林濤 廖艷芬? 楊栩聰 牛亞東 周金鵬 馬曉茜

(1.華南理工大學 電力學院//廣東省能源高效清潔利用重點實驗室，廣東 廣州 510640；2.光大環(huán)保能源(博羅)有限公司，廣東 惠州 516139)

隨著我國城鎮(zhèn)化進程的加快，城市垃圾分類的提出，到“無廢城市”建設(shè)方案的落實，產(chǎn)業(yè)的升級與生活質(zhì)量的改善引起城市垃圾激增的同時，提高了垃圾的熱值[1- 2]。劉先榮等[3- 4]利用FLIC和Fluent的耦合計算，分析了爐排速度和堆料厚度、折焰角等爐體結(jié)構(gòu)調(diào)整對垃圾焚燒爐性能的影響，可有效預測某900 t/d焚燒爐內(nèi)的溫度分布。單朋等[5]引入顆粒動力學理論，考慮爐排的實際結(jié)構(gòu)，利用Fluent平臺開發(fā)鏈條式焚燒爐爐排氣固兩相流動與燃燒模型，并通過實驗進行驗證。馬曉茜等[6]發(fā)現(xiàn)一次風比例對爐內(nèi)氣相燃燒、爐膛溫度及流場均產(chǎn)生較大的影響。李秋華等[7]發(fā)現(xiàn)爐膛后拱的結(jié)構(gòu)對著火位置有重要的影響，在后拱處增加擋板，可使著火位置前移，床層提前進入穩(wěn)定燃燒階段。文獻[8- 9]通過實際測量證明，污泥與垃圾摻燒可以有效減少煙氣中重金屬的排放。文獻[10- 11]對不同摻混比例的垃圾焚燒爐煙氣中重金屬含量進行測量，得出摻混比例為15%條件下，市政污泥與生活垃圾協(xié)同摻燒，對重金屬排放濃度不產(chǎn)生影響。

本文對廣東某350 t/d的爐排式垃圾焚燒爐進行優(yōu)化，分析前墻折焰角與后拱U形折角及一、二次風配比對爐膛燃燒過程的影響，以及爐排上各風室的配比對爐膛溫度場、速度場以及煙氣主要成分分布、生成速率的影響，并通過實際運行工況加以驗證，以期為設(shè)計燃料適應性強、焚燒徹底穩(wěn)定、蒸汽生產(chǎn)效率高的垃圾焚燒爐提供可行性設(shè)計方案。

1 研究模型

研究對象為一個350 t/d垃圾焚燒爐，采用100%最大連續(xù)工況負荷(MCR)進行計算，即垃圾處理量為14.58 t/h，垃圾在爐排上速度為12 m/h，垃圾在爐排上的停留時間約為49.3 min。設(shè)計的主蒸汽壓力為6.4 MPa，爐型總高度為22.97 m，從左到右3個煙氣通道寬度分別為4.00、2.82、2.54 m。焚燒爐總長為12.05 m，除去燃料殘渣出口段，爐排(總長為9.86 m)分五級階梯，傾斜21.1°，從左到右長度依次為1.93、1.91、1.84、1.93、2.25 m。為進一步提高垃圾焚燒爐的蒸汽產(chǎn)量，解決折焰角、U形折角的高溫腐蝕和U形角處的管道堵塞問題，延長水冷壁。改造前垃圾焚燒爐的結(jié)構(gòu)如圖1(a)所示，經(jīng)過消除前墻折焰角與后拱U形折角的改造后，垃圾焚燒爐的結(jié)構(gòu)如圖1(b)所示。二次風分為前后墻雙層吹入，存在一定的高度差，前墻標高8.91 m，后墻標高8.05 m，兩邊各有11個送風口，與豎直方向夾角約43°。該生活垃圾發(fā)電廠的實際入爐垃圾的平均低位發(fā)熱量為8 539 J/kg。摻混5%污泥的工況總配風量為56 867.35 N·m3/h，過量空氣系數(shù)為1.6，氧氣體積分數(shù)為21%，分為一、二次配風并按照13：7的比例加入。一次風經(jīng)蒸汽預熱到220 ℃，按3：5：7：3：2的比例由5個風室從爐排下方送入爐膛；二次風溫度為40 ℃，經(jīng)前后墻兩排風口吹入，二次風風速約為65 m/s，風嘴向下，與豎直方向夾角約43°，前墻風口標高8.91 m，后墻標高8.05 m。水冷壁壁面采用定壁溫的邊界條件，設(shè)置3級溫度梯度(670、570、470 ℃)，其余壁面設(shè)置為絕熱壁面。

