220 t/h鍋爐煙氣側(cè)耦合垃圾焚燒數(shù)值模擬

史兵權(quán)，史明哲，張 睿,2

(1.南京理工大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院，江蘇 南京 210094；2.淄博晨越寶山環(huán)?？萍加邢薰?，山東 淄博 255100)

0 引 言

隨著我國經(jīng)濟發(fā)展，城市生活垃圾產(chǎn)量越來越多，垃圾處理的壓力逐漸增大[1]。目前常規(guī)垃圾焚燒發(fā)電存在2大問題：① 因機組容量小、蒸氣參數(shù)低等因素導(dǎo)致其發(fā)電效率僅在20%～24%[2-4]；② 垃圾焚燒污染物生成排放嚴重，尤其是二噁英脫除成本較高[5-9]。為提高垃圾處理能力，降低垃圾發(fā)電成本，國家能源局和環(huán)境保護部聯(lián)合發(fā)布了《關(guān)于開展燃煤耦合生物質(zhì)發(fā)電技改試點工作的通知》，提出利用現(xiàn)有煤電機組，協(xié)同處理垃圾，提高垃圾處理規(guī)模，降低存量煤電煤耗[10]。燃煤耦合垃圾焚燒發(fā)電技術(shù)可分為燃料側(cè)耦合、煙氣側(cè)耦合和蒸氣側(cè)耦合[11-14]。燃料側(cè)耦合是將垃圾和煤共同送入燃煤鍋爐，一般適用于流化床鍋爐，且對鍋爐影響較大。煙氣側(cè)耦合是將垃圾在單獨的焚燒爐內(nèi)焚燒，產(chǎn)生的煙氣通入燃煤鍋爐，最后通過原燃煤機組的煙氣凈化設(shè)備凈化煙氣。該方案工程改造小，且對原機組影響小。蒸氣側(cè)耦合是將垃圾在單獨的焚燒爐內(nèi)焚燒產(chǎn)生蒸氣，送入原燃煤機組蒸氣循環(huán)進行做功。該方案中垃圾焚燒爐需單獨配備蒸氣發(fā)生設(shè)備，且對原燃煤機組蒸氣循環(huán)影響較大。綜上，煙氣側(cè)耦合更具有技術(shù)優(yōu)勢和市場吸引力。

目前，關(guān)于煙氣側(cè)燃煤耦合垃圾焚燒發(fā)電技術(shù)的研究較少。OSTROWSKI等[15]提出了一種燃煤耦合垃圾氣化發(fā)電技術(shù)，先采用循環(huán)煙氣作為氣化劑將垃圾在氣化爐中進行低溫氣化，再將生產(chǎn)的氣化氣送入燃煤鍋爐中燃燒；施大鐘等[16]提出煤和生活垃圾耦合燃燒系統(tǒng)，先在氣化爐中氣化垃圾，然后通入煤粉爐；張向宇等[17]也提出類似利用氣化反應(yīng)器將垃圾氣化后通入煤粉爐中燃燒的系統(tǒng)；PAN等[18]提出將垃圾等離子氣化后通入煤粉爐進行燃燒發(fā)電的系統(tǒng)，該耦合系統(tǒng)可以提高垃圾發(fā)電效率。此外，哈鍋集團研發(fā)的燃煤耦合垃圾發(fā)電技術(shù)中煙氣側(cè)耦合焚燒技術(shù)則通過將垃圾焚燒尾部煙氣引入燃煤鍋爐，利用燃煤機組煙氣凈化設(shè)備節(jié)能環(huán)保效果顯著，極大提高垃圾焚燒發(fā)電效率[19]。

計算流體力學(xué)(Computational Fluid Dynamics,CFD)數(shù)值模擬是低成本，高效率的研究方法。有學(xué)者利用Fluent軟件進行鍋爐燃燒特性和污染物生成特性的研究，如NOx生成特性[20-22]、SO2生成特性等[23]。

