宋順鑫，趙敏，溫俊陽

(1.中國計量大學(xué)，浙江 杭州 310018；2.黑龍江大學(xué)， 黑龍江 哈爾濱 150000； 3.河海大學(xué)，江蘇 南京 210000)

有限元技術(shù)在電力行業(yè)上輔助分析中的應(yīng)用逐漸增多[1-3]，垃圾焚燒的熱電應(yīng)用是電力行業(yè)的組成之一。垃圾焚燒鍋爐大部分是爐排形式鍋爐，已有垃圾爐的研究工作較少，大多還集中在煤粉爐及流化床鍋爐[4]，不能有效指導(dǎo)新型垃圾爐設(shè)計工作。垃圾爐本身給料方式?jīng)Q定了燃燒不充分，效能利用率不高，再加上燃燒物為物質(zhì)復(fù)雜且濕度較高的垃圾燃料，會造成燃燒能效低[5]。隨著城市垃圾廢物日益增多，垃圾焚燒發(fā)電成為垃圾處理及節(jié)能增效的有效手段[6-10]，對該爐型開展研究工作具有較大的節(jié)能減排意義。本文以某公司新設(shè)計垃圾爐開展熱態(tài)數(shù)值仿真優(yōu)化研究，以期深化對該爐型的研究工作，為今后工程設(shè)計應(yīng)用提供指導(dǎo)。

對垃圾爐的研究工作，國內(nèi)外已有較多報道。丁大偉等[11-18]對爐型的配風(fēng)優(yōu)化開展了相關(guān)的研究，討論了配風(fēng)量及配風(fēng)角度對燃燒效率及減排的影響；王沛麗[19]對再循環(huán)煙氣優(yōu)化燃燒進(jìn)行了研究，采用再循環(huán)煙氣實現(xiàn)不同工況下的優(yōu)化配置；白良成等[20-22]對垃圾爐完成了熱態(tài)數(shù)值模擬研究工作，討論了燃料適應(yīng)性、燃燒穩(wěn)定性、污染物排放方面的影響。

但已有垃圾爐熱態(tài)研究工作大多采用爐排固相燃燒與爐膛氣相燃燒分離再耦合的計算方式，且已有文獻(xiàn)較少有對爐排燃燒固相層燃特點、可燃物床層厚度、溫度變化等方面的研究工作。

本研究運用一種能將垃圾爐的床層與爐膛一體化耦合的方法，實現(xiàn)對爐型熱態(tài)計算的近似模擬，且燃燒計算方法符合理論分析。本文研究內(nèi)容包括對象介紹、計算方法及邊界條件說明、流場模擬、溫度場及氣相組分場模擬、床層燃燒特點分析、可燃質(zhì)燃盡率計算，通過本次研究，旨在為垃圾焚燒鍋爐的熱力應(yīng)用提供一定參考。

1 計算對象介紹

為驗證某新設(shè)計垃圾鍋爐結(jié)構(gòu)形態(tài)及設(shè)計參數(shù)對燃燒特性的影響，對該垃圾焚燒鍋爐開展了三維熱態(tài)數(shù)值模擬研究。該爐型為固態(tài)排渣，露天布置，500 t/d垃圾處理量。鍋爐高22 435 mm，寬10 890 mm，深8 700 mm。本計算對象結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示，圖中：1為可燃垃圾給料入口；2為煙氣再循環(huán)入口；3—7為一次風(fēng)入口；8為爐渣出口；9為逆推爐排對應(yīng)燃料燃燒段；10為順推爐排對應(yīng)燃料干燥段；11為貼壁二次風(fēng)入口；12為后二次風(fēng)入口；13為前二次風(fēng)入口；14為爐膛內(nèi)部；15為煙氣出口。

圖1 垃圾爐結(jié)構(gòu)

表1是鍋爐基本參數(shù)。表2是垃圾燃料基本特性參數(shù)，其中低位發(fā)熱量較低為6 280.0 kJ/kg，這是由垃圾燃料本身熱值不高造成的。

表1 鍋爐基本參數(shù)

表2 燃料特性參數(shù)

2 計算條件及工況

計算軟件：采用Solidworks軟件建立三維模型，運用Icem軟件進(jìn)行網(wǎng)格劃分，利用商用Fluent流體仿真軟件分別在60%、100%、110%負(fù)荷率下開展燃燒數(shù)值模擬。