本研究的污泥取自廣州市獵德污水處理廠，并以所取地名簡稱命名為LD。污泥樣品置于鼓風干燥箱內(nèi)恒溫105 ℃干燥24 h，對干燥后的污泥與煤進行研磨粉碎和過篩，取80目篩選后的污泥供以后實驗分析使用。采用煤的工業(yè)分析方法(GB/T 30732—2014)對污泥與煤進行實驗，采用華南理工大學分析與測試中心內(nèi)由德國Elementar生產(chǎn)的Vario EL CHNS元素分析儀進行元素分析。將實驗樣品含水率為40%的生活垃圾與5%的LD- 40污泥(含水率40%的獵德污泥)進行摻混燃燒，其燃料元素分析結(jié)果為C(23.240%)、H(3.014%)、O(13.230%)、N(0.160%)、S(0.200%)、Cl(0.570%)，工業(yè)分析結(jié)果和熱值如表1所示。

表1 污泥與燃料的工業(yè)分析及熱值

2 數(shù)學模型與邊界條件

垃圾在焚燒爐內(nèi)的燃燒過程是以氣相燃燒為主、固相燃燒為輔的非均相燃燒的混合過程，比單純氣態(tài)燃料、液態(tài)燃料的燃燒過程更為復雜。為使模擬結(jié)果更接近實際情況，對垃圾在焚燒爐內(nèi)的整個燃燒過程進行了分塊計算，即移動爐排床層上垃圾的燃燒模擬和以床層釋放出的氣體作為邊界條件的上部氣相燃燒模擬兩部分[6]?；诂F(xiàn)有的多種描述床內(nèi)氣固燃燒模型，垃圾在移動爐排上的燃燒選擇計算機程序FLIC[12- 13]進行模擬，垃圾在移動爐排上的燃燒通過4個連續(xù)的過程(水分蒸發(fā)、脫揮發(fā)分、發(fā)分燃燒和碳燃盡)進行模擬。床層內(nèi)的控制方程如下[14]：

連續(xù)性方程為

(1)

動量方程為

-?·σ-?·t+ρsbg+A

(2)

式中：vs為顆粒的平均速度；vb為床層移動速度；ρsb為床層垃圾堆積密度；σ和t分別為床層正切和剪切應力張量；A為由機械擾動引起的顆粒運動的源項；Ss為由于蒸發(fā)、脫揮發(fā)和焦炭燃燒，燃料從固體到氣體的轉(zhuǎn)化率。

固相燃燒能量方程為

?·qr+Qsh

(3)

式中：Hs為固相焓值；λs為床層熱導率系數(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。

固相組分輸運方程為

?·(Ds?(ρsbwis))+Swis

(4)

式中，wis為顆粒組分(水分、揮發(fā)分、固定碳和灰分)的質(zhì)量分數(shù)，Ds為顆粒在床層的混合系數(shù)，Swis為源項。

垃圾在床層上吸收爐膛輻射熱以及一次風的熱量，水分快速蒸發(fā)，之后會產(chǎn)生CmHn、CO、H2O、CO2和H2等混合氣體。根據(jù)Yang等[15]的研究，為節(jié)約計算資源，爐膛的燃燒過程以CH4替代CmHn作為主要的碳氫化合物，并選擇以下的動力學反應方程：

CH4+1.5O2→CO+2H2O

(5)

CO+0.5O2→CO2

(6)

CO2→CO+0.5O2

(7)

