拉薩地區(qū)生活垃圾焚燒爐燃燒過程仿真及優(yōu)化＊

張志宸，孫賀江，馬德剛

（天津大學(xué)環(huán)境科學(xué)與工程學(xué)院，天津 300072）

0 引言

拉薩地區(qū)由于大氣壓低、空氣含氧量低，對垃圾燃燒性能、爐膛傳熱及鍋爐運行效率會產(chǎn)生較大影響。因此，直接把平原地區(qū)成熟而通用的垃圾焚燒技術(shù)工藝套用到高原低壓缺氧地區(qū)可能導(dǎo)致垃圾焚燒不充分、焚燒效率低下。盧原［1］針對高海拔地區(qū)大氣壓力降低導(dǎo)致的鍋爐燃燒反應(yīng)速度下降和傳熱減弱的問題，對1 臺20 t/h 鏈條垃圾焚燒爐進行了設(shè)計優(yōu)化研究，采用增大爐排面積和煙氣流通截面的方法穩(wěn)定垃圾燃燒，但未見鍋爐實際運行結(jié)果及相關(guān)數(shù)據(jù)驗證。李彩亭等［2］研究了1 臺在貴陽（88 kPa）運行的4 t/h 蒸汽鍋爐，針對運行時出現(xiàn)的出力不足現(xiàn)象提出需根據(jù)大氣壓力低的特點提高進風(fēng)量，但對于總風(fēng)量增大后一、二次風(fēng)量的分配，一次風(fēng)各風(fēng)室的分配比例問題未進行充分研究。瞿兆舟［3］對低氣壓條件下垃圾焚燒鍋爐爐內(nèi)氣相燃燒進行數(shù)值模擬分析，但并未對低壓條件下床層固相燃燒進行模擬并與氣相燃燒進行耦合，未對一次風(fēng)量在各風(fēng)室的分配情況進行討論及優(yōu)化，從而無法對影響鍋爐穩(wěn)定運行的因素進行優(yōu)先級排序。

目前對于生活垃圾焚燒爐在高原條件下運行性能的認識仍相當(dāng)不足，缺少科學(xué)有效的理論知識和工程經(jīng)驗來指導(dǎo)鍋爐的設(shè)計和運行。以拉薩某生活垃圾焚燒發(fā)電廠為例，單臺焚燒爐在設(shè)計工況下垃圾處理量為350 t/d，而該電廠選用了1臺平原地區(qū)垃圾處理量為500 t/d 的大型機械爐排爐，則實際焚燒爐的爐排面積增加了33.3%，爐膛體積相對增加了33.3%。因此，以該焚燒爐為研究對象，研究其在低壓環(huán)境下床層固相燃燒過程和爐膛氣相組分燃燒過程。將模擬結(jié)果與現(xiàn)場試驗數(shù)據(jù)進行對比后，從一、二次風(fēng)量分配，一次風(fēng)室風(fēng)量分配及送風(fēng)溫度3 個角度對焚燒爐的燃燒過程進行仿真優(yōu)化。

1 材料與方法

研究對象為1 臺垃圾處理量500 t/d 的VONROLL 式L 型機械往復(fù)爐排爐。爐排總長度為14.43 m，寬度為5.08 m，運行周期為120 min。一次風(fēng)由爐排下方6 個風(fēng)室配送，二次風(fēng)由前后墻各6 只口徑為DN108 mm 的噴口送入爐膛。其中前拱二次風(fēng)噴口以一定的角度下傾，后拱二次風(fēng)噴口以水平方向朝爐內(nèi)噴入。垃圾焚燒系統(tǒng)還配置1 臺中壓、單鍋筒自然循環(huán)水管鍋爐和1 臺15 MW 的汽輪發(fā)電機組，該汽輪機進汽參數(shù)確定為3.9 MPa、390 ℃，設(shè)計工況鍋爐熱效率為80%。根據(jù)爐膛實際結(jié)構(gòu)尺寸，通過GAMBIT 建立三維模型（圖1）。網(wǎng)格劃分時，單元采用Tet/Hybrid，類型采用Tgrid，二次風(fēng)入口采用局部加密處理，整個模型總網(wǎng)格數(shù)約101 萬。網(wǎng)格質(zhì)量良好并通過無關(guān)性檢測。

