楊 旭,余昭勝,何玉榮,賓衍輝,馬曉茜

(1.哈爾濱工業(yè)大學(xué) 能源科學(xué)與工程學(xué)院,黑龍江 哈爾濱 150001;2.廣東省特種設(shè)備檢測研究院 惠州檢測院,廣東 惠州 516000;3.華南理工大學(xué) 電力學(xué)院,廣東 廣州 510641)

0 引 言

隨著工業(yè)化推進(jìn),城市生活垃圾的處置受廣泛關(guān)注。截至2020年底,焚燒處理已成為城市生活垃圾的主要處置方式,垃圾處理總量已超50%[1-2]。垃圾焚燒爐具有高效、無害化等優(yōu)點,能夠轉(zhuǎn)化廢棄物質(zhì)并發(fā)電,產(chǎn)生經(jīng)濟(jì)收益,也是現(xiàn)階段處理垃圾的重要設(shè)施之一[1]。然而,由于垃圾成分復(fù)雜以及垃圾焚燒爐內(nèi)的配風(fēng)問題,焚燒過程中產(chǎn)生大量氮氧化物,環(huán)境污染[3]。同時,由于入爐垃圾的濕度高和熱值低等因素,焚燒爐在運行中會出現(xiàn)結(jié)焦等問題[4]。因此,在當(dāng)前環(huán)保意識日益增強(qiáng)的背景下,如何提高焚燒爐的運行效率并有效減少垃圾焚燒排放的污染物成為緊迫問題。

為研究入爐廢物對焚燒爐燃燒和運行的影響,許多研究人員研究了不同類型城市固體廢物焚燒爐以及不同成分的混合,包括摻燒陳腐垃圾[5]、污泥[6]和廢棄生物質(zhì)[7]等。XU等[8]將MSW和造紙污泥進(jìn)行摻燒,發(fā)現(xiàn)床層殘留質(zhì)量和NO排放均與污泥比例呈正相關(guān),雖然25%的污泥摻燒可行,但物料水分過大會腐蝕焚燒爐。李德波等[9]在350 t/d垃圾焚燒爐中了摻混不同比例陳腐垃圾的影響,發(fā)現(xiàn)摻燒陳腐垃圾提高了整體爐膛溫度,但也加劇了局部超溫,同時合理的配風(fēng)方案可顯著降低一煙道出口NOx濃度。黃昕等[10]利用CFD技術(shù)研究了二次風(fēng)在垃圾焚燒爐中作用,發(fā)現(xiàn)優(yōu)化二次風(fēng)噴嘴位置后,可燃組分燃燒狀況顯著提升,達(dá)到污染物排放標(biāo)準(zhǔn)。HU等[11]對垃圾焚燒爐內(nèi)城市生活垃圾的燃燒過程進(jìn)行選擇性非催化還原(Selective Non Catalytic Reduction,SNCR)模擬,通過分析燃燒特性、整體溫度水平等特征,確定了最佳SNCR噴射位置、速度和噴射比。綜上,摻燒物質(zhì)的比例和含水量影響床層溫度及垃圾焚燒效率,而不同配風(fēng)方式與垃圾焚燒爐污染物達(dá)標(biāo)的要求密切相關(guān),因此迫切需對摻燒情形下的配風(fēng)和SNCR這2個影響NOx排放手段開展聯(lián)合研究。

工業(yè)固體廢棄物是工業(yè)生產(chǎn)中含有機(jī)成分的無危險性固體廢棄物質(zhì),一類是在石油化學(xué)工業(yè)生產(chǎn)的固體廢物包括廢橡膠、廢塑料、廢樹脂等;另一類是輕工業(yè)生產(chǎn)中食品加工殘渣、木材加工廢棄鋸末、造紙和皮革工業(yè)的邊廢料等。工業(yè)固廢相比其他固體廢棄物熱值更高且著火性能更優(yōu)異,常與城市生活垃圾摻混燃燒,從而改善生活垃圾燃燒特性。