垃圾焚燒爐中的湍流氣體流動通過標準k-ε湍流模型進行求解，采用組分輸運模型來精確模擬爐內(nèi)煙氣的體積化學反應過程。氣體湍流流動與燃燒化學反應之間的相互作用通過有限速率/渦耗散模型進行模擬求解。爐內(nèi)的輻射傳熱計算選擇P- 1輻射模型。數(shù)值計算時，F(xiàn)LIC床層上方數(shù)據(jù)與Fluent計算的爐膛對爐排輻射熱的計算結(jié)果相互迭代至收斂。爐膛燃燒采用SIMPLE算法求解，通過增加迭代步數(shù)以及降低松弛因子使計算達到收斂。

3 結(jié)果分析與討論

本文通過對3個工況進行數(shù)值分析以及結(jié)果對比，分別是未摻混污泥垃圾在A爐中焚燒(記為MSW- 0-A)、摻混5%污泥的垃圾在A爐中焚燒(記為MSW- 5-A)和摻混5%污泥的垃圾在B爐中焚燒(記為MSW- 5-B)。

采用FLIC對兩種燃料(未摻混污泥和摻混5%污泥的垃圾)進行固相燃燒，結(jié)果如圖2所示。從圖2(a)可知：兩種燃料氣煙氣組分沿床層移動方向的變化趨勢基本一致；在0.05 m處氧氣質(zhì)量分數(shù)從23%下降到11.4%；在2.6 m處氧氣質(zhì)量分數(shù)最低而CO、CO2的質(zhì)量分數(shù)驟升并迅速接近峰值，表明CO、CO2的產(chǎn)生與低氧環(huán)境密切相關(guān)；在2.5～3.5 m和5.0～6.0 m之間，未摻污泥的垃圾快速產(chǎn)生CO2且含量大于摻混5%污泥的垃圾；在3.5～4.5 m之間，摻混5%污泥的垃圾產(chǎn)生的CO2的質(zhì)量分數(shù)大于未摻污泥的垃圾。其主要原因在于，垃圾中的固定碳含量比LD- 40污泥中的固定碳含量高，而LD- 40污泥的含水率較高，LD- 40污泥與垃圾摻混后，會導致固定碳的析出時間滯后。從圖2(b)可以看出，兩種燃料工況的溫度沿床層方向的變化趨勢基本一致，在2.6 m處開始快速升高，并在4.4 m處達到最大值1 433.58 K 后逐漸降低。氣體的溫度主要由揮發(fā)物和固定碳的燃燒決定，也受到一次風風量的影響，1到5風室的風量比例為3:5:7:3:2，可以看出第2、第3風室為主燃區(qū)。表1為燃料質(zhì)量守恒的驗證，相對誤差低于5%，可以認為爐排內(nèi)燃燒過程質(zhì)量守恒。

圖2 兩種燃料的固相燃燒結(jié)果

溫度場分布是垃圾焚燒爐的重要評價指標，通過分析生活垃圾在A爐(MSW- 0-A)、摻混5%污泥的生活垃圾在A爐(MSW- 5-A)、B爐(MSW- 5-B)的燃燒情況，分析影響垃圾焚燒爐工況的主要因素。3種工況(MSW- 0-A，MSW- 5-A，MSW- 5-B)下爐膛的溫度分布、速度場分布、CO質(zhì)量分數(shù)w(O)分布、CO2質(zhì)量分數(shù)w(CO2)分布、CH4質(zhì)量分數(shù)w(CH4)分布、O2質(zhì)量分數(shù)w(O2)分布、NOx質(zhì)量濃度ρ(NOx)分布的截面圖如圖3至圖9所示(焚燒爐深度2 500 mm處)，各測點溫度比較如表2所示。從表2可知，4個測點溫度的模擬值與現(xiàn)場實測值的偏差平均值小于5.0%，從下往上3個點的溫度實測值從1 472.15 K下降至 1 007.75 K，相應的溫度誤差從 1.42%上升至 10.26%再降至0.05%，說明遠離爐排的上部空間由于受到更多爐膛邊界條件的影響，使得結(jié)果偏差增大，煙道于爐膛下端的測點模擬結(jié)果更加準確，這進一步驗證了垃圾爐數(shù)學模型的準確性。