圖1 焚燒爐幾何模型Figure 1 Geometric model of incinerator

焚燒爐內(nèi)的垃圾燃燒可分為爐排上床層固相燃燒和爐膛內(nèi)氣相組分燃燒。固相燃燒過程按水分蒸發(fā)、揮發(fā)分析出及燃燒、焦炭燃燒等多個階段進行，采用FLIC 軟件進行模擬。FLIC 常用于模擬常壓下的固相燃燒，因求解時假定溫度和各組分濃度僅沿著爐排運動方向變化，在床層寬度方向上不存在差異，故可根據(jù)Yang 等［4］提出的一維數(shù)學(xué)模型描述固相燃燒，固相控制方程如式（1）～式（4）所示。

1）連續(xù)性方程：

2）動量方程：

3）組分輸運方程：

4）能量方程：

式中：ρsb為垃圾密度，VS和VB分別為顆粒速度和床層速度，SS為固體顆粒的質(zhì)量源項，σ、τ和g分別為作用在固體顆粒上的正應(yīng)力、切應(yīng)力和重力，A表示因顆粒隨機運動引起的動量交換，YiS為顆粒組分的質(zhì)量分數(shù)，DS為表征顆粒隨機運動的混合系數(shù)，Syis為顆粒各組分源項，HiS為顆粒各組分的焓，λS與TS分別為顆粒導(dǎo)熱系數(shù)和顆粒溫度，qr為輻射熱流，Qsh為顆粒熱源相。

垃圾的元素分析與工業(yè)分析作為FLIC 的邊界條件輸入，如表1 所示。

表1 元素、工業(yè)分析Table 1 Elemental and industrial analysis

爐膛內(nèi)氣相燃燒通過FLUENT 軟件進行模擬，湍流模型采用標準k-ε模型，輻射模型采用DO 模型，組分模型采用組分輸運模型，湍流-化學(xué)反應(yīng)模型采用有限速率/渦耗散模型［5-6］如式（5）所示，求解器采用SIMPLE 算法：通過連續(xù)性方程和動量方程推導(dǎo)壓力方程；速度場質(zhì)量守恒的約束通過求解壓力方程來實現(xiàn)；通過壓力校正的速度場滿足連續(xù)性。通過迭代求解整個控制方程組，直到解收斂?；瘜W(xué)反應(yīng)如式（6）～式（8）所示。

式中：ρ為密度，v為速度，Yi為質(zhì)量分數(shù)，Ji為擴散通量，Ri為凈產(chǎn)生速率，Si為額外產(chǎn)生速率。

爐膛壁面采用絕熱邊界條件，水冷壁為等溫條件，溫度為280 ℃。設(shè)置爐排沿程、二次風(fēng)口均為速度入口，風(fēng)速約為84 m/s，出口設(shè)為壓力出口。垃圾焚燒爐所在地海拔約為3 700 m，大氣壓力約為65 kPa，空氣中氧氣質(zhì)量分數(shù)約為15%。干燥段、燃燒段、燃燼段的長度比為0.24∶0.38 ∶0.38，風(fēng)量配比為0.1∶0.7∶0.2，燃燒段三風(fēng)室風(fēng)量配比為0.20∶0.25∶0.25。輸入?yún)?shù)如表2 所示。

表2 輸入?yún)?shù)Table 2 Input parameters

為使?fàn)t排固相燃燒過程與爐膛氣相燃燒過程進行耦合，將FLIC 計算得到的煙氣各組分濃度、速度、溫度等數(shù)據(jù)導(dǎo)入到FLUENT 中，作為氣相燃燒的邊界條件。FLUENT 得到的床層輻射溫度作為固相燃燒的邊界條件導(dǎo)入FLIC 再次迭代，直至收斂得到垃圾焚燒爐模擬結(jié)果。

2 結(jié)果與討論

床層表面煙氣溫度如圖2 所示。床層最高溫度為1 460 K 左右。生活垃圾的高熱值以及大量焦炭充分燃燒這兩個因素使得整個爐排燃燒溫度都較高。氣體溫度沿爐排長度的分布主要與一次風(fēng)的分配有關(guān)。