筆者基于城市生活垃圾與高熱值工業(yè)固廢的摻混燃燒,對垃圾焚燒爐內(nèi)的高效低氮燃燒技術(shù)和SNCR技術(shù)進(jìn)行探究與優(yōu)化,減少焚燒過程中的氮氧化物排放。主要進(jìn)行以下研究:首先,分析和優(yōu)化垃圾焚燒爐的配風(fēng)情況,提高其運行穩(wěn)定性和環(huán)保能力。原垃圾焚燒爐的配風(fēng)方式如下:一次風(fēng)與二次風(fēng)的配風(fēng)比例為7∶3,一次風(fēng)5個風(fēng)室的配風(fēng)比例為15∶15∶25∶35∶10,二次風(fēng)的噴入角度為垂直壁面噴入。因摻混高熱值固廢后整體熱值上升,為延遲物料在爐排上方揮發(fā)分析出,使燃燒火焰更貼近焚燒爐中間,適當(dāng)降低了一次風(fēng)前2個風(fēng)室風(fēng)量,調(diào)整二次風(fēng)噴入角度。同時研究SNCR技術(shù),探索其最佳操作參數(shù),優(yōu)化SNCR工藝流程,實現(xiàn)極低NOx排放。

1 垃圾焚燒爐與燃料

1.1 垃圾焚燒爐模型建立

研究對象為廣東省某公司的500 t/d垃圾焚燒爐,對焚燒爐部分復(fù)雜結(jié)構(gòu)進(jìn)行簡化處理后的三維模型和網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖1所示。焚燒爐模型分為2部分,分別為底部劇烈燃燒區(qū)域(爐膛)和氣水換熱區(qū)域(煙道)。焚燒爐爐排總長度11.51 m,深度9.30 m,垃圾在爐排上停留60 min。根據(jù)風(fēng)室數(shù)量,爐排分為5段,長度分別為1.91、1.88、1.88、1.88、2.6 m。根據(jù)垃圾在爐排上的燃燒,分為干燥、熱解、燃燒、燃盡4個過程。

圖1 垃圾焚燒爐的幾何結(jié)構(gòu)和網(wǎng)格劃分Fig.1 Geometry and meshing of waste incinerators

為保證模型計算的準(zhǔn)確性并節(jié)省計算空間,在驗證后選擇了目標(biāo)尺度100 mm的六面體非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格作為模型網(wǎng)格。為提高湍流集中區(qū)域的計算精度,對風(fēng)口、轉(zhuǎn)角等流體流動變化頻繁的位置的網(wǎng)格進(jìn)行適當(dāng)加密[12],生成的網(wǎng)格總數(shù)約352萬個,并在計算前進(jìn)行了網(wǎng)格獨立性檢驗。

1.2 燃料

廣東省某工業(yè)園中主要工業(yè)固廢(ISW)包含塑料、棉布和皮革,且比例為塑料∶棉∶皮革= 6∶2∶2(質(zhì)量比)。將工業(yè)固廢和城市生活垃圾在焚燒爐中摻混燃燒,利用ISW改善MSW的燃燒性能。MSW和ISW的工業(yè)分析、元素分析和低位熱值見表1。

表1 入爐物料的工業(yè)分析、元素分析和低位熱值

1.3 模型假設(shè)與基本思想

床層上燃料燃燒過程數(shù)值計算的簡化與假設(shè)[13]:

1)將爐排上的燃料視為同質(zhì)的多孔介質(zhì),其孔隙率在燃燒過程中相同。

2)燃料由水分、揮發(fā)分、固定碳和灰分組成。

3)忽略燃燒過程中固體顆粒的破碎、灰熔融和結(jié)渣等情況,將氣體均視為理想氣體[14]。

4)溢出床層的物質(zhì)只包含氣相,不包含固相的飛灰顆粒。

1.4 基本守恒方程

垃圾在焚燒爐爐排上主要發(fā)生水分干燥、揮發(fā)分析出和焦炭燃燒這3個過程[15],應(yīng)用英國謝菲爾德大學(xué)PETERS[16]和YANG等[17]聯(lián)合開發(fā)的計算機(jī)床層模擬軟件FLIC模擬,并采用YANG等[18]所研究的運動模型。爐排上反應(yīng)生成的煙氣進(jìn)入爐膛及煙道后進(jìn)行燃燒反應(yīng),發(fā)生傳熱、傳質(zhì)過程。煙氣可視為流體運動,因此該過程的模擬采用三維數(shù)值模擬,利用流體仿真軟件Fluent進(jìn)行。根據(jù)該模擬過程中所用到的模型聯(lián)立求解以下控制方程[12]:

連續(xù)性方程:

(1)

動量方程:

(2)

式中,ρsb為床層垃圾堆積密度;VS為顆粒的平均速度;VB為床層移動速度;SS為固體損失率,kg/(cm3·s);σ和τ分別為床層正切和剪切應(yīng)力張量;g為重力加速度;A為由機(jī)械擾動引起的顆粒運動的源項。

能量方程:

(3)

式中,HS為固相焓值;λS為床層熱導(dǎo)率系數(shù);qr為輻射熱通量;QSh為源項,包含氣體與顆粒之間的傳熱和非均質(zhì)燃燒產(chǎn)生的熱量等效應(yīng);TS為固體溫度,K。

組分運輸方程:

(4)

式中,Yis為顆粒組分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)(水分、揮發(fā)分、固定碳和灰分);DS為顆粒在床層的混合系數(shù);Syis為源項。

為簡化模型,Fluent中將揮發(fā)分揮發(fā)出的可燃混合氣簡化為H2、CO、H2O和CH4,采用以下簡單反應(yīng)方程模擬氣相燃燒反應(yīng)[19](a為反應(yīng)速率指數(shù)):

(5)

(6)

(7)

(8)

(9)

R(H2)=1013.52a[H2]0.85a[O2]1.42a[C2H4]0.56。

(10)

采用FLIC和FLUENT相互耦合的方法,二者的計算結(jié)果相互驗證,互相迭代直至收斂[20]。

垃圾焚燒爐的總體結(jié)構(gòu)相對復(fù)雜,從床層往上依次為爐膛、第1煙道和第2煙道3個區(qū)域。爐膛氣相的數(shù)值模擬采用三維穩(wěn)態(tài)離散格式,二階迎風(fēng)格式,使用SIMPLE算法求解穩(wěn)態(tài)N-S方程。煙氣的燃燒使用組分運輸方程,k-ε標(biāo)準(zhǔn)湍流模型計算湍流對氣體流動狀態(tài)的影響,有限速率/渦耗散模型模擬氣體流動與燃燒化學(xué)反應(yīng)之間的相互作用,輻射傳熱采用P-1輻射模型[21]。

2 模型驗證

為使模擬結(jié)果更具有準(zhǔn)確性與可靠性,將未摻混礦化垃圾的MSW初始工況與現(xiàn)場運行數(shù)據(jù)進(jìn)行比較,結(jié)果見表2。可知不同平面上測點的溫度與實際運行時的溫度誤差皆在10%內(nèi),出口氧濃度也在實際范圍,證明焚燒爐的幾何模型和網(wǎng)格劃分均合理,能反映爐膛內(nèi)真實燃燒過程,數(shù)值模擬結(jié)果具有可靠性。其中,誤差來源主要有以下方面:① 實際運行中鍋爐爐壁較厚,數(shù)據(jù)取爐膛內(nèi)固定位置的熱電偶測得溫度,而爐膛內(nèi)部空間大,溫度分布不均,存在誤差;② 數(shù)值模擬過程中進(jìn)行多個簡化假設(shè),且燃料、配風(fēng)和燃燒方式以理想狀況計,實際運行不可避免存在偏差[22]。