利用Fluent軟件對煙氣側(cè)燃煤耦合垃圾焚燒發(fā)電系統(tǒng)進行了數(shù)值模擬，對比耦合改造前后煤粉爐燃燒特性和污染物生成特性，分析垃圾替代燃煤比例的影響，為工程示范提供了理論指導(dǎo)。

1 燃煤鍋爐改造與模擬工況

1.1 燃煤鍋爐改造

針對1臺220 t/h四角切圓燃煤鍋爐發(fā)電機組，提出煙氣側(cè)燃煤耦合垃圾焚燒發(fā)電技術(shù)改造方案，如圖1所示。

垃圾在回轉(zhuǎn)窯中進行焚燒，焚燒產(chǎn)生的煙氣直接通入煤粉爐，利用煤粉爐中的高溫深度熱分解二噁英等有機污染物，垃圾焚燒煙氣和燃煤煙氣混合后共用原燃煤機組煙氣凈化設(shè)備。

改造前后燃煤鍋爐系統(tǒng)模型如圖2所示。燃煤鍋爐爐膛寬度8 370 mm，深度8 370 mm，高度29 728 mm。鍋爐模型構(gòu)建時忽略水冷壁、過熱器等設(shè)備，將整個爐膛分為灰斗、下爐膛、燃燒器、上爐膛、折焰角和爐膛出口6個區(qū)域。改造后的系統(tǒng)由回轉(zhuǎn)窯和煤粉爐2部分組成，煤粉鍋爐尺寸參數(shù)不變，在上爐膛區(qū)域引入垃圾焚燒煙氣。回轉(zhuǎn)窯的尺寸根據(jù)垃圾替代燃煤比例不同而不同。當垃圾替代燃煤比例(以熱量計)為5%時，回轉(zhuǎn)窯長度20 m，內(nèi)徑2 m，傾角3°，轉(zhuǎn)速0.5 r/min，垃圾入口直徑0.6 m；當垃圾替代燃煤比例為10%時，回轉(zhuǎn)窯長度25 m，內(nèi)徑2.5 m，轉(zhuǎn)速0.5 r/min，垃圾入口直徑0.9 m。垃圾焚燒過程中考慮爐膛燃燒，將其燃燒視為連續(xù)、穩(wěn)定狀態(tài)，忽略料層高度的影響[24-25]。系統(tǒng)中鍋爐設(shè)計用煤是橫山煙煤，垃圾是普通城市生活垃圾，煤與垃圾的工業(yè)與元素分析見表1。

圖1 系統(tǒng)改造方案示意Fig.1 System transformation scheme

1.2 模擬工況

主要模擬煙氣側(cè)燃煤耦合垃圾焚燒系統(tǒng)在3種工況下的燃燒：0、5%和10%垃圾替代燃煤熱量比例，工況參數(shù)見表2。回轉(zhuǎn)窯中通入高溫空氣，溫度450 ℃，過量空氣系數(shù)α為1.5。

2 網(wǎng)格劃分與數(shù)值模型

2.1 鍋爐燃燒區(qū)域和回轉(zhuǎn)窯網(wǎng)格劃分

采用Workbench中meshing進行網(wǎng)格劃分，對同區(qū)域進行獨立劃分，網(wǎng)格疏密不同。在鍋爐網(wǎng)格劃分中對鍋爐燃燒區(qū)域進行加密處理，以提高計算精度，且網(wǎng)格劃分時避免出現(xiàn)偽擴散，網(wǎng)格如圖3所示?；剞D(zhuǎn)窯采用四面體網(wǎng)格進行劃分，且對燃料進口區(qū)域進行了加密處理，網(wǎng)格劃分如圖4所示。在模擬研究之前，進行了網(wǎng)格無關(guān)性試驗，最終確定工況1、2、3的網(wǎng)格數(shù)分別為1 076 950、1 238 094、1 331 436