表2 測點溫度比較

從圖3中MSW- 0-A與MSW- 5-A工況的對比可以看出，兩者的前拱均存在貼墻燃燒現(xiàn)象，可能是因為此時的燃燒反應主要是受未燃燼的氣相可燃物與空氣的混合速度控制；一通煙道的溫度分布大致相似，均達到了1 000 K以上；高溫區(qū)域集中在爐膛主體部分，溫度沿爐膛高度方向逐漸降低，未燃燒完全的揮發(fā)分被煙氣帶走后，遇到富氧的二次風后混合、充分燃燒。在二次風的擾動作用下，燃燒爐膛的溫度分布趨于均勻，并逐漸下降；但前者在二次風附近的局部高溫區(qū)域較大，表明摻混5%污泥的生活垃圾會降低爐膛溫度。MSW- 5-B工況下爐膛的局部高溫區(qū)域較為集中，分布在爐膛中間位置，貼前墻燃燒的現(xiàn)象相比A爐有很大的改善，后拱上的U形折焰角消除后，爐排上固相揮發(fā)上升的可燃組分，在高溫中被引燃的位置稍微下移，固相蒸發(fā)段吸熱量增大，蒸發(fā)時間減小。從圖3可以看出，MSW- 5-B工況下一通煙道的溫度大部分達到了1 100 K，溫度場分布更加均勻，降低了局部高溫帶來的管道損傷，水冷壁吸熱量大并提高了蒸汽產(chǎn)量，同時有利于保證足夠的高溫燃燒時間，減少污染物。

從圖4可知，A爐型由于存在前后拱的導流作用，二次風一經(jīng)吹入，便與上升的主煙氣流混合，在二次風口處形成了局部漩渦，增加湍流度，使煙氣燃燒旺盛。相比之下，在MSW- 5-B工況下焚燒爐的煙氣速度流場中，只有后墻二次風口附近形成一個較大的漩渦高溫燃燒區(qū)域，前墻的二次風口附近未產(chǎn)生渦旋，導致煙氣沖刷后墻。在相同的標度下，A爐出現(xiàn)局部煙氣流速達到12 m/s以上，會對爐墻產(chǎn)生嚴重的沖刷腐蝕，而B爐的煙氣速度分布較為均勻，第一煙道后墻局部最高流速不超過10 m/s，增加煙氣在高溫區(qū)的停留時間，有利于充分燃燒。相比之下，前墻水冷壁的布管和維護要便于后墻，且前墻的高溫區(qū)有利于提高蒸汽產(chǎn)量。

圖3 3種工況下爐膛的溫度場分布

從圖5可以看到：MSW- 0-A與MSW- 5-A工況下的CO主要集中在爐排與二次風口之間，且前者的CO含量高于后者，主要受燃料中固定碳含量的影響；MSW- 5-A與MSW- 5-B工況中，前者的CO分布出現(xiàn)副中心區(qū)域，主要由于內(nèi)部氣流組織的影響，在前墻折焰角和后墻的U形角作用下形成漩渦。

圖4 3種工況下焚燒爐的煙氣速度場分布

圖5 3種工況下焚燒爐的CO質(zhì)量分數(shù)分布

從圖6可以看到：MSW- 0-A與MSW- 5-A工況下的CO2主要集中分布在爐排的燃燒段與前墻折焰角下方，并存在貼墻情況，且前者CO2的質(zhì)量分數(shù)更高；在MSW- 5-A與MSW- 5-B工況中，后者的CO2主要分布在爐排燃燒段和爐膛二次風口上方貼前墻區(qū)域，主要由于主流煙氣沒有折焰角與后拱U形角的調(diào)節(jié)，煙氣經(jīng)過富氧充分燃燒后，在二次風口上方靠前墻形成局部的積聚，燃燒室上部的煙氣通道，A爐CO2的質(zhì)量分數(shù)要明顯高于B爐，說明在A爐中CO及其他碳氫化合物也由于空氣動力場的改變而燃燒得更加充分。