圖2 床層表面煙氣溫度Figure 2 Flue gas temperature on bed surface

床層表面氣體組分分布如圖3 所示。反應(yīng)頂層的CO 和CH4濃度隨著頂層垃圾揮發(fā)分析出過程的開始出現(xiàn)增加，而后由于揮發(fā)分與氧氣發(fā)生燃燒，導(dǎo)致其濃度出現(xiàn)下降趨勢，最終隨著反應(yīng)的結(jié)束，CO 等可燃氣體的質(zhì)量分數(shù)降為0，燃燒產(chǎn)物CO2也不再產(chǎn)生，O2的質(zhì)量分數(shù)也回升到15% 左右，說明在燃燼段O2和CO 等可燃氣體已燃燒完全。

圖3 床層表面氣體組分分布Figure 3 Gas composition distribution on the bed surface

寬度中心截面氣相模擬結(jié)果如圖4 所示。

圖4 寬度中心截面氣相模擬結(jié)果Figure 4 Width center section gas phase simulation result

從圖4（a）可以看出，床層前端、中段、末端分別對應(yīng)干燥段、燃燒段和燃燼段，煙氣溫度也呈現(xiàn)先升高再降低的趨勢。干燥段垃圾水分被烘干，可燃氣體析出較少，形成約400 K 的低溫區(qū)域。燃燒段由于揮發(fā)分析出及焦炭燃燒過程，溫度達到峰值1 650 K 左右，高溫?zé)煔馍仙翣t膛進行二次燃燒，隨后在第一煙道內(nèi)氣流逐漸混合，與水冷壁換熱后溫度逐漸下降并趨于穩(wěn)定。

由圖4（b）所示，爐排中部O2的低濃度區(qū)對應(yīng)著床層的燃燒段，揮發(fā)分析出和焦炭燃燒階段，爐排末端O2含量充足，由此可以說明此工況下垃圾已燃燒完全，燃燼段不再消耗O2。爐膛內(nèi)O2低濃度區(qū)域主要在二次風(fēng)射流區(qū)域內(nèi)，對應(yīng)著揮發(fā)分的二次燃燒。煙氣出口O2濃度約為6%～7%。

將模擬結(jié)果與現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)進行對比，結(jié)果如表3 所示。模擬結(jié)果與現(xiàn)場試驗結(jié)果較吻合，模擬方法的正確性得到了驗證。

表3 數(shù)據(jù)對比Table 3 Data comparison

根據(jù)GB/T 18750—2008 生活垃圾焚燒爐及余熱鍋爐的要求，垃圾焚燒爐正常運行時須滿足：煙氣溫度不應(yīng)低于850 ℃、產(chǎn)生的煙氣在該區(qū)域的停留時間不低于2 s、有足夠的湍流強度確保均勻混合、煙氣含氧量不應(yīng)低于6%，而爐膛內(nèi)煙氣溫度為最關(guān)鍵因素。此工況下除了煙氣出口溫度低于規(guī)范要求溫度之外，含氧量及停留時間均滿足要求。因此，為解決鍋爐在高原低氣壓環(huán)境下爐膛溫度過低的問題，考慮對相關(guān)參數(shù)設(shè)置進行調(diào)整以優(yōu)化鍋爐運行，以此得出影響垃圾焚燒爐在高原條件下正常運行的關(guān)鍵因素，并對影響爐膛煙氣溫度的各因素進行優(yōu)先級排序。GB/T 18750—2022 生活垃圾焚燒爐及余熱鍋爐于2023 年7 月1日實施，新標準實施后應(yīng)在二次風(fēng)噴口上方設(shè)置至少兩層爐膛溫度監(jiān)測點，正常工況下應(yīng)滿足中部斷面監(jiān)測點溫度均值大于或等于850 ℃。

2.1 垃圾焚燒過程的運行優(yōu)化

2.1.1 主要因素確定

導(dǎo)致煙氣溫度較低的原因可能有送風(fēng)溫度較低，一、二次風(fēng)量及各風(fēng)室一次風(fēng)量配比不合理。因此，從以下3 個方面對鍋爐運行進行優(yōu)化模擬。

1）一、二次風(fēng)分配比例。當(dāng)總風(fēng)量確定后，一、二次風(fēng)分配比例將決定一、二次風(fēng)的送風(fēng)量。一次風(fēng)需滿足垃圾干燥和燃燒所需風(fēng)量，二次風(fēng)則為二次燃燒創(chuàng)造條件，影響煙氣混合。但過多的二次風(fēng)將造成爐膛溫度降低，鍋爐排煙熱損失增加［7-9］。因此一、二次風(fēng)量的調(diào)節(jié)和配比是影響鍋爐燃燒狀況的關(guān)鍵。

