戚 勝，李 想

（吉林化工學(xué)院 機(jī)電工程學(xué)院 能源動(dòng)力系，吉林 吉林 132022）

隨著我國(guó)“碳中和”及“碳達(dá)峰”目標(biāo)的提出，對(duì)傳統(tǒng)化石能源替代品的需求將進(jìn)一步增加。 生物質(zhì)顆粒摻燒作為一種切實(shí)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(duì)較少。 我國(guó)從1998年便已開(kāi)始投建生物質(zhì)氣化發(fā)電項(xiàng)目[2]，但規(guī)模有限，多為示范項(xiàng)目。 2006年國(guó)能單縣生物質(zhì)發(fā)電廠并網(wǎng)發(fā)電，之后生物質(zhì)開(kāi)發(fā)利用速度緩慢[3]，其原因主要為工藝限制、設(shè)計(jì)困難、經(jīng)濟(jì)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(jiǎn)單，符合低強(qiáng)度能源需求[5-9]。若有效利用該類(lèi)生物質(zhì)氣，將改善當(dāng)下低強(qiáng)度能源消費(fèi)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(wèn)題。 學(xué)者對(duì)小型燃?xì)鉅t的燃燒運(yùn)行進(jìn)行了廣泛研究，陳衛(wèi)杰等[11]發(fā)現(xiàn)15%的天然氣分級(jí)燃燒可減少NOx的排放；趙巖等[12]針對(duì)小型鍋爐尾部管道運(yùn)行安全問(wèn)題提出了預(yù)防措施；Lee等[13]研究了預(yù)混燃燒器在燃?xì)鉅t中的應(yīng)用；張軍等[14]利用Aspen Plus對(duì)煙氣余熱的利用工藝進(jìn)行了優(yōu)化；王紀(jì)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(jìn)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(duì)天然氣鍋爐進(jìn)行摻燒具有一定的環(huán)保潛力。

本文以現(xiàn)有的燃?xì)鉅t摻燒生物質(zhì)氣為研究對(duì)象，采用Fluent軟件，通過(guò)數(shù)值模擬考察了不同摻燒比例（0、10%、15%、20%、25%）、不同燃?xì)鉅t負(fù)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?xì)鉅t摻燒生物質(zhì)氣模擬

1.1 燃?xì)鉅t結(jié)構(gòu)

研究對(duì)象為某公司生產(chǎn)的1.4 MW燃?xì)鉄崴仩t，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(yuǎn)地區(qū)冬季供熱。 其結(jié)構(gòu)主要特點(diǎn)為在燃燒室上方布置有兩級(jí)換熱管，相對(duì)于單級(jí)換熱鍋爐能量利用率有所提升， 設(shè)計(jì)值可達(dá)90%以上，并在入口增加了生物質(zhì)氣燃燒器。燃?xì)鉅t結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 燃?xì)鉅t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(zhǎng)為2135.5 mm，直徑為600 mm，燃燒室入口設(shè)置過(guò)渡區(qū)域；換熱管直徑為51 mm，長(zhǎng)為2018.5 mm，錯(cuò)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(zhǎng)度為412 mm。 在燃?xì)鉅t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(dòng)，進(jìn)入一次換熱管內(nèi)，通過(guò)連接部分轉(zhuǎn)向進(jìn)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?xì)鉅t為例，在實(shí)際運(yùn)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(shí)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(fù)荷下保持穩(wěn)定。 燃?xì)鉅t設(shè)計(jì)天然氣熱值為8850 kJ/m3，100%燃?xì)鉅t負(fù)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?xì)鉄嶂禐?635 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?xì)獬煞秩绫?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(huì)使耗氣量過(guò)大，且射流速度過(guò)高，現(xiàn)有燃?xì)鉅t內(nèi)流程轉(zhuǎn)折大，煙氣流動(dòng)結(jié)構(gòu)阻力增大，導(dǎo)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(dòng)阻力有所增加，但遠(yuǎn)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?biāo)準(zhǔn)，對(duì)不同氣體比例的生物質(zhì)氣摻燒進(jìn)行研究。 同時(shí)，參考東北某市供熱站在2020年12月份的基本供熱負(fù)荷（日均負(fù)荷72%，最低負(fù)荷位于50%以上），設(shè)置4個(gè)負(fù)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(kuò)散等情況造成的誤差影響不大。 為提高計(jì)算精確性，避免結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格導(dǎo)致的局部流線過(guò)于平直理想化，在計(jì)算力允許時(shí)，采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對(duì)模型進(jìn)行劃分[17]，在爐膛和一次換熱管部分進(jìn)行加密。

