賈衛(wèi)衛(wèi)，黃 杰，陸燕寧，徐超群，何 勇，劉穎祖，王智化

（1.光大生物能源（如皋）有限公司，江蘇 南通 211000；2.浙江大學能源清潔利用國家重點實驗室，杭州 310027）

生物質(zhì)能是以生物質(zhì)為載體的化學能，由植物通過光合作用轉化太陽能得到，屬可再生能源。目前，生物質(zhì)能在世界能源消費總量中僅次于三大化石能源占據(jù)著第四位，也是未來可持續(xù)能源的重要組成部分[1]。從來源的角度，生物質(zhì)能可以劃分為油料植物、水生植物、木材和森林工業(yè)廢棄物、動物糞便、農(nóng)業(yè)廢棄物、城市及工業(yè)有機廢棄物等[2-3]。

大量使用化石能源所帶來的能源危機和環(huán)境問題日益凸顯，生物質(zhì)能被視作未來能源發(fā)展的重要組成部分，世界各國都在積極開展相關的開發(fā)利用工作。我國的生物質(zhì)發(fā)電產(chǎn)業(yè)在政策的大力支持下，已經(jīng)取得了長足的進步。截至2019 年底，生物質(zhì)發(fā)電累計裝機容量達到2 254 萬kW，2019 年全年生物質(zhì)發(fā)電量達1 111 億kWh[4]。

生物質(zhì)燃料在燃燒發(fā)電過程中會產(chǎn)生大量的NOX，排放至大氣中會加劇環(huán)境污染問題。煙氣再循環(huán)技術通過抽取鍋爐尾部的部分煙氣返回至送風系統(tǒng)，可以實現(xiàn)控制燃燒氧含量，優(yōu)化鍋爐燃燒溫度場，從而抑制NOX等污染物生成。韓海燕[5]在對1 臺25 MW 生物質(zhì)水冷往復爐排鍋爐的燃燒特性研究中發(fā)現(xiàn)，煙氣再循環(huán)可以有效減輕結渣、降低爐膛出口NOX含量。陸燕寧等人[6]在對1 臺130 t/h 光大往復式水冷爐排爐的研究中也驗證了其作用。

在生物質(zhì)電廠實際運行中，燃料中生物質(zhì)種類受季節(jié)等因素影響，生物質(zhì)的化學成分與熱值在不同種類間相差較大，這使得對生物質(zhì)燃料在爐排爐上燃燒過程模擬變得至關重要。瑞士Lim C N 等[7]建立了描述爐排上垃圾混合過程的模型，成功預測了固體顆粒的移動路徑。英國的Yang YB 等[8-9]對垃圾在爐排爐床層上的燃燒和移動過程進行了一系列理論和實驗研究，成功建立了燃燒過程中垃圾燃料與煙氣的質(zhì)量、動量、傳熱等數(shù)學方程，并將其開發(fā)成了FLIC 軟件。目前FLIC 已成為最常用的床層固體顆粒燃燒軟件。

針對生物質(zhì)電廠實際應用中燃料隨機性較大的情況，以1 臺額定蒸發(fā)量為130 t/h 光大往復式水冷爐排爐建立物理模型，基于陸燕寧等人[6]煙氣再循環(huán)結果，選取具有代表性的幾種生物質(zhì)燃料，模擬計算其在此爐排爐上的燃燒過程，得到影響燃燒的因素，為生物質(zhì)往復爐排爐的生產(chǎn)運行和設計優(yōu)化提供參考。

1 物理與數(shù)學模型

1.1 物理模型

基于1 臺額定蒸發(fā)量為130 t/h 的生物質(zhì)往復式水冷爐排爐建立物理模型，鍋爐爐排長9.3 m，寬12.0 m，運行速度18.6 m/h，爐膛頂部至出渣口高度為20.69 m。一次風由爐排下方的6 級灰斗配送，灰斗成上下布置，除最下方灰斗長度為1.95 m 外，其余灰斗長度為1.47 m，配風體積比（自上而下）分別為：18%∶22%∶30%∶20%∶5%∶5%。前后墻上二次風噴口傾角均為0°，2 排前墻下二次風下傾角分別為15°和20°，2 排后墻下二次風下傾角分別為40°和50°。爐膛前墻的點火風噴口共3 排，從上到下的下傾角分別為70°，80°和90°。