表2 模擬結(jié)果與實際結(jié)果分析對比

3 焚燒爐配風(fēng)優(yōu)化

爐膛送風(fēng)包括一次風(fēng)和二次風(fēng)。一次風(fēng)是由爐排底部輸送入爐膛的加熱風(fēng),風(fēng)溫為220 ℃,二次風(fēng)一般為常溫空氣,風(fēng)溫為25 ℃,從各個二次風(fēng)口內(nèi)通入。配風(fēng)在固相燃料和氣相可燃?xì)怏w的燃燒中起重要作用,改善配風(fēng)方式可使?fàn)t膛內(nèi)燃燒更充分,降低污染物排放[9]。

配風(fēng)方式的優(yōu)化可從固相和氣相2方面著手:① 從床層固相燃燒來說,主要是調(diào)整其過量空氣系數(shù)、一次風(fēng)比例,其中包括各級爐排的配風(fēng)比例、一二次風(fēng)配風(fēng)比例、爐排漏風(fēng)比例調(diào)整及爐排速度和料層高度;② 從爐膛氣相燃燒來說,主要是調(diào)整二次風(fēng)口位置、各位置噴入角度和風(fēng)速。

首先以初始數(shù)據(jù)為基礎(chǔ),摻混燃燒ISW和MSW,因ISW熱值高達(dá)17 930.18 kJ/kg,因此摻混比例不宜過大,設(shè)為10%。

3.1 一二次風(fēng)配比

一二次風(fēng)配比是配風(fēng)方案中的基礎(chǔ),本研究分別設(shè)計了6∶4、7∶3、8∶2三種不同的一二次風(fēng)配比,工況設(shè)置見表3。

表3 不同一二次風(fēng)配比

3種工況下固定碳燃燒速率變化、床層頂部溫度變化、氧氣濃度變化和揮發(fā)分析出速率變化如圖2所示。隨一二次配風(fēng)比提高,一次風(fēng)量、氧氣量更充足,推動了固定碳燃燒過程總體前移,最大速率上升,最高溫度保持穩(wěn)定。氧氣消耗程度是衡量揮發(fā)分析出或燃燒劇烈程度的重要指標(biāo)。隨一二次風(fēng)配風(fēng)比提高,最大氧氣消耗區(qū)域前移且耗氧量增大;同時,揮發(fā)分析出過程前移并提前結(jié)束,最大速率上升。

圖2 不同一二次風(fēng)配比時床層固相燃燒情況Fig.2 Solid phase combustion of bed layer under different primary and secondary wind ratios

不同一二次風(fēng)配比下的爐內(nèi)溫度分布如圖3所示。由圖3(a)可知,在工況1的配風(fēng)比下,一次風(fēng)比例較少,爐排上燃燒較滯后,導(dǎo)致燃燒室內(nèi)燃燒劇烈,熱量在爐膛前拱處積聚,造成溫度升高,進(jìn)而可能導(dǎo)致前拱處結(jié)焦,傳熱惡化。工況3的一次風(fēng)占比達(dá)80%,導(dǎo)致煙氣的流動情況主要受一次風(fēng)控制,大量新鮮空氣推動可燃組分進(jìn)入第1煙道并在第1煙道中燃燒。這導(dǎo)致主要燃燒區(qū)域由爐膛轉(zhuǎn)移到第1煙道,且發(fā)生了大面積的高溫貼墻現(xiàn)象。對比之下工況2爐膛內(nèi)燃燒穩(wěn)定,流道上方溫度均勻性好。第1煙道進(jìn)出口截面的溫度差反映了煙道內(nèi)的傳熱情況。圖3(b)中工況1中隨煙道高度上升溫度不斷下降,說明該條件下水冷壁傳熱狀況良好,其他2個工況分別出現(xiàn)不同區(qū)間內(nèi)不同程度的煙溫上升情形。3種工況下的第1煙道進(jìn)出口溫差分別為2、-102和24 K。