2）一次風(fēng)室風(fēng)量配比。在垃圾焚燒爐內(nèi)垃圾會經(jīng)過干燥、熱解、燃燒和燃燼4 個階段，每個階段對一次風(fēng)量的需求也不盡相同。當(dāng)垃圾焚燒鍋爐在低壓環(huán)境下運行時需增大一次風(fēng)量，而壓力降低主要影響空氣含氧量的變化，對燃燒段影響最大。故當(dāng)一次風(fēng)量增大時，如何對燃燒段各風(fēng)室的一次風(fēng)量進行按需分配是穩(wěn)定燃燒的關(guān)鍵。

3）送風(fēng)溫度。送風(fēng)溫度主要對床層的干燥和燃燒產(chǎn)生影響，送風(fēng)溫度過低會導(dǎo)致爐膛焚燒溫度無法滿足850 ℃的要求，過高則會導(dǎo)致煙道高溫腐蝕。

2.1.2 方案設(shè)計

為減少模擬工作量，采用正交試驗的方法設(shè)計模擬工況，探究各參數(shù)對爐膛燃燒情況的影響。鍋爐MCR 工況下總風(fēng)量為72 511 m2/h，一、二次風(fēng)量配比約為7.2∶2.8?？紤]鍋爐在拉薩低壓缺氧環(huán)境下運行，上述給出的一、二次風(fēng)量均為標況下流量（Q0），在低壓工況下需進行溫度和壓力修正如式（9）所示。

式中：Q為修正后流量，m3/h；Q0為標況下流量，m3/h；t為進入風(fēng)機的空氣溫度，℃；b為當(dāng)?shù)卮髿鈮海琸Pa。

按照t為20 ℃、b為65 kPa 計算，總供風(fēng)量修正后為120 368 m3/h。此次正交試驗需考察的因素有：一、二次風(fēng)分配比例（A）；燃燒段一次風(fēng)室風(fēng)量配比（B），一次風(fēng)送風(fēng)溫度（C）。先確定各個因素的各個水平，根據(jù)因素和水平確定三因素三水平的正交試驗（表4），然后設(shè)計9 個模擬工況（表5）并進行數(shù)值模擬分析。

表4 因素水平Table 4 Factor level

表5 模擬方案Table 5 Simulation scheme

以模擬工況1 為例進行說明：總風(fēng)量為120 368 m3/h，一、二次風(fēng)分配比例（A1）為7∶3，燃燒段三風(fēng)室一次風(fēng)分配比例（B1）為0.25∶0.25∶0.20（干燥段有1 個風(fēng)室，燃燼段有2 個風(fēng)室，這3 個風(fēng)室的風(fēng)量都占一次總風(fēng)量的0.1），一次風(fēng)送風(fēng)溫度（C1）為220 ℃。

2.1.3 氣相燃燒模擬結(jié)果對比

工況1～9 的氣相燃燒模擬結(jié)果如表6 所示。

表6 氣相燃燒模擬結(jié)果Table 6 Gas phase combustion simulation results

在相同的總供風(fēng)量條件下，工況7、8 中垃圾焚燒爐燃燒室內(nèi)的煙氣溫度水平總體較高，滿足爐溫大于850 ℃的要求，其中工況7 接近最優(yōu)工況，這與良好的一、二次風(fēng)量配比與一次風(fēng)量的分配和組織有關(guān)。工況7～9 的一、二次風(fēng)量相同，相比工況7、8，工況9 的一次風(fēng)量分配不理想。工況7～9 的二次風(fēng)量在9 個工況中最小，而煙氣溫度水平總體較高。相比而言，其他工況二次風(fēng)量過大，導(dǎo)致煙氣溫度水平明顯較低。因此在運行過程中爐膛內(nèi)溫度較低時，可適當(dāng)增大一、二次風(fēng)比例，即在滿足二次燃燒及對燃燒室內(nèi)煙氣擾動的前提下，適當(dāng)減少二次風(fēng)量，提高燃燒室煙氣溫度水平。