本計算為三維穩(wěn)態(tài)過程。湍流計算選取標(biāo)準(zhǔn)k-ε雙方程模型，輻射換熱為P1模型，運用混合分?jǐn)?shù)-概率密度函數(shù)(Mixture-Raction/PDF)模擬湍流燃燒過程，揮發(fā)分的析出與焦炭的燃燒分別采用雙步競爭速率模型與動力/擴(kuò)散控制模型，其中逆推及順推爐排段采用多孔跳躍模型模擬燃料的慣性及黏性阻力影響。

初始條件：燃料給料溫度25 ℃(近似環(huán)境溫度)；給料量為22 916.7 kg/h；給料粒徑服從Rosin-Rammler分布，其中最小粒徑為6 mm，最大粒徑為47 mm，平均粒徑為25 mm；床層燃料厚度500 mm。編寫用戶定義函數(shù)(user-defined function，UDF)用以完成對燃料顆粒在爐排上的運動軌跡，以模擬垃圾爐的實際工作過程，燃料在爐排干燥段上的停留時間為20 min，在燃燒段上的停留時間為70 min。

3 數(shù)值模擬計算結(jié)果

3.1 流場分布

經(jīng)多次計算優(yōu)化，得出如下最佳配風(fēng)參數(shù)：煙氣再循環(huán)風(fēng)量為8 872 m3/h(標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)，下同)，占總煙量10%；煙溫394 ℃；一次風(fēng)量占總進(jìn)風(fēng)量的80%，且5個一次風(fēng)室的風(fēng)量配比關(guān)系為3∶4∶4∶3∶1；二次風(fēng)量占總風(fēng)量的20%，前、后、貼壁二次風(fēng)量各占二次風(fēng)總量的1/3；一次、二次風(fēng)溫為220 ℃。各風(fēng)室優(yōu)化設(shè)計后參數(shù)見表3。

從式(4)中可以得到輸出電壓幅值與被測磁場強(qiáng)度成正比。因此本文選用差分結(jié)構(gòu)的磁通門傳感器并采用脈沖幅值法[10]實現(xiàn)被測磁場強(qiáng)度測量。

表3 優(yōu)化后配風(fēng)參數(shù)

從表3可以看出，一次風(fēng)后側(cè)風(fēng)室的供風(fēng)量較少，供氧較多位置主要在鏈條爐排的前段，這是由鏈條爐的燃燒方式及本爐型結(jié)構(gòu)共同決定的。本計算爐型由長而低的后拱組成，會導(dǎo)致燃燒主要集中在前側(cè)爐排面上。再循環(huán)煙氣主要用于對高濕的垃圾燃料預(yù)熱烘干，保證在燃燒段具備良好的燃燒條件。

工程實際及文獻(xiàn)均表明，風(fēng)倉的數(shù)量對合理配風(fēng)有重要影響，若風(fēng)倉數(shù)量較少，則配風(fēng)均勻性差，若風(fēng)倉數(shù)量較多，又增加了供風(fēng)系統(tǒng)的復(fù)雜度，故實際應(yīng)用中可根據(jù)爐型結(jié)構(gòu)與燃料特性等參數(shù)選取最佳風(fēng)倉個數(shù)。

以110%負(fù)荷率為例，在本計算條件下得出爐膛流場云圖分布如圖2、圖3所示(所有云圖坐標(biāo)方向單位為m)，其他負(fù)荷下流場趨勢一致，二次風(fēng)的引入可加強(qiáng)爐內(nèi)氣流燃動，同時產(chǎn)生二次混合燃燒效果。貼壁二次風(fēng)在后拱緊貼爐膛壁面吹掃，目的是防止該位置結(jié)渣影響鍋爐運行效率。

圖2 前二次風(fēng)截面速度云圖

圖3 后二次風(fēng)截面速度云圖

3.2 溫度場及氣相組分場分布

在3種負(fù)荷率運行條件下，對鍋爐進(jìn)行熱態(tài)燃燒計算的數(shù)值模擬，分別得到溫度場與氣相組分場分布。對于氣相組分分布，本文分析了O2、CH4、CO、H2、CO2在爐內(nèi)分布的情況(單位為摩爾分?jǐn)?shù))。下面以110%負(fù)荷率計算結(jié)果為例進(jìn)行論述。

圖4所示為溫度場分布云圖，最高溫度值出現(xiàn)在第2—3一次風(fēng)倉上方的爐排面上，爐膛內(nèi)最大溫度值為1 320 ℃，該處是主燃燒區(qū)域，其余兩側(cè)爐排面上的煙氣溫度逐步變小，沿爐膛高度方向煙氣溫度也逐漸變低，爐膛出口煙溫約為700 ℃。

圖4 爐膛中心截面溫度場云圖(110%負(fù)荷率)