圖2 改造前后鍋爐模型示意Fig.2 Boiler model before and after transformation

表1 燃料工業(yè)與元素分析

表2 模擬燃燒工況

不。

圖3 鍋爐燃燒區(qū)域網(wǎng)格Fig.3 Grid of boiler combustion area

圖4 回轉(zhuǎn)窯網(wǎng)格示意Fig.4 Grid of rotary kiln

2.2 系統(tǒng)數(shù)值模型

求解器采用壓力和速度耦合的SIMPLE算法，湍流模型采用可實現(xiàn)k-ε模型，輻射模型選用P-1輻射模型，燃燒反應(yīng)模型采用組分傳輸模型中的有限速率/渦耗散模型，煤粉和垃圾燃燒過程中的揮發(fā)分析出采用雙匹配速率模型(Two Competing Rates Model)，焦炭燃燒采用動力學(xué)/擴散控制速率模型(Kinetics/Diffusion Limited Model)，動量方程、能量方程等采用二階迎風(fēng)格式離散。

燃燒過程中垃圾揮發(fā)分析出采用雙匹配速率模型，因為該模型考慮到溫度對揮發(fā)分析出的影響，表達式為

kn=Anexp(-E/RTP),n=1,2。

(1)

總析出速率的表達式為

(2)

其中，kn為不同溫度下的揮發(fā)分析出速率的常數(shù)，kg/(kg·s)；An為反應(yīng)的頻率因子，kg/(kg·s)；E為活化能，kJ/mol；Tp為反應(yīng)溫度，K；R為氣體常數(shù)，8.314 J/(mol·K)；mv(t)為t時刻已經(jīng)揮發(fā)的揮發(fā)分質(zhì)量，kg；mp為燃料的初始質(zhì)量，kg；ma為燃料中的灰分質(zhì)量，kg；α1、α2分別為低溫、高溫時的生成率因子；fw為燃料顆粒初始揮發(fā)分質(zhì)量分數(shù)，%。

垃圾焦炭燃燒模型采用動力學(xué)擴散模型，該模型假定表面反應(yīng)中氣體氧化劑以確定的速率向顆粒表面擴散，假定粒子直徑不變，質(zhì)量減少，有效密度降低，焦炭顆粒變得多孔，計算方程為

(3)

式中，Di,m為氧化劑在主體中的擴散系數(shù)；Yox為氣體中氧化劑的局部質(zhì)量分數(shù)；T∞為氣相溫度，K；ρ為氣體密度，kg/m3；Sb為單位質(zhì)量碳的氧化劑質(zhì)量，kg/kg；Tc為焦炭溫度，K；dp為顆粒直徑，m。

由于NOx污染物中NO體積分數(shù)占90%，故污染物分析中主要以NO為主。硫化污染物中以SO2為主。

3 模擬結(jié)果與分析

3.1 爐膛流場流動特性

爐膛縱向截面速度分布云圖如圖5所示。由圖5可知，改造后系統(tǒng)中鍋爐流場發(fā)生了改變，流場紊亂，且隨著垃圾替代燃煤熱量比例升高流場更加紊亂。耦合改造后，由于通入耦合煙氣，垃圾替代比例較低時，煙氣流量較小，進氣側(cè)流速高于另一側(cè)，上爐膛區(qū)域流場變化很小，而替代比例較高時，耦合煙氣吹到爐膛另一側(cè)，爐膛中心出現(xiàn)高速氣流，上爐膛區(qū)域和爐膛中心流場變得紊亂，流場低速區(qū)域偏移。

圖5 不同垃圾替代下燃煤熱量比下爐膛縱向截面速度云圖Fig.5 Velocity cloud diagram of longitudinal section of furnace under different ratios of wastes instead of coal calorific

不同工況下燃燒器區(qū)域不同橫向截面處的速度云圖如圖6所示(從左到右為下一次風(fēng)、上二次風(fēng)、三次風(fēng)、一級燃盡風(fēng)和耦合煙氣進口)。由圖6可知，四角通入的氣流在爐膛截面中心處形成切圓，燃燒器上部區(qū)域形成的圓更加接近于理論圓，說明燃燒器區(qū)域的流場隨高度升高分布更加均勻。對比不同工況的速度云圖發(fā)現(xiàn)，通入耦合煙氣后流場形成的切圓發(fā)生變化，且垃圾替代燃煤比例越大，切圓越不規(guī)則。

