙氣流動。 在66.7%負荷下，摻燒比例為0和15%時，X軸為-2 m處Z-Y截面，速度分布如圖4所示。

圖4 66.7%負荷時不同摻燒比例下X軸-2 m處Z-Y截面煙氣速度分布

由圖4可見， 摻燒生物質(zhì)氣使得燃燒室出口的高速度煙氣分散，沖擊減小，便于煙氣轉(zhuǎn)向。 整體看來，摻燒后進入一次換熱管內(nèi)的煙氣速度有所提高（0.5～2 m/s）；未摻燒前靠近燃燒室側(cè)煙氣管速度較低，摻燒后該情況有所緩解，煙氣速度間差異也由3.6 m/s降低至2.7 m/s。 摻燒前，二次換熱管出口部分速度較高的區(qū)域位于上部，摻燒后整體均勻程度有所提高。

2.2.2 出口溫度

在不同負荷及摻燒比例下出口煙氣溫度變化如圖5所示。 由圖5可見，各工況下，負荷上升，出口煙氣溫度隨之上升，呈現(xiàn)明顯的線性變化。 摻燒生物質(zhì)氣后，煙氣溫度降低幅度約為15～20 K。 相同負荷時，摻燒比例上升溫度下降且下降幅度減小。 在個別工況下，摻燒會導致燃燒波動，以50%負荷下?lián)綗壤?5%為例，出口溫度下降較多。 負荷低于66.7%時，爐內(nèi)燃燒所需的風量和總體煙氣量較小，生物質(zhì)氣體積相對變大；隨摻燒比例變化，煙氣溫度變化較大，對穩(wěn)定燃燒呈負面影響。 100%和83.3%負荷下，由出口溫度推測，爐內(nèi)燃燒情況處于穩(wěn)定。 當負荷低于83.3%，出口溫度變化較大，爐內(nèi)燃燒情況發(fā)生劇烈改變。 此時， 摻燒比例應(yīng)當限制在15%～20%，減少燃燒波動。

圖5 不同負荷及摻燒比例下出口煙氣溫度變化

2.2.3 燃盡程度

生物質(zhì)氣H2含量較高， 過量空氣系數(shù)為1.2，摻燒后易燃盡，此時影響燃料利用效率的主要為天然氣燃燒情況。83.3%負荷不同摻燒比例下，燃燒室后部X軸-2.22 m處Z軸方向上CH4的含量（物質(zhì)的量分數(shù)，下同）分布如圖6所示。 由圖6可知，未燃的CH4主要集中在Z軸0 m附近， 摻燒后未燃的CH4含量明顯上升； 在-0.3 m和0.25 m附近CH4含量明顯下降，此為生物質(zhì)氣攜帶的O2加速了CH4反應(yīng)； 隨著摻燒比例的上升，區(qū)域兩邊CH4含量下降的幅度變大，但中間區(qū)域CH4含量基本不變。 進一步可知，生物質(zhì)氣中的過量O2并不能在燃燒室內(nèi)與天然氣完全混合，少量CH4的燃燒位置將被推后至一次換熱管前及管內(nèi)區(qū)域。

圖6 83.3%負荷時不同摻燒比例下X軸-2.22 m處Z軸方向各點處的CH4含量

在煙氣從燃燒室流出，轉(zhuǎn)向向一次換熱管流動的過程中， 未燃的CH4與生物質(zhì)氣中過量空氣混合后燃燒，使得過渡空間煙氣中的CH4含量下降。 X軸-0.033 m處Z軸方向上的CH4含量分布如圖7所示。

圖7 83.3%負荷時不同摻燒比例下X軸-0.033 m處Z軸方向各點處的CH4含量

由圖7可知， 相較于燃燒室出口，CH4含量大幅下降，但Z軸0.9 m和0.4 m處出現(xiàn)相對含量較高的分布，主要原因為該位置的煙氣混合仍存在不均，導致CH4未能充分燃燒。 此外可見，摻燒比例增加，未燃CH4含量減少。

2.2.4 溫度分布

以100%負荷為例，不同摻燒比例下燃氣爐內(nèi)的溫度整體分布如圖8所示。 由圖8可知，當摻燒比例為0時， 燃燒放熱過程主要發(fā)生在燃燒室內(nèi)靠上方區(qū)域，導致該區(qū)域溫度較高（約2200 K）。 火焰射流存在偏燒，在一次換熱管入口附近，煙氣溫度為1600～1850 K。 煙氣經(jīng)過一次換熱管后溫度迅速下降，在過渡區(qū)煙氣溫度已經(jīng)下降至800 K左右。 當摻燒生物質(zhì)氣后，燃燒室內(nèi)溫度下降400～600 K，中間天然氣燃燒器射流偏燒情況減弱。 主要原因為中間射流速度減小，剛度下降，再加周圍生物質(zhì)煙氣裹挾，使得火焰偏燒情況改善明顯。 此外，一次換熱管及過渡區(qū)煙氣溫度上升100～150 K。