圖3 不同一二次風(fēng)配風(fēng)方案下的爐內(nèi)溫度分布Fig.3 Temperature distribution in furnace under different primary and secondary air distribution schemes

綜上,在后續(xù)研究中采用一二次風(fēng)配比7∶3,該配比下爐排上的垃圾充分燃燒,且揮發(fā)分析出和固定碳燃燒區(qū)域位置合理。

3.2 一次風(fēng)爐排各級比例

入爐物料在爐排上會經(jīng)過干燥、熱解、燃燒和燃盡4個階段,每個階段所消耗的空氣量不同,因此需分階段配風(fēng)。由于在實際垃圾焚燒廠中進(jìn)行配風(fēng)的調(diào)整耗費較大資源,因此通過理論計算調(diào)整配風(fēng)比例。在本模型中,爐排共5級,采取第2節(jié)工況2的一次風(fēng)量進(jìn)行分配,4個不同的一次風(fēng)各級配風(fēng)比例下的工況見表4,其中方案B為初始配風(fēng)方案中一次風(fēng)各級比例。

表4 各級配風(fēng)比例

在不同的一次風(fēng)各級配比下,爐排上的燃燒曲線如圖4所示。當(dāng)一二級配風(fēng)比增大時,氧氣劇烈消耗區(qū)域向前移動,意味燃燒提前。同時揮發(fā)分析出的開始和結(jié)束時間也提前,伴隨著最大析出速率升高。此外,焦炭燃燒過程也前移,并且燃盡位置前移。表明一二級風(fēng)室的配風(fēng)對燃燒過程有直接影響,通過調(diào)整配風(fēng)比可實現(xiàn)燃燒過程優(yōu)化和控制。

圖4 不同一次風(fēng)各級配比時床層固相燃燒情況Fig.4 Solid phase combustion of bed layer under different levels of primary wind ratio

不同的一次風(fēng)各級配比下爐膛內(nèi)氣相燃燒的溫度分布情況如圖5所示。不同爐排配風(fēng)比影響了爐膛內(nèi)的氣相燃燒,在方案A中,當(dāng)爐排第4級和第5級配風(fēng)比過大時,后拱二次風(fēng)的噴入受影響,2股氣流對沖進(jìn)而速度較大的進(jìn)入一煙道,使一煙道內(nèi)的燃燒區(qū)域偏向前墻。而在方案B中,可知一煙道的高溫燃燒區(qū)貼前墻,易造成前墻腐蝕,不利于長期運行。方案C和D燃燒區(qū)域逐漸后移,局部溫度過高的情況緩解,因方案D中后兩級爐排配風(fēng)較小,后拱二次風(fēng)對氣流擾動起主要作用。而隨前2級爐排配風(fēng)增大,可知爐膛溫度下降,較大氣流帶走了熱量。綜合來看,方案D的一次風(fēng)配風(fēng)方式具有較好的運行效果。

圖5 爐膛Z軸中心面內(nèi)溫度分布Fig.5 Temperature distribution within the Z-axis central section of the furnace

3.3 二次風(fēng)角度優(yōu)化

優(yōu)化垃圾焚燒爐氣相流動,調(diào)整二次風(fēng)的流量與角度,可使可燃物充分燃燒,進(jìn)而提高有機(jī)組分去除率并滿足環(huán)保要求。煙氣在大于850 ℃停留2 s為衡量污染物排放的基礎(chǔ)標(biāo)準(zhǔn)。一二次風(fēng)配比前文已進(jìn)行研究,因此本節(jié)著重對二次風(fēng)口噴入角度進(jìn)行探索。圖6為二次風(fēng)的噴入角度,燃盡風(fēng)的角度分別與水平位置成20°夾角,前后拱二次風(fēng)分別與水平位置成28°和9.62°,不同噴口角度的工況設(shè)置見表5。

