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(xué)能源清潔利用國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，杭州 310027）

生物質(zhì)能是以生物質(zhì)為載體的化學(xué)能，由植物通過(guò)光合作用轉(zhuǎn)化太陽(yáng)能得到，屬可再生能源。目前，生物質(zhì)能在世界能源消費(fèi)總量中僅次于三大化石能源占據(jù)著第四位，也是未來(lái)可持續(xù)能源的重要組成部分[1]。從來(lái)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(dòng)物糞便、農(nóng)業(yè)廢棄物、城市及工業(yè)有機(jī)廢棄物等[2-3]。

大量使用化石能源所帶來(lái)的能源危機(jī)和環(huán)境問(wèn)題日益凸顯，生物質(zhì)能被視作未來(lái)能源發(fā)展的重要組成部分，世界各國(guó)都在積極開(kāi)展相關(guān)的開(kāi)發(fā)利用工作。我國(guó)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(zhǎng)足的進(jìn)步。截至2019 年底，生物質(zhì)發(fā)電累計(jì)裝機(jī)容量達(dá)到2 254 萬(wàn)kW，2019 年全年生物質(zhì)發(fā)電量達(dá)1 111 億kWh[4]。

生物質(zhì)燃料在燃燒發(fā)電過(guò)程中會(huì)產(chǎn)生大量的NOX，排放至大氣中會(huì)加劇環(huán)境污染問(wèn)題。煙氣再循環(huán)技術(shù)通過(guò)抽取鍋爐尾部的部分煙氣返回至送風(fēng)系統(tǒng)，可以實(shí)現(xiàn)控制燃燒氧含量，優(yōu)化鍋爐燃燒溫度場(chǎng)，從而抑制NOX等污染物生成。韓海燕[5]在對(duì)1 臺(tái)25 MW 生物質(zhì)水冷往復(fù)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(jié)渣、降低爐膛出口NOX含量。陸燕寧等人[6]在對(duì)1 臺(tái)130 t/h 光大往復(fù)式水冷爐排爐的研究中也驗(yàn)證了其作用。

在生物質(zhì)電廠實(shí)際運(yùn)行中，燃料中生物質(zhì)種類(lèi)受季節(jié)等因素影響，生物質(zhì)的化學(xué)成分與熱值在不同種類(lèi)間相差較大，這使得對(duì)生物質(zhì)燃料在爐排爐上燃燒過(guò)程模擬變得至關(guān)重要。瑞士Lim C N 等[7]建立了描述爐排上垃圾混合過(guò)程的模型，成功預(yù)測(cè)了固體顆粒的移動(dòng)路徑。英國(guó)的Yang YB 等[8-9]對(duì)垃圾在爐排爐床層上的燃燒和移動(dòng)過(guò)程進(jìn)行了一系列理論和實(shí)驗(yàn)研究，成功建立了燃燒過(guò)程中垃圾燃料與煙氣的質(zhì)量、動(dòng)量、傳熱等數(shù)學(xué)方程，并將其開(kāi)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(duì)生物質(zhì)電廠實(shí)際應(yīng)用中燃料隨機(jī)性較大的情況，以1 臺(tái)額定蒸發(fā)量為130 t/h 光大往復(fù)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(jié)果，選取具有代表性的幾種生物質(zhì)燃料，模擬計(jì)算其在此爐排爐上的燃燒過(guò)程，得到影響燃燒的因素，為生物質(zhì)往復(fù)爐排爐的生產(chǎn)運(yùn)行和設(shè)計(jì)優(yōu)化提供參考。

1 物理與數(shù)學(xué)模型

1.1 物理模型

基于1 臺(tái)額定蒸發(fā)量為130 t/h 的生物質(zhì)往復(fù)式水冷爐排爐建立物理模型，鍋爐爐排長(zhǎng)9.3 m，寬12.0 m，運(yùn)行速度18.6 m/h，爐膛頂部至出渣口高度為20.69 m。一次風(fēng)由爐排下方的6 級(jí)灰斗配送，灰斗成上下布置，除最下方灰斗長(zhǎng)度為1.95 m 外，其余灰斗長(zhǎng)度為1.47 m，配風(fēng)體積比（自上而下）分別為：18%∶22%∶30%∶20%∶5%∶5%。前后墻上二次風(fēng)噴口傾角均為0°，2 排前墻下二次風(fēng)下傾角分別為15°和20°，2 排后墻下二次風(fēng)下傾角分別為40°和50°。爐膛前墻的點(diǎn)火風(fēng)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(shè)計(jì)煙氣再循環(huán)布置和配比時(shí)需要考慮普適性，因此，基于陸燕寧等人[6]的研究結(jié)果，采用均勻的推薦配風(fēng)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(fēng)情況如圖1 所示。

圖1 推薦配風(fēng)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(wàn)，并在二次風(fēng)入口處進(jìn)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(wú)關(guān)性也得到了驗(yàn)證，加密網(wǎng)格對(duì)模擬結(jié)果無(wú)明顯影響。

1.2 數(shù)學(xué)模型

第一部分固相燃燒反應(yīng)采用謝菲爾德大學(xué)開(kāi)發(fā)的模擬平臺(tái)FLIC 進(jìn)行計(jì)算。固相反應(yīng)則由運(yùn)動(dòng)模型[10-12]描述。