圖6 不同位置不同垃圾替代燃煤熱量比下燃燒器爐膛橫向截面速度云圖Fig.6 Velocity cloud diagram of furnace transverse section under different locations and ratios of waste instead of coal calorific

上述模擬結(jié)果表明：通入耦合煙氣對鍋爐燃燒燃燒器區(qū)域的流場流動影響相對較小，會降低燃燒器區(qū)域的流體向上部流動的速度；對上爐膛區(qū)域影響較大，使得流場變得紊亂，形成的內(nèi)切圓的中心偏離爐膛中心，形狀更加不規(guī)則；提高垃圾替代燃煤熱量比例會增加耦合煙氣量，加劇流場的紊亂程度。

3.2 爐膛截面溫度特性

爐膛縱向截面溫度云圖如圖7所示。

圖7 不同垃圾替代燃煤熱量比下爐膛縱向截面溫度云圖Fig.7 Temperature cloud diagram of longitudinal section of furnace under different ratio of wastes instead of coal calorific

由圖7可知，改造前后鍋爐溫度最高區(qū)域都在燃燒器區(qū)域，這是因為煤粉在燃燒器區(qū)域燃燒，釋放熱量最多；耦合改造的影響主要體現(xiàn)在耦合煙氣混合后區(qū)域，垃圾焚燒煙氣對鍋爐溫度分布影響較大。其中，改造前工況1、2、3爐膛出口溫度分別為1 366.9、1 409.9 和1 420.1 K；工況1、2、3的爐膛截面平均溫度分別為1 391.7、1 407.1和1 297.4 K。通入耦合煙氣后出口溫度均升高，這表明耦合煙氣會影響燃燒器上方的燃燒；而截面平均溫度先升高再下降，這是由于縱向截面處耦合煙氣的通入，影響平均溫度的計算。

爐膛橫向截面溫度云圖如圖8所示(從左到右為下一次風(fēng)、上二次風(fēng)、三次風(fēng)、一級燃盡風(fēng)和耦合煙氣進口)。由圖8可知，四角切圓鍋爐內(nèi)爐膛內(nèi)溫度分布是圓形，這是因為爐膛中流體是旋流狀態(tài)；改造后燃燒器區(qū)域截面溫度高于改造前的溫度；耦合煙氣進口處由于煙氣的通入，導(dǎo)致中心溫度較低，周邊溫度高于改造前溫度。

圖8 不同位置不同垃圾替代燃煤熱量比下 爐膛橫向截面溫度云圖Fig.8 Temperature cloud diagram of furnace cross section under different locations and ratios of waste instead of coal calorific

不同高度爐膛溫度折線圖如圖9所示。由圖9可知，改造后燃燒器區(qū)域溫度升高，其中5%垃圾替代燃煤熱量比例下系統(tǒng)與改造前溫度差距不大，10%垃圾替代燃煤熱量比例時系統(tǒng)燃燒器區(qū)域溫度明顯高于5%，這說明通入耦合煙氣會影響燃燒器區(qū)域煤粉的燃燒，且通入煙氣量越大，影響越明顯；改造前后燃燒器區(qū)域溫度不同，但溫度分布規(guī)律相近；鍋爐上爐膛區(qū)域，尤其是耦合煙氣進口上方，改造后系統(tǒng)溫度高于改造前，但隨著熱量替代比例的提高，爐膛溫度下降。

圖9 不同垃圾替代燃煤熱量比下不同高度 爐膛截面平均溫度Fig.9 Average temperature of furnace section at different eights under different ratios of wastes instead of coal calorific

上述模擬結(jié)果表明：燃燒器區(qū)域煤粉燃燒受垃圾替代燃煤熱量比例的影響，替代比例越大影響越大。耦合煙氣進口上方爐膛區(qū)域溫度分布受耦合煙氣通入量的影響，5%垃圾替代燃煤熱量比例時通入耦合煙氣會促進爐膛燃燒，使平均溫度升高，但通入10%垃圾替代燃煤熱量比例的耦合煙氣時，由于較低溫度的煙氣量過大，使該位置的平均溫度低于改造前；出口煙氣溫度受熱值替代比例的影響，隨熱值替代比例的提高而提高。