相同工況下計(jì)算不同網(wǎng)格數(shù)模擬時(shí)的出口溫度。 結(jié)果為當(dāng)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(wàn)時(shí)為460 K，88萬(wàn)時(shí)為443 K，97萬(wàn)時(shí)為432 K，118萬(wàn)時(shí)為427 K，151萬(wàn)時(shí)為423 K。當(dāng)網(wǎng)格數(shù)達(dá)到151萬(wàn)時(shí)，其與網(wǎng)格數(shù)為118萬(wàn)時(shí)的計(jì)算結(jié)果差異僅為0.95%， 但計(jì)算時(shí)長(zhǎng)增加了50%以上，故選取網(wǎng)格數(shù)為118萬(wàn)。

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(guò)程為：

生物質(zhì)原料氣化后，氣化燃?xì)庵锌扇嘉镔|(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(lái)源為熱力型NOx， 其在高溫下的主要反應(yīng)過(guò)程由Zeldovich方程描述：

參與化學(xué)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(jìn)行計(jì)算，由Arrhenius方程表示為：

式中，k為化學(xué)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?jǐn)?shù)（f）的計(jì)算方法為：

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

爐膛壁面和換熱管設(shè)置為80 °C等溫?fù)Q熱；爐膛出口由風(fēng)機(jī)建立-80 Pa微負(fù)壓；湍流模型選用k-ε可實(shí)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(duì)模型進(jìn)行合理簡(jiǎn)化，考慮燃燒熱值來(lái)源，簡(jiǎn)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(zhǎng)期使用后結(jié)垢對(duì)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(yàn)證

不同負(fù)荷下，使用純天然氣燃?xì)鉅t出口煙氣溫度實(shí)測(cè)值與模擬值變化如圖2所示。 由圖2可見(jiàn)，實(shí)測(cè)值大于模擬值， 其主要原因是在長(zhǎng)期運(yùn)行中，燃?xì)鉅t水側(cè)存在結(jié)垢的可能，同時(shí)入口天然氣實(shí)際初溫可能高于300 K。 總體看來(lái)，實(shí)測(cè)值與模擬值差異較小，隨負(fù)荷變化趨勢(shì)相同。

圖2 實(shí)驗(yàn)與模擬中出口煙氣溫度隨負(fù)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?yàn)閄軸正方向，垂直相反方向?yàn)閆軸正方向，側(cè)向水平方向?yàn)閅軸正方向。

2.2.1 速度分布

使用生物質(zhì)氣進(jìn)行摻燒，對(duì)流場(chǎng)的影響區(qū)別于燃料分級(jí)燃燒。 在使用分級(jí)燃燒時(shí)，燃燒產(chǎn)物及化學(xué)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(shí)，體積流量變大；同時(shí)燃燒產(chǎn)物發(fā)生變化，而化學(xué)反應(yīng)放熱對(duì)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(fù)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(gè)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(fù)荷時(shí)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(diǎn)高度在摻燒比例為0時(shí)，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(kāi)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(shí)，渦流尺寸縮減導(dǎo)致入口波動(dòng)消除，速度上升較平緩； 同時(shí)火焰并未下降偏斜，-2.0 m前速度無(wú)下降。 m點(diǎn)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(diǎn)高度在摻燒比例為0時(shí)，在入口區(qū)別于u點(diǎn)無(wú)明顯的渦流；后因下方火焰射流開(kāi)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(shí)，入口速度上升較為平緩，同時(shí)后部速度也有所下降。

總體上摻燒比例為0時(shí)，中間大部區(qū)域內(nèi)m點(diǎn)高度上的速度最高，d點(diǎn)次之，u點(diǎn)最低，差異在2 m/s左右，這也是導(dǎo)致底部煙氣溫度高的主要原因。 但摻燒比例為20%時(shí)， 中間區(qū)域u、m、d點(diǎn)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(dòng)。 在66.7%負(fù)荷下，摻燒比例為0和15%時(shí)，X軸為-2 m處Z-Y截面，速度分布如圖4所示。