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

邊界條件方面，將第一部分床層固相燃燒計(jì)算結(jié)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(fù)爐排爐爐膛物理模型[10]

熱力型NOX生成的數(shù)值模擬計(jì)算則是使用Zeldovich 機(jī)理，燃料氮?jiǎng)t設(shè)置為完全轉(zhuǎn)化為NO。采用燃燒后處理計(jì)算方法與燃燒及煙氣流動(dòng)數(shù)值模擬相結(jié)合，即燃燒和煙氣流動(dòng)計(jì)算收斂后，根據(jù)所得解開(kāi)啟NOX反應(yīng)的模擬計(jì)算。

2 計(jì)算工況

以常見(jiàn)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(chǔ)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(jié)果見(jiàn)表1—4，過(guò)量空氣系數(shù)均為1.2。

2.1 設(shè)計(jì)燃料

設(shè)計(jì)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(jiàn)表1，低位發(fā)熱量為9 820 kJ/kg，供給量為41.3 t/h。

表1 設(shè)計(jì)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(jié)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(jié)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(jié)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(jì)算結(jié)果與分析

3.1 固相燃燒計(jì)算結(jié)果

燃燒過(guò)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(shì)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(jìn)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(gè)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(yīng)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(dá)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(guò)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(dāng)氣體溫度升高時(shí)，對(duì)整個(gè)生物質(zhì)燃料層產(chǎn)生加熱效果，同時(shí)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(guò)程。在這種機(jī)制下，燃料層厚度迅速減少，伴隨著大量熱量的生成，設(shè)計(jì)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(zhǎng)度方向5.5～6.3 m 附近達(dá)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(dǎo)致?lián)]發(fā)分燃燒放熱量減少，對(duì)燃料層固體加熱效果減弱，其燃料層溫度在此階段達(dá)到最高時(shí)的位置延遲到了6.5 m 之后，同時(shí)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(duì)應(yīng)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(guò)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(kāi)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(gè)現(xiàn)象同時(shí)發(fā)生，各組在4.7～5.8 m 分別達(dá)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(dá)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(lèi)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(guò)程基本完成。各組燃燒階段趨勢(shì)與圖3 和4 的結(jié)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?jǐn)?shù)分布

圖6 顯示了各組燃料層上方的氣體組分質(zhì)量分?jǐn)?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(kāi)始釋放，并和O2發(fā)生劇烈氧化燃燒反應(yīng)，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(shí)焦炭開(kāi)始燃燒。末段隨著焦炭的逐漸燃盡，O2濃度開(kāi)始上升恢復(fù)原值。

通過(guò)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(diǎn)。但是，不同燃料燃燒過(guò)程又有一些差異之處。不難觀察到，各組揮發(fā)分開(kāi)始析出的位置明顯不同，呈現(xiàn)出c＞a＞d＞b 的趨勢(shì)，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(dá)到了36.55%，設(shè)計(jì)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(shì)。各組燃料水分含量的不同明顯影響了干燥階段所需的長(zhǎng)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(jì)算結(jié)果

使用fluent 進(jìn)行CFD（流體力學(xué)數(shù)值模擬）計(jì)算，得到各組燃料爐膛氣相計(jì)算結(jié)果，經(jīng)過(guò)整理如表5 所示。

表5 不同燃料工況計(jì)算結(jié)果統(tǒng)計(jì)

計(jì)算得到的設(shè)計(jì)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(gè)校核燃料條件下?tīng)t膛中心、喉口、燃燒室出口3 個(gè)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(jì)算得到的4 組燃料工況條件下?tīng)t膛煙氣流場(chǎng)分布如圖10 所示。

通過(guò)對(duì)比推薦配風(fēng)條件下不同燃料4 種工況的溫度和流場(chǎng)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(chǎng)分布也相對(duì)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(chǎng)分布對(duì)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(jié)渣和高溫腐蝕的風(fēng)險(xiǎn)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(shí)需要消耗的空氣量也會(huì)偏少，這造成送風(fēng)量低不利于煙氣的擾動(dòng)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(shè)計(jì)運(yùn)行時(shí)一、二次風(fēng)速不宜過(guò)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(duì)較短，熱解段與燃燒段則相對(duì)較長(zhǎng)。因此，整個(gè)爐膛的溫度水平較高，但由于送風(fēng)量大，溫度分布也更加均勻。

模擬結(jié)果表明，在設(shè)計(jì)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(duì)應(yīng)的第一煙道出口截面NOX氣體標(biāo)準(zhǔn)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(shè)計(jì)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(dá)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(shí)際運(yùn)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(jié)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(guò)程有一定的變化，但整體燃燒狀況并沒(méi)有因此發(fā)生太大改變，爐內(nèi)溫度變化趨勢(shì)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(fēng)量偏低不利于煙氣的擾動(dòng)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(fēng)設(shè)計(jì)應(yīng)考慮實(shí)際運(yùn)行過(guò)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(yuǎn)高于其他工況燃料，達(dá)到了1.87%，模擬計(jì)算結(jié)果中其鍋爐出口NOX排放濃度達(dá)412.9 mg/m3，遠(yuǎn)高于其他工況燃料。因此，建議實(shí)際運(yùn)行中選擇氮含量較低的生物質(zhì)燃料。