不同生物質(zhì)的成分和熱值相差較大，在設計煙氣再循環(huán)布置和配比時需要考慮普適性，因此，基于陸燕寧等人[6]的研究結果，采用均勻的推薦配風布置，抽取鍋爐尾部煙道內(nèi)總煙氣量的30%作為再循環(huán)煙氣，配風情況如圖1 所示。

圖1 推薦配風工況

鍋爐模型如圖2 所示，網(wǎng)格全部采用六面體劃分，總數(shù)約為300 萬，并在二次風入口處進行了加密處理。網(wǎng)格最小尺寸為1.430 517e-8m，最大尺寸為6.108 990e-3m。網(wǎng)格無關性也得到了驗證，加密網(wǎng)格對模擬結果無明顯影響。

1.2 數(shù)學模型

第一部分固相燃燒反應采用謝菲爾德大學開發(fā)的模擬平臺FLIC 進行計算。固相反應則由運動模型[10-12]描述。

第二部分爐膛的氣相燃燒反應使用FLUENT模擬，氣相燃燒的化學反應模型選擇渦耗散模型，湍流模型采用標準k-ε 模型，選用通用有限速率輸運模型和標準壁面函數(shù)。

邊界條件方面，將第一部分床層固相燃燒計算結果作為氣相燃燒模擬的入口邊界條件，此方法合理性已經(jīng)得到了證明[6，13]。

圖2 生物質(zhì)往復爐排爐爐膛物理模型[10]

熱力型NOX生成的數(shù)值模擬計算則是使用Zeldovich 機理，燃料氮則設置為完全轉化為NO。采用燃燒后處理計算方法與燃燒及煙氣流動數(shù)值模擬相結合，即燃燒和煙氣流動計算收斂后，根據(jù)所得解開啟NOX反應的模擬計算。

2 計算工況

以常見的典型黃稈（含山）生物質(zhì)、典型灰稈（碭山）生物質(zhì)和典型家具模板（含山）生物質(zhì)為基礎燃料，按照一定的質(zhì)量比例摻混得到4 種所需的生物質(zhì)混合燃料工況。各工況不同混合比例生物質(zhì)的元素及工業(yè)分析結果見表1—4，過量空氣系數(shù)均為1.2。

2.1 設計燃料

設計燃料是將黃稈和灰稈按質(zhì)量比例7：3 混合得到，混合燃料的工業(yè)及元素分析見表1，低位發(fā)熱量為9 820 kJ/kg，供給量為41.3 t/h。

表1 設計燃料的元素分析和工業(yè)分析（收到基）

2.2 黃稈混合燃料

黃稈混合燃料是將黃稈、灰稈和模板按質(zhì)量比例8：1：1 摻混得到，混合燃料的元素分析和工業(yè)分析結果如表2 所示，低位發(fā)熱量為10 438kJ/kg，供給量為40.2 t/h。

表2 黃稈混合燃料的元素分析和工業(yè)分析（收到基）

2.3 灰稈混合燃料

灰稈混合燃料是將黃稈、灰稈以及模板按質(zhì)量比例1∶8∶1 摻混得到，混合生物質(zhì)的元素分析和工業(yè)分析結果如表3 所示，低位發(fā)熱量為8 618 kJ/kg，供給量為40.8 t/h。

表3 灰稈混合燃料的元素分析和工業(yè)分析（收到基）

2.4 模板混合燃料

模板混合燃料是將黃稈、灰稈及模板按質(zhì)量比例1∶1∶8 摻混得到，混合燃料的元素分析和工業(yè)分析結果如表4 所示，低位發(fā)熱量為11 124 kJ/kg，供給量為40.8 t/h。

表4 模板混合燃料的元素分析和工業(yè)分析（收到基）

3 計算結果與分析

3.1 固相燃燒計算結果

燃燒過程中，各組燃料爐排上方氣體和固體沿床層方向的溫度分布情況分別如圖3 和圖4 所示，各組氣相和固體溫度分布趨勢較為相似。圖3 顯示各組燃料在1.2～2.3 m 之前均處于水分蒸發(fā)段，在此階段燃料中的水分吸收熱量析出，因而溫度維持在較低水平且變化很小。各組在此位置之后進入揮發(fā)分的析出和燃燒階段，燃燒使得溫度升高，水分消耗速度也快速增加，由圖4 可知，各組燃料在這個階段由于發(fā)生熱解，厚度均不斷減少。其中，在4.6～5.7 m 各組燃料上方氣體溫度急劇下降，床層燃料厚度同樣快速減少，這主要是由于各組燃料在此階段熱解析出大量揮發(fā)分使得燃料厚度減少，而熱解反應又需要吸收大量熱量，溫度因而降低。緊接著4.9～5.8 m 往后，發(fā)現(xiàn)各組溫度急劇上升達到最高值，這主要是由于析出的揮發(fā)分劇烈燃燒所致。而6～7 m 之后，燃燒放熱過程完成使得各組溫度逐漸下降。