表5 二次風(fēng)的噴入角設(shè)置

圖6 二次風(fēng)噴口設(shè)置Fig.6 Secondary air nozzle setting

不同二次風(fēng)角度下的Z軸中心截面和Y軸燃盡風(fēng)進(jìn)口處截面上的溫度分布如圖7所示。為直觀反映爐內(nèi)燃燒情況,取沿一煙道不同高度截面上的平均溫度,如圖8所示。由圖7、8可知,爐內(nèi)高溫區(qū)主要分布在爐膛的左上方和一煙道的入口交界處,這是由于此處送入了大量二次風(fēng),提供了充足氧氣。二次風(fēng)的噴入角度也影響火焰方向,當(dāng)火焰形成完整的切圓形態(tài)時,揮發(fā)分的燃燒達(dá)到最優(yōu)且能釋放最大熱量。由圖7(a)可知,工況中燃燒區(qū)域集中在爐膛中心處且有偏向前墻的趨勢,其中工況7高溫區(qū)域貼前墻的區(qū)域較少,因此水冷壁的腐蝕情況較輕。同時,圖8中工況7的前后拱二次風(fēng)角度下,一煙道底端溫度最高,說明在爐膛中燃燒最充分,因此剩余的未燃有機(jī)組分較少,在與燃盡風(fēng)混合再燃后,使一煙道上方溫度較低且分布均勻,工況7較合適。

圖7 不同二次風(fēng)角度下的溫度分布Fig.7 Temperature distribution at different secondary wind angles

圖8 沿一煙道上升的截面平均溫度Fig.8 Average cross-sectional temperature along a flue

在不同二次風(fēng)角度下垃圾焚燒爐內(nèi)的跡線圖如圖9所示。工況8和9在一煙道后墻處均出現(xiàn)較明顯的回流區(qū)域,研究表明低速、低剛性和低湍動度流體易被前后墻二次風(fēng)影響而向煙道一側(cè)流動,因此造成了這2個工況高溫區(qū)域貼前墻的現(xiàn)象。而工況5和6的噴入角度下出現(xiàn)異常流線,綜合來看,工況7的噴入角度下二次風(fēng)流速合適,流線在進(jìn)入一工況道前相錯、交織,空氣與揮發(fā)分充分混合并燃燒,燃盡風(fēng)的噴入角度使一煙道內(nèi)的流體密集布滿整個煙道空間,溫度均勻性提高。因此,選擇工況7下二次風(fēng)角度的設(shè)置進(jìn)行探索。

圖9 不同二次風(fēng)角度下的流場分布Fig.9 Flow field distribution at different secondary wind angles

4 SNCR運行優(yōu)化

4.1 NOx模型和尿素SNCR模型

根據(jù)氮氧化物生成機(jī)理,NOx模型主要有熱力型、燃料型和快速型3種[23]。對于常規(guī)的燃煤鍋爐和垃圾焚燒爐來說,其中快速型所占比例很少,可忽略[24]。因此本研究只考慮熱力型和燃料型2種NOx。

根據(jù)Brouweretal提出7步反應(yīng)機(jī)理進(jìn)行SNCR模型建立,使用該機(jī)理進(jìn)行尿素溶液進(jìn)入爐內(nèi)后的過程模擬,可保證模擬結(jié)果足夠精確。具體反應(yīng)機(jī)理[11]詳見表6。在模擬過程中,尿素經(jīng)過高溫分解,采用基于Rotaetal提出的有限速率分解機(jī)理,分為NH3和HNCO兩步進(jìn)行模擬,分解過程詳見表7[25-26]。

表6 SNCR七步反應(yīng)機(jī)理[11]

表7 Rate-limit兩步分解機(jī)理[25-26]

本研究采用尿素溶液為脫硝試劑,質(zhì)量分?jǐn)?shù)為60%,氨氮比為1.5,粒徑分布選擇Rosin-Rammler,平均粒徑為122 μm。根據(jù)電廠實際安裝位置,噴口共有23個,具體噴槍截面分布如圖10所示。