從圖7可知：由于爐排的溫度以及一二次風的配比一致，MSW- 0-A與MSW- 5-A工況下的CH4質(zhì)量分數(shù)分布基本一致，摻混5%的污泥對CH4的析出不構(gòu)成影響；MSW- 5-A與MSW- 5-B工況中，后者的CH4集中分布在爐排的前端且貼近前墻，說明消除后拱U形角減少了對一次風的遮擋，在拐角處一次風占據(jù)主導進入爐膛，一定程度上導致B爐的高溫區(qū)域低于A爐，符合焚燒爐改造的目的。

從圖8可知：MSW- 0-A與MSW- 5-A工況下的O2分布區(qū)域一致，集中在爐排與后拱U形角之間，隨著污泥摻混比例的增加，MSW- 5-A工況下的含氧量大于MSW- 0-A工況下，或因摻混污泥導致碳含量減少所致；MSW- 5-A工況與MSW- 5-B工況中，后者的O2集中分布在爐排的末端，主要原因是沒有后拱U形角的阻擋，一部分O2隨一次風進入爐膛，同時因二次風下方，后拱折角附近的高溫燃燒也消耗了大量的氧氣。相比之下，B爐的氣體混合更加充分且有利于提高燃燒效率。

圖6 3種工況下焚燒爐的CO2質(zhì)量分數(shù)分布

圖7 3種工況下焚燒爐的CH4質(zhì)量分數(shù)分布

圖8 3種工況下焚燒爐的O2質(zhì)量分數(shù)分布

圖9 3種工況下焚燒爐的NOx質(zhì)量濃度分布

從圖9可知，MSW- 0-A與MSW- 5-A工況下的NOx集中分布在后拱U形角附近，隨著爐膛升高，MSW- 5-A工況的NOx質(zhì)量濃度分布均勻且高于工況MSW- 0-A，相比之下，MSW- 5-B工況下的NOx產(chǎn)量少，爐膛內(nèi)部煙氣混和更充分，由于沒有后拱U形角的阻擋，煙氣在高溫區(qū)域停留的時間短，以及氧氣沒有在高溫區(qū)域積聚，從而極大程度地降低了爐內(nèi)NOx的生成。

4 結(jié)論

本文利用FLIC與Fluent對350 t/d垃圾焚燒爐爐排以及爐膛燃燒狀況進行模擬分析，考慮實際結(jié)構(gòu)情況與燃料特性，獲得了爐排上部的煙氣成分和溫度；分析了MSW- 0-A、MSW- 5-A和MSW- 5-B工況下爐膛結(jié)構(gòu)對燃燒溫度、組分分布以及NOx排放物的影響，并通過實際測量數(shù)據(jù)進行驗證。結(jié)果顯示：燃料的改變主要影響材料的熱值以及排放物，但在其他條件不變的情況下，摻混5%的LD- 40污泥可降低CO、CO2的生成量以及爐膛的溫度；焚燒爐在其他條件不變的情況下，改變爐膛結(jié)構(gòu)，去除前墻折焰和后拱U形折角部分，可改善爐膛內(nèi)的速度場分布、溫度場分布以及燃燒產(chǎn)物的生成。主要表現(xiàn)為爐膛燃燒區(qū)域下移，高溫區(qū)域集中在爐排與二次風出口之間，爐膛燃耗更加充分，降低NOx的產(chǎn)量，從而節(jié)約還原劑的用量。煙氣的主流動方向由改造前的嚴重沖刷U形折角和后墻變?yōu)橘N近爐膛中間偏前墻燃燒，減少水冷壁的高溫腐蝕。將垃圾焚燒爐的仿真結(jié)果與現(xiàn)場實測結(jié)果進行對比，實測溫度與爐膛模擬溫度的誤差平均值小于5%，從而驗證了350 t/d數(shù)值模型的有效性。