2.2 方差分析

方差分析是分類變量與定距變量之間的相關(guān)性分析，根據(jù)劉明磊［10］提供的計算方法對模擬結(jié)果進行分析。平方和的計算見式（10）～式（13），其中：T1代表因素A、B、C 的1 水平下對應(yīng)的3個工況的爐膛出口煙氣溫度之和，T2、T3同理；yi為第i個工況下爐膛出口煙氣溫度。然后計算出總離差平方和及誤差平方和等數(shù)據(jù)。方差分析結(jié)果見表7。

表7 方差分析結(jié)果Table 7 Analysis results of variance

顯然，F(xiàn)比的值越大，其相應(yīng)的因素對試驗的影響程度越高，故能根據(jù)F比的大小排列出因素的主次程度。經(jīng)查表：F0.90（2，2）= 9.00，F(xiàn)0.75（2，2）= 3.00。FA＞F0.75（2，2）= 3.00，故A 因素達到25%顯著。

由表7 可知，一、二次風(fēng)分配比例（A）與燃燒段三風(fēng)室一次風(fēng)分配比例（B）比一次風(fēng)送風(fēng)溫度（C）對爐膛內(nèi)煙氣溫度的影響程度更大。

根據(jù)表6 選擇使煙氣出口溫度最大的A 因素水平，再用相同的方法選出B 和C，得到的搭配A3B1C1為最優(yōu)水平的搭配，即一、二次風(fēng)分配比例（A）為9∶1，燃燒段三風(fēng)室一次風(fēng)分配比例（B）為0.25∶0.25∶0.20，一次風(fēng)送風(fēng)溫度（C）為220 ℃。對此工況進行垃圾燃燒數(shù)值模擬，得到爐膛內(nèi)煙氣溫度、煙氣停留時間和出口氧含量分別為884 ℃、2.82 s 和7.3%，均滿足標準要求，且燃燒效果優(yōu)于模擬工況1～9。因固體垃圾開始燃燒的位置更靠近干燥段末端、燃燒段的前端，此處揮發(fā)分的快速析出和劇烈燃燒消耗大量氧氣，故燃燒段前部需氧量更大，燃燒溫度更高。

3 結(jié)論

通過對拉薩500 t/d 的爐排爐焚燒過程進行模擬，并對一、二次風(fēng)量配比，燃燒段各風(fēng)室風(fēng)量配比及一次風(fēng)送風(fēng)溫度這3 個參數(shù)進行優(yōu)化，可得出以下結(jié)論：

1）生活垃圾焚燒爐固、氣相耦合計算模擬驗證表明，F(xiàn)LIC 和FLUENT 可以耦合模擬低壓工況下的垃圾焚燒。相比常壓，低壓條件下焚燒相同規(guī)模的垃圾不僅要選取爐排面積與煙氣流通截面更大的鍋爐，還要對進風(fēng)量大小、風(fēng)室風(fēng)量分配進行優(yōu)化調(diào)整。

2）一、二次風(fēng)分配比例與燃燒段各風(fēng)室一次風(fēng)分配比例比一次風(fēng)送風(fēng)溫度對爐膛內(nèi)煙氣溫度的影響程度更高。一、二次風(fēng)量分配比例和一次風(fēng)室風(fēng)量分配是影響爐膛煙氣溫度的主要因素，送風(fēng)溫度為次要因素。

3）將一、二次風(fēng)分配比例從7∶3 提高到9∶1，燃燒段三風(fēng)室一次風(fēng)分配比例從0.20∶0.25∶0.25 調(diào)整為0.25∶0.25∶0.20，可有效提高爐膛內(nèi)煙氣溫度水平，此時垃圾焚燒爐排爐能在拉薩地區(qū)65 kPa 大氣壓力下穩(wěn)定運行和燃燒，是運行時的最佳參數(shù)設(shè)置。

4）當(dāng)運行過程中爐膛內(nèi)溫度較低時，可優(yōu)先調(diào)整一、二次風(fēng)比例，在滿足二次燃燒及對燃燒室內(nèi)煙氣擾動的前提下，適當(dāng)減少二次風(fēng)量，提高燃燒室煙氣溫度水平。當(dāng)爐膛溫度滿足標準時，適當(dāng)提高二次風(fēng)速，可以加強氣流混合，使?fàn)t膛內(nèi)溫度分布更加均勻。