圖10 SNCR噴槍的布置截面分布Fig.10 Cross-sectional distribution of SNCR spray gun

4.2 噴入速度

在利用SNCR實現(xiàn)垃圾焚燒爐脫硝時,尿素的噴射速度影響了進(jìn)入爐內(nèi)的液滴動量和剛性,進(jìn)而影響尿素在爐內(nèi)的蒸發(fā)速度,因此研究尿素噴射速度對脫硝效率的影響十分必要[27]。設(shè)置了3個不同的噴入速度,工況的設(shè)置參數(shù)見表8。

表8 不同噴射速度的工況設(shè)置

爐膛中心Z軸截面上的NOx質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布如圖11所示,不同工況下出口處NOx質(zhì)量濃度(6% O2,干基)、脫硝效率和出口溫度等參數(shù)見表9。由圖11可知,隨尿素加入,垃圾焚燒爐一煙道出口及二煙道的NOx質(zhì)量分?jǐn)?shù)明顯下降。由表9可知,工況11的脫硝效率最高,達(dá)33.96%,其余工況均在31%左右。在參數(shù)設(shè)定下,增加噴霧速度可提高SNCR脫硝效率。這是由于較低速度導(dǎo)致旋風(fēng)分離器卷攜還原劑至壁面,減少了還原劑與煙氣混合面積。速度增加后,液滴匯聚碰撞,還原劑的擴(kuò)散范圍增大,但速度過快則使高溫環(huán)境下的還原劑霧化蒸發(fā)加快,從而導(dǎo)致還原反應(yīng)不充分,降低脫硝效率[28]。

表9 SNCR脫硝結(jié)果

圖11 NOx質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布Fig.11 NOx mass fraction distribution

5 結(jié) 論

1)隨一二次風(fēng)配比中一次風(fēng)占比的增大,爐排床層上的燃燒區(qū)域不斷前移,揮發(fā)分的析出和焦炭的燃燒不斷提前,當(dāng)一次風(fēng)占比為60%時,燃燒主要發(fā)生在燃燒室內(nèi),導(dǎo)致熱量積聚,局部超溫;而占比為80%時,煙氣快速向上流動,出現(xiàn)大面積火焰貼墻現(xiàn)象。為滿足床層充分燃燒要求,又能使焚燒爐穩(wěn)定運行,故優(yōu)先采用的一二次風(fēng)配風(fēng)比為7∶3。

2)爐排上各級風(fēng)室的配比影響燃燒速度和區(qū)域。從實際模擬結(jié)果來看,不同各級一次風(fēng)配比床層對應(yīng)的最高溫度基本不變,而增加爐排一二級風(fēng)室配風(fēng),揮發(fā)分析出和固定碳燃燒提前,揮發(fā)分析出最大速率提高。故優(yōu)先選擇一次風(fēng)各級配比為0.15∶0.15∶0.35∶0.25∶0.10。

3)良好的二次風(fēng)噴入角度能有效組織爐內(nèi)的氣流流動,本研究二次風(fēng)噴入角度均滿足在850 ℃下停留2 s的行業(yè)要求。工況7(燃盡風(fēng)的角度分別與水平位置呈20°夾角,前后拱二次風(fēng)分別與水平位置成28°和9.62°)的設(shè)置下,爐內(nèi)高溫貼墻現(xiàn)象最輕,且在滿足燃燒充分、污染物排放少要求下,溫度較低。流線分布較合理,因此本研究中該工況下的二次風(fēng)角度設(shè)置最合理。

4)在前述配風(fēng)、二次風(fēng)角度的調(diào)整下,垃圾焚燒爐摻混ISW后出口的NOx排放量為82.04 mg/m3。而經(jīng)過SNCR還原劑的噴入,NOx排放顯著減少。在還原劑尿素的噴射速度為30和70 m/s時,脫硝效率31%左右。當(dāng)噴射速度為50 m/s,脫硝效率為33.96%,脫硝效果最好。