從圖4中可見煙氣再循環(huán)風(fēng)倉上方爐排面的煙氣，溫度值較低，這是由于燃料給料的溫度偏低且垃圾中水分需要烘干預(yù)熱，在點燃前要吸收一定的熱量，引燃推遲，所以溫度不高。圖中第4—5個風(fēng)倉上方爐排面的煙氣溫度也相對偏低，這是因為可燃物到達(dá)該位置時已基本燃盡，此處的溫度主要是剩余少量焦炭的燃燒與灰渣物理熱共同作用的結(jié)果。上述結(jié)果符合典型鏈條爐的燃燒進(jìn)程，說明本模擬方法準(zhǔn)確、可靠。

圖5所示為O2組分分布云圖，圖中可看出，在煙氣再循環(huán)區(qū)域，由于給定的煙氣中氧氣含量低，雖然該段基本不耗氧，仍然出現(xiàn)氧含量不高情況。主燃燒區(qū)的O2含量較低，且沿著逆推爐排運動方向氧氣含量逐步提高，該圖與圖4溫度分布結(jié)果相吻合。氣體可燃物在爐膛空間的燃燒，沿爐膛高度方向O2含量不斷變小，在爐膛出口處O2含量在7.6%左右。

圖5 爐膛中心截面O2分布云圖(110%負(fù)荷率)

圖6為CO2分布云圖，該圖同樣印證了再循環(huán)煙氣CO2含量高，且含量隨爐排及爐膛上的變化趨勢符合典型的過程。

圖6 爐膛中心截面CO2分布云圖(110%負(fù)荷率)

圖7 爐膛中心截面CH4分布云圖(110%負(fù)荷率)

圖8 爐膛中心截面CO分布云圖(110%負(fù)荷率)

圖9 爐膛中心截面H2分布云圖(110%負(fù)荷率)

表4為不同負(fù)荷計算條件下，爐膛出口處煙氣溫度及組分含量統(tǒng)計結(jié)果?？梢姡贺?fù)荷越大出口煙氣溫度越高；O2出口含量8%左右；CH4、H2、CO出口處的含量較低，燃燒充分。

表4 不同負(fù)荷下爐膛出口煙溫及組分含量統(tǒng)計

3.3 離散相可燃質(zhì)分布

圖10、圖11分別是離散相揮發(fā)份及焦炭的分布云圖。從圖10可明顯看出離散相中揮發(fā)分分布在預(yù)熱順推爐排上方及爐排下滑段，而圖11中離散相的焦炭主要聚集在逆推爐排上方的前4個一次風(fēng)道位置上方，而在第5個一次風(fēng)道焦炭已經(jīng)燃盡，間接說明本計算方式下的燃料燃盡率較高。從圖10、圖11結(jié)合可看出燃料顆粒在爐排上的運動軌跡，符合燃料運動特征，本UDF計算方案真實有效。

圖10 爐膛中心截面揮發(fā)分云圖(110%負(fù)荷率)

圖11 爐膛中心截面焦炭燃盡云圖(110%負(fù)荷率)

4 床層垃圾燃料特性變化

4.1 負(fù)荷變化對燃燒過程的影響

分別對60%、110%負(fù)荷率的燃燒特性進(jìn)行研究，并將得出的結(jié)果加以比對分析。

圖12為不同負(fù)荷下的燃料顆粒溫度沿爐排長度方向的變化規(guī)律，計算條件為：取床層高度30 mm處燃料，且粒徑為46.5 mm。

圖12 不同負(fù)荷下的燃料溫度變化曲線

由圖12可見：在爐排長度方向0～3 m處，負(fù)荷變化對燃料顆粒溫度的影響不明顯，此時燃料處于燃燒準(zhǔn)備階段；在長度3 m以后，不同負(fù)荷間的溫度差異變得顯著，尤其在主燃燒區(qū)，不同負(fù)荷間的溫度差值較大；在爐排后段，隨著燃料不斷的燃盡，溫度差值有減小趨勢；負(fù)荷大時爐內(nèi)的整體溫升較高，負(fù)荷越大出力越高。

4.2 床層燃料顆粒溫度與質(zhì)量的變化

計算條件：選取床高分別為30 mm、240 mm、300 mm位置處3種燃料顆粒，直徑為46.5 mm。圖13為爐排方向上不同床層高度的燃料溫度變化曲線?？梢钥闯觯捍矊痈叨扔筛咦兊蜁r，床層顆粒的溫度也是逐步降低的，說明了鏈條爐的燃燒是從燃料表面向床層底部逐漸擴(kuò)展的，也即鏈條爐是單面引火特性；在長度方向0～4 m處，床層高度對顆粒溫度的影響差別較小，這是由于該段是水分蒸發(fā)與揮發(fā)分析出區(qū)域，此時的燃燒進(jìn)程還很緩慢。從總體分布來看，不同床層高度的顆粒溫度差異較大，比較30 mm與300 mm的床高，兩者的溫度差300 ℃左右。