圖8 100%負荷時不同摻燒比例下爐內(nèi)溫度分布

未摻燒時燃燒室內(nèi)煙氣的溫度較高，通過燃燒室壁面交換能量所占整體比例較高；摻燒后部分能量交換過程轉(zhuǎn)移至流程后部，通過一次換熱管進行熱交換， 發(fā)生局部熱應(yīng)力過大的概率將明顯減少，整體煙氣能量分布較均勻。 摻燒后煙氣速度上升，一次管部分的對流換熱也被加強，而燃燒室內(nèi)煙氣溫度下降，導致輻射換熱減弱。

2.3 NO排放分析

2.3.1 含量分布

66.7%負荷不同摻燒比例下X軸-2 m處Z-Y截面的NO含量分布如圖9所示。影響NO含量的主要因素之一為溫度，由圖9可見，未摻燒生物質(zhì)氣時爐膛溫度較高， 且部分區(qū)域煙氣流速較低，NO未被及時帶走，雙重因素導致含量提高。 而其下方存在NO含量較低區(qū)域，該區(qū)域為火焰射流，溫度較低，煙氣流速較高。一次換熱管上部和二次換熱管中間區(qū)域NO含量較高，說明該區(qū)域內(nèi)的煙氣主要來源于燃燒室中NO含量較高區(qū)域。 采用生物質(zhì)氣摻燒后，燃燒室內(nèi)NO含量明顯下降，隨著摻燒比例的增加，爐膛壁四周的NO含量明顯下降，截面內(nèi)的NO含量差異降低。一、二次換熱管煙氣中NO含量的分布趨勢與未摻燒時相同，其濃度差異亦有減小。

圖9 66.7%負荷時不同摻燒比例下X軸-2 m處Z-Y截面的NO含量分布

2.3.2 出口質(zhì)量濃度與排放量

摻燒生物質(zhì)氣后出口煙氣NO質(zhì)量濃度明顯減少，如表3所示。 由表3可見，未摻燒時，排放濃度隨負荷增長而增長。 摻燒后負荷相同時，排放濃度隨摻燒比例增長而降低，且出口煙氣NO質(zhì)量濃度均低于80 mg/m3，滿足大部地區(qū)的排放要求。

表3 不同負荷及摻燒比例下出口煙氣中NO的質(zhì)量濃度

摻燒生物質(zhì)氣后，由于燃料熱值及過量空氣系數(shù)的變化，導致出口煙氣量改變，若僅對比NO質(zhì)量濃度，難以全面反應(yīng)對環(huán)境的影響。 NO的排放情況可由式(9)表示：

式中，q為單位時間排放量，mg/s；η為NO質(zhì)量濃度，mg/m3；ν為煙氣流速，m/s；A為出口截面積，m2。

結(jié)合模擬數(shù)據(jù)，計算不同負荷及摻燒比例下NO的排放情況，結(jié)果如圖10所示。

圖10 不同負荷及摻燒比例下NO單位時間排放量變化

由圖10可見，摻燒生物質(zhì)氣時，當負荷大于66.7%后，排放量基本處于穩(wěn)定狀態(tài)，且隨摻燒比例增大而增小。 而未進行摻燒時，NO排放量隨負荷的增大而增大。

3 結(jié)論

模擬了燃氣爐摻燒生物質(zhì)氣和天然氣，對不同負荷及摻燒比例下鍋爐燃燒和NO排放情況進行了研究。 摻燒生物質(zhì)氣后，燃燒室內(nèi)火焰下偏減少，一次換熱管內(nèi)煙氣流速提高0.5～2 m/s，煙氣流速均勻程度提高；當燃氣爐負荷低于83.3%，出口煙氣溫度變化較大，摻燒比例應(yīng)控制在15%～20%，減少燃燒波動；少量CH4燃燒位置被推后至一次換熱管前及管內(nèi)區(qū)域；燃燒室渦流減弱，壁面溫度下降400～600 K，煙氣能量整體分布較均勻，發(fā)生局部熱應(yīng)力過大概率明顯減少；NO排放質(zhì)量濃度隨摻燒比例上升而大幅下降，NO單位時間排放量亦下降明顯。