圖3 各組爐排上方氣體溫度分布

圖4 各組爐排上方固體溫度分布

將圖3 爐排上方的氣體溫度分布和圖4 固體溫度分布相比，可以看出燃料層固體溫度和上方氣體溫度的變化情況基本保持一致。當氣體溫度升高時，對整個生物質(zhì)燃料層產(chǎn)生加熱效果，同時燃料層溫度的升高加快了生物質(zhì)燃料的水分蒸發(fā)和揮發(fā)分析出的過程。在這種機制下，燃料層厚度迅速減少，伴隨著大量熱量的生成，設計燃料、黃稈混合燃料和模板混合燃料的燃料層溫度均在爐排長度方向5.5～6.3 m 附近達到最高值?；叶捇旌先剂蟿t由于灰分含量高、揮發(fā)分含量低，導致?lián)]發(fā)分燃燒放熱量減少，對燃料層固體加熱效果減弱，其燃料層溫度在此階段達到最高時的位置延遲到了6.5 m 之后，同時由于焦炭含量低，后期燃燒速率慢，圖4（c）所示的焦炭階段的最高溫度明顯低于初始揮發(fā)分析出和燃燒階段的最高溫度，且相比其他3 組燃料明顯偏低，這與對應的燃料層上方氣體溫度分布基本一致。

各組生物質(zhì)燃料在燃燒過程中的釋放特性和上方氣體組分變化曲線如圖5 和圖6 所示。由圖5 可以看出：在1.3～2.3 m 之前僅有各組燃料中水分的蒸發(fā)，為各燃料層干燥階段。在此之后各組燃料中的揮發(fā)分開始析出，直至4.7～5.7 m，在此階段水分蒸發(fā)、揮發(fā)分析出和焦炭燃燒3 個現(xiàn)象同時發(fā)生，各組在4.7～5.8 m 分別達到揮發(fā)分釋放峰值，緊接著揮發(fā)分釋放速率快速降低直至消失。在水分蒸發(fā)階段由于溫度較低，焦炭燃燒速度較低，5～6.5 m 揮發(fā)分劇烈燃燒使得除灰稈混合燃料外的各組燃料層溫度達到最高值，焦炭燃燒速度由此顯著提高，灰稈混合燃料則由于焦炭含量低，在此階段未出現(xiàn)類似現(xiàn)象，這與上文燃料層溫度的分布現(xiàn)象一致。之后焦炭在燃料層末段燃燒過程基本完成。各組燃燒階段趨勢與圖3 和4 的結果基本保持一致。

圖5 各組水分、揮發(fā)分和固定碳的釋放速率分布

圖6 各組燃料上方氣體組分的質(zhì)量分數(shù)分布

圖6 顯示了各組燃料層上方的氣體組分質(zhì)量分數(shù)分布規(guī)律。同樣可以發(fā)現(xiàn)上述相似的燃燒階段，首先爐排前段僅存在燃料中水分的蒸發(fā)析出，處于燃料層干燥階段，之后CO 和CH4等氣體開始釋放，并和O2發(fā)生劇烈氧化燃燒反應，造成O2濃度大幅度下降；隨之可燃揮發(fā)分的釋放速度與燃燒速度下降，同時焦炭開始燃燒。末段隨著焦炭的逐漸燃盡，O2濃度開始上升恢復原值。