圖4 66.7%負(fù)荷時(shí)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(jiàn)， 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(lái)，摻燒后進(jìn)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(fù)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(jiàn)，各工況下，負(fù)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(fù)荷時(shí)，摻燒比例上升溫度下降且下降幅度減小。 在個(gè)別工況下，摻燒會(huì)導(dǎo)致燃燒波動(dòng)，以50%負(fù)荷下?lián)綗壤?5%為例，出口溫度下降較多。 負(fù)荷低于66.7%時(shí)，爐內(nèi)燃燒所需的風(fēng)量和總體煙氣量較小，生物質(zhì)氣體積相對(duì)變大；隨摻燒比例變化，煙氣溫度變化較大，對(duì)穩(wěn)定燃燒呈負(fù)面影響。 100%和83.3%負(fù)荷下，由出口溫度推測(cè)，爐內(nèi)燃燒情況處于穩(wěn)定。 當(dāng)負(fù)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(shí)， 摻燒比例應(yīng)當(dāng)限制在15%～20%，減少燃燒波動(dòng)。

圖5 不同負(fù)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(guò)量空氣系數(shù)為1.2，摻燒后易燃盡，此時(shí)影響燃料利用效率的主要為天然氣燃燒情況。83.3%負(fù)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?jǐn)?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(jìn)一步可知，生物質(zhì)氣中的過(guò)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(fù)荷時(shí)不同摻燒比例下X軸-2.22 m處Z軸方向各點(diǎn)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(dòng)的過(guò)程中， 未燃的CH4與生物質(zhì)氣中過(guò)量空氣混合后燃燒，使得過(guò)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(fù)荷時(shí)不同摻燒比例下X軸-0.033 m處Z軸方向各點(diǎn)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(duì)含量較高的分布，主要原因?yàn)樵撐恢玫臒煔饣旌先源嬖诓痪?，?dǎo)致CH4未能充分燃燒。 此外可見(jiàn)，摻燒比例增加，未燃CH4含量減少。

2.2.4 溫度分布

以100%負(fù)荷為例，不同摻燒比例下燃?xì)鉅t內(nèi)的溫度整體分布如圖8所示。 由圖8可知，當(dāng)摻燒比例為0時(shí)， 燃燒放熱過(guò)程主要發(fā)生在燃燒室內(nèi)靠上方區(qū)域，導(dǎo)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(guò)一次換熱管后溫度迅速下降，在過(guò)渡區(qū)煙氣溫度已經(jīng)下降至800 K左右。 當(dāng)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?yàn)橹虚g射流速度減小，剛度下降，再加周?chē)镔|(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(guò)渡區(qū)煙氣溫度上升100～150 K。

圖8 100%負(fù)荷時(shí)不同摻燒比例下?tīng)t內(nèi)溫度分布

未摻燒時(shí)燃燒室內(nèi)煙氣的溫度較高，通過(guò)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(guò)程轉(zhuǎn)移至流程后部，通過(guò)一次換熱管進(jìn)行熱交換， 發(fā)生局部熱應(yīng)力過(guò)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(duì)流換熱也被加強(qiáng)，而燃燒室內(nèi)煙氣溫度下降，導(dǎo)致輻射換熱減弱。

2.3 NO排放分析

2.3.1 含量分布

66.7%負(fù)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(jiàn)，未摻燒生物質(zhì)氣時(shí)爐膛溫度較高， 且部分區(qū)域煙氣流速較低，NO未被及時(shí)帶走，雙重因素導(dǎo)致含量提高。 而其下方存在NO含量較低區(qū)域，該區(qū)域?yàn)榛鹧嫔淞?，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(shuō)明該區(qū)域內(nèi)的煙氣主要來(lái)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(shì)與未摻燒時(shí)相同，其濃度差異亦有減小。

圖9 66.7%負(fù)荷時(shí)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(jiàn)，未摻燒時(shí)，排放濃度隨負(fù)荷增長(zhǎng)而增長(zhǎng)。 摻燒后負(fù)荷相同時(shí)，排放濃度隨摻燒比例增長(zhǎng)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(fù)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(guò)量空氣系數(shù)的變化，導(dǎo)致出口煙氣量改變，若僅對(duì)比NO質(zhì)量濃度，難以全面反應(yīng)對(duì)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(shí)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(jì)算不同負(fù)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(fù)荷及摻燒比例下NO單位時(shí)間排放量變化

由圖10可見(jiàn)，摻燒生物質(zhì)氣時(shí)，當(dāng)負(fù)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(jìn)行摻燒時(shí)，NO排放量隨負(fù)荷的增大而增大。

3 結(jié)論

模擬了燃?xì)鉅t摻燒生物質(zhì)氣和天然氣，對(duì)不同負(fù)荷及摻燒比例下鍋爐燃燒和NO排放情況進(jìn)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(dāng)燃?xì)鉅t負(fù)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(dòng)；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(guò)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(shí)間排放量亦下降明顯。