耦合燃燒系統(tǒng)中回轉(zhuǎn)窯的溫度云圖如圖10所示。由圖10可知，雖然5%和10%替代比例下的垃圾規(guī)模不同，但燃燒規(guī)律一致，回轉(zhuǎn)窯中的垃圾焚燒經(jīng)歷水分蒸發(fā)、揮發(fā)分逸出燃燒和焦炭燃燒等過程，在爐膛內(nèi)形成2個高溫區(qū)域：揮發(fā)分燃燒高溫區(qū)域和焦炭燃燒高溫區(qū)域。其中揮發(fā)分在回轉(zhuǎn)窯爐膛下壁面處生成，揮發(fā)分逸出后在回轉(zhuǎn)窯爐膛上部區(qū)域燃燒并形成高溫區(qū)域；而焦炭在回轉(zhuǎn)窯爐膛下壁面處燃燒，因此爐膛底部出現(xiàn)高溫區(qū)域。在5%替代比例時，回轉(zhuǎn)窯出口煙氣溫度1 119.3 K，10%時，煙氣溫度1 161.1 K，垃圾焚燒煙氣溫度偏低，很難分解二噁英，因此將垃圾焚燒煙氣通入煤粉爐，利用煤粉爐高溫?zé)峤舛f英相比于垃圾單獨焚燒具有獨特優(yōu)勢，可以降低二噁英排放量。

圖10 回轉(zhuǎn)窯縱向截面溫度云圖Fig.10 Temperature cloud diagram of longitudinal section of rotary kiln

3.3 污染物分布特性

3.3.1爐膛中NO分布特性

NO濃度分布云圖如圖11所示。由圖11可知，燃燒器區(qū)域存在局部高濃度區(qū)域，這是因為揮發(fā)分燃燒溫度較高，形成了局部高溫區(qū)域，促使NO快速生成；隨著爐膛高度上升，煤粉不斷燃燒，NO質(zhì)量濃度也逐漸升高；回轉(zhuǎn)窯垃圾焚燒存在揮發(fā)分燃燒區(qū)域和焦炭燃燒區(qū)域，這2個位置溫度較高，形成局部NO高質(zhì)量濃度區(qū)域。此外，工況1、2、3出口NO質(zhì)量濃度分別為318.3、338.4和359.7 mg/m3。隨著垃圾替代比例的提高，出口NO質(zhì)量濃度增加，這表明耦合燃燒系統(tǒng)改造會增加系統(tǒng)NO排放量。

圖11 不同垃圾替代燃煤熱量比下爐膛縱向截面NO分布云圖Fig.11 Cloud diagram of NO distribution in longitudinal section of furnace under different ratio of wastes instead of coal calorific

不同爐膛高度處NO濃度折線圖如圖12所示。由圖12可知，整個爐膛燃燒器區(qū)域的NO質(zhì)量濃度分布較為接近，表明耦合改造對燃燒器區(qū)域NO的生成影響較?。欢詈蠠煔膺M口上部質(zhì)量濃度差別很大，這表明NO質(zhì)量濃度變化受通入回轉(zhuǎn)窯耦合煙氣的影響；隨著垃圾替代燃煤熱量比例的提高，NO質(zhì)量濃度提高。

圖12 不同垃圾替代燃煤熱量比下不同高度爐膛 截面NO平均質(zhì)量濃度Fig.12 Average NO concentration of furnace sections at different heights under different ratios of wastes instead of coal calorific

上述模擬結(jié)果表明：耦合改造對燃燒器區(qū)域的NO生成影響較小，對耦合煙氣進口上方NO質(zhì)量濃度影響較大；改造后系統(tǒng)NO排放質(zhì)量濃度隨垃圾替代燃煤熱量比例的提高而增加。