圖13 不同床層高度下的燃煤溫度變化曲線

以床層高度240 mm為基準(zhǔn)，分別統(tǒng)計燃料粒徑是24 mm、46.5 mm時，顆粒質(zhì)量沿爐排長度方向的變化規(guī)律，如圖14所示。由圖14可見：在長度方向為3 m以前，2種粒徑下燃料質(zhì)量變化均很小，之后燃料質(zhì)量不斷變??；在長度方向4 m后，質(zhì)量變化趨勢明顯，該處主燃燒區(qū)域燃料質(zhì)量變化速率加快，46.5 mm粒徑較大，造成燃料顆粒處于一直沒有完成燃盡狀態(tài)， 24 mm粒徑燃料顆粒在爐排長度方向8 m后質(zhì)量變化不明顯，趨于燃燒完全狀態(tài)，表明燃料顆粒的粒徑越小，燃盡時間越短。本計算的燃料平均粒徑為25 mm，可以保證燃燒的充分性。

圖14 不同粒徑下的顆粒質(zhì)量變化

4.3 總體燃盡率計算

揮發(fā)分析出溫度與著火溫度均較低，在垃圾爐排的前端即會燃盡，且可燃成分中焦炭的比重遠(yuǎn)高于揮發(fā)分，因此，垃圾燃料顆粒的燃盡主要指的是焦炭的燃盡狀況，表征燃盡情況的參數(shù)可用燃盡率表示，燃盡率

(1)

式中：Ml為可燃質(zhì)燃燒損失的質(zhì)量；Mt為可燃質(zhì)的總質(zhì)量。

由于垃圾燃料中的可燃質(zhì)為揮發(fā)分與焦炭，因此

Vdaf+Cdaf=1.

(2)

式中：Vdaf為干燥無灰基揮發(fā)分質(zhì)量分?jǐn)?shù)；Cdaf為干燥無灰基焦炭質(zhì)量分?jǐn)?shù)。

可燃質(zhì)的燃燒損失質(zhì)量

Ml=ηvVdaf+ηcCdaf.

(3)

式中：ηv為揮發(fā)分的燃盡率；ηc為焦炭的燃盡率。

由以上各式，可得出燃盡率的計算公式為

(4)

式(2)中的Vdaf與Cdaf可用燃料特性計算出，它們的值分別為33%與67%。對燃料顆粒的數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計可得ηv、ηc，分別為100%(由揮發(fā)分燃燒前含量6.26×10-6kg/s，與燃燒后含量0計算得出)、87.5%(由焦炭燃燒前含量8×10-6kg/s，與燃燒后含量1×10-6kg/s計算值得出)，帶入式(4)可得燃盡率為91.63%，對于鏈條爐，該值較高，說明燃盡效果好。

5 結(jié)論

通過對500 t/d垃圾爐進(jìn)行數(shù)值計算，并深入分析爐內(nèi)溫度場、氣相組分場、負(fù)荷變化、燃料粒徑、床層高度對燃盡率的影響過程，得出以下結(jié)論：

a)500 t/d垃圾焚燒爐熱態(tài)模擬后得出的溫度場、氣相組分場符合典型鏈條爐的燃燒特點，證實本文一體化耦合計算方法準(zhǔn)確、可靠；110%負(fù)荷率時，爐內(nèi)最高溫度值約為1 320 ℃，爐膛出口O2摩爾分?jǐn)?shù)為7.6%左右，燃燒較充分。

b)負(fù)荷越大出口煙氣溫度越高；爐膛出口O2摩爾分?jǐn)?shù)為8%左右；出口處CH4、H2、CO的含量較低，表明燃燒充分。

c)床層高度不斷降低時，燃料的溫度逐漸下降，驗證了鏈條爐的單面引火特性；單顆粒質(zhì)量越大，越不利于燃料的燃盡，本計算中燃料的平均粒徑在25 mm下，可較為充分燃盡。

d)本計算燃盡率為91.63%，對鏈條爐而言燃燒效率較高。

本文對垃圾爐開展了耦合一體化計算模擬，但不足之處是暫時缺少試驗數(shù)據(jù)對比，下一步計劃以模擬數(shù)據(jù)做指導(dǎo)開展相關(guān)的測試工作，在實踐上驗證方案的可行性。