通過圖3—6 比較各組燃料床層燃燒階段不難發(fā)現(xiàn)：各組燃燒階段表現(xiàn)出相似性，按步驟可描述為干燥、揮發(fā)分析出燃燒、焦炭燃燒、燃盡，各組燃料曲線的相似性佐證了這一觀點。但是，不同燃料燃燒過程又有一些差異之處。不難觀察到，各組揮發(fā)分開始析出的位置明顯不同，呈現(xiàn)出c＞a＞d＞b 的趨勢，這主要是由于各組燃料中含水量不同，根據(jù)表1—4 可知，灰稈混合燃料的含水量最高，達到了36.55%，設計燃料其次，接著是模板混合燃料，黃稈混合燃料則為最低，僅30.95%，同樣有c＞a＞d＞b 的趨勢。各組燃料水分含量的不同明顯影響了干燥階段所需的長度，各燃燒階段均因此而受到影響，水分含量成為各組燃料燃燒曲線沿爐排方向差異的最大原因。

3.2 校核燃料爐膛氣相計算結果

使用fluent 進行CFD（流體力學數(shù)值模擬）計算，得到各組燃料爐膛氣相計算結果，經(jīng)過整理如表5 所示。

表5 不同燃料工況計算結果統(tǒng)計

計算得到的設計燃料、黃稈混合燃料、灰稈混合燃料和模板混合燃料的共4 個校核燃料條件下爐膛中心、喉口、燃燒室出口3 個截面的溫度分布分別如圖7—9 所示。

圖7 各組燃料工況爐膛中心截面溫度分布

圖8 各組燃料工況喉口截面溫度分布

計算得到的4 組燃料工況條件下爐膛煙氣流場分布如圖10 所示。

通過對比推薦配風條件下不同燃料4 種工況的溫度和流場分布示意圖可以發(fā)現(xiàn)，雖然生物質(zhì)燃料成分發(fā)生了變化，但爐膛內(nèi)整體燃燒情況變化不大。4 種燃料校核工況下的爐膛溫度分布情況也基本一致。各組工況主燃燒區(qū)和再燃燒區(qū)均位于爐膛中部，流場分布也相對均勻，爐膛整體溫度分布均勻，較為理想。

圖9 各組燃料工況燃燒室出口截面溫度分布

圖10 各組燃料工況爐膛流場分布對比

由于黃稈混合燃料熱值高，喉部平均溫度也隨之升高，喉部和后拱結渣和高溫腐蝕的風險因此升高?；叶捇旌先剂蟿t由于揮發(fā)分含量低，因而整體溫度較其余3 組明顯偏低，同時需要消耗的空氣量也會偏少，這造成送風量低不利于煙氣的擾動混合，因而溫度分布均勻性較其他工況略差，此工況下鍋爐設計運行時一、二次風速不宜過低。模板混合燃料具有碳氮元素含量高、水分含量低、高熱值等特性，爐排上的干燥段相對較短，熱解段與燃燒段則相對較長。因此，整個爐膛的溫度水平較高，但由于送風量大，溫度分布也更加均勻。

模擬結果表明，在設計燃料、黃稈混合燃料、灰稈混合燃料和模板混合燃料共4 種生物質(zhì)燃料工況下，對應的第一煙道出口截面NOX氣體標準狀況下的排放濃度分別為206.3 mg/m3，190.5 mg/m3，262.3 mg/m3和412.9 mg/m3。與設計燃料相比，黃稈與灰稈混合燃料的NOX濃度均控制在合理范圍內(nèi)。然而，由于模板混合燃料中摻混了70%高含氮量的家具模板生物質(zhì)，混合燃料整體含氮量達到1.87%，從而生成了更多的NOX。因此，建議在生物質(zhì)爐排爐實際運行中選用含氮量較低的生物質(zhì)作為燃料，以降低NOX的排放量。

4 結論

（1）4 種選用的生物質(zhì)燃料因水分、揮發(fā)分、固定碳等參數(shù)的不同在爐排上的燃燒過程有一定的變化，但整體燃燒狀況并沒有因此發(fā)生太大改變，爐內(nèi)溫度變化趨勢也基本一致。

（2）灰稈混合燃料因揮發(fā)分低造成爐排爐的送風量偏低不利于煙氣的擾動混合，因而溫度分布均勻性較其他工況略差，生物質(zhì)爐排爐的配風設計應考慮實際運行過程中出現(xiàn)燃料揮發(fā)分偏少的情況。

（3）模板混合燃料中氮含量遠高于其他工況燃料，達到了1.87%，模擬計算結果中其鍋爐出口NOX排放濃度達412.9 mg/m3，遠高于其他工況燃料。因此，建議實際運行中選擇氮含量較低的生物質(zhì)燃料。