3.3.2SO2分布特性

爐膛縱向截面SO2云圖如圖13所示，不同高度爐膛截面SO2云圖如圖14所示。由圖13和14可知，SO2在燃燒器區(qū)域存在局部高濃度區(qū)域，這是因為燃燒系統(tǒng)中硫元素主要來源于煤，煤粉在燃燒器區(qū)域燃燒釋放硫元素；改造前后燃燒器區(qū)域SO2質(zhì)量濃度分布略有波動，這說明煙氣側(cè)耦合對燃燒器區(qū)域SO2的生成有微弱影響；耦合煙氣進口上方SO2質(zhì)量濃度改造前后濃度相差很大，表明系統(tǒng)改造通入耦合煙氣后對爐膛上方質(zhì)量濃度影響很大，而5%和10%垃圾替代燃煤熱量比例系統(tǒng)質(zhì)量濃度相差不大，表明耦合改造是主要影響因素。此外，在工況1、2、3時SO2出口質(zhì)量濃度分別為1 726.8、1 021.3和1 011.6 mg/m3，說明耦合系統(tǒng)改造可以降低SO2排放。

上述模擬結(jié)果表明：耦合改造可以降低SO2排放，但改造后系統(tǒng)中垃圾替代燃煤熱量比例的改變對SO2排放影響不大。

3.4 燃燒模型驗證

對煤粉鍋爐進行煙氣側(cè)耦合改造，并采用模擬的方法驗證系統(tǒng)方案可行性。對耦合系統(tǒng)模型的驗證主要從以下方面考慮：① CHEN等[26]在小型試驗臺上開展煙氣側(cè)燃煤耦合垃圾焚燒試驗，垃圾焚燒煙氣通入燃煤管式爐，在管式爐中模擬煤粉和垃圾焚燒煙氣耦合燃燒，試驗結(jié)果表明，通入垃圾焚燒煙氣后系統(tǒng)NOx排放增加，SO2排放下降，與模擬結(jié)果較吻合；② 實驗室目前正在根據(jù)耦合改造技術(shù)方案搭建煙氣側(cè)燃煤耦合垃圾焚燒中試試驗臺，可通過試驗驗證模擬結(jié)果的準確性。

圖13 不同垃圾替代燃煤熱量比下爐膛縱向截面SO2分布云圖Fig.13 Cloud diagram of SO2 distribution in longitudinal section of furnace under different ratios of wastes instead of coal calorific

圖14 不同垃圾替代燃煤熱量比下不同高度爐膛截面 SO2質(zhì)量濃度Fig.14 Average SO2 concentration of furnace sections at different heights under different ratios of wastes instead of coal

4 結(jié) 論

1)煙氣側(cè)耦合會影響爐膛氣體流動。燃燒器區(qū)域影響較小，上爐膛區(qū)域影響較大；垃圾替代燃煤熱量比例越大，影響越明顯。

2)煙氣側(cè)耦合會影響出口煙氣平均溫度和燃燒器區(qū)域平均溫度。爐膛出口煙氣溫度隨垃圾替代燃煤熱量比例的增加而增高；燃燒器區(qū)域的最低和最高平均溫度差值變小，燃燒器下部平均溫度升高，上部平均溫度降低，且垃圾替代燃煤熱量比例越大，對溫度分布影響越大。

3)煙氣側(cè)耦合會影響污染物的生成。煙氣側(cè)耦合焚燒系統(tǒng)會增加NO排放，且垃圾替代燃煤熱量比例越高，NO排放越高；煙氣側(cè)耦合焚燒系統(tǒng)的改造會降低SO2排放，但垃圾替代燃煤熱量比例對SO2排放影響較小。

4)垃圾替代燃煤熱量比例應(yīng)適中。摻混比過高時，對煤粉爐流場、溫度場影響較大，NO排放增加，SO2減排效果不明顯；而摻混比較低時，對煤粉爐流場、溫度場影響不大，NO排放增加，SO2排放下降，但垃圾處理規(guī)模小，難以實現(xiàn)垃圾規(guī)?；幚怼?/p>