烟气再循环对生物质炉排炉燃烧影响的数值模拟.doc

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1、烟气再循环对生物质炉排炉燃烧影响的数值模拟摘要：针对生物质锅炉实际运行过程中常出现水冷壁腐蚀严重、屏式过热器积灰多和NOx排放量高等问题，以一台某电厂额定蒸发量为130t/h的生物质往复式水冷炉排炉为研究对象，提出二次风掺混再循环烟气燃烧的方法，采用计算流体力学（CFD）数值模拟技术对炉内燃烧过程进行热态模拟，旨在为锅炉的实际运行操作提供理论指导。计算结果表明，采用烟气再循环可以增强炉膛上部气流扰动，改善炉内温度分布的均匀性，提高燃尽率，同时降低屏区火焰温度，减轻大屏积灰结渣风险；后墙下二次风掺混再循环烟气后，主燃区形成还原性气氛，温度下降，有效抑制热力型NOx的生成。后墙下二次风掺混30%再

2、循环烟气的工况炉内气流均匀饱满，高温烟气分布从炉膛深度中心向前、后墙两侧稳定下降，NOx排放质量浓度相对于无再循环烟气时减少了32.1%。我国拥有丰富的生物质能资源，据统计可知，我国秸秆产量约为6亿t/a。目前，除少量生物质被用于农村家庭燃料或饲料外，绝大多数生物质被露天焚烧、填埋，或直接丢弃在田间地头进行生物降解1-4。生物质发电兼具环境效益与社会效益，利用生物质发电可以在替代化石能源、促进环境保护、带动农民增收等方面带来诸多积极影响5。根据国家能源局生物质能发展“十三五”规划6可知，到2020年，生物质能基本实现商业化和规模化利用。生物质发电总装机容量达到1.5107kW，年发电量为910

3、10kWh，其中农林生物质直燃发电7106kW，城镇生活垃圾焚烧发电7.5106kW，沼气发电5105kW。预计2020年，生物质能产业新增投资1960亿元。其中，生物质发电新增投资约400亿元。适用于生物质直燃燃料的常见炉型有以下几种形式：循环流化床炉、水冷振动炉排炉、往复式炉排炉等7。目前，国内应用最广泛的是流化床和水冷振动炉排生物质直燃炉型。锅炉排放的氮氧化物（NOx）是造成大气严重污染的产物之一，它可以形成酸雨、酸雾甚至光化学烟雾，给人类的生活健康带来严重的威胁8。生物质固体成型燃料燃烧生成的NOx来源于原料中的氮元素以及空气中N2的高温氧化9，根据其来源，可以将NOx分为3种类型：热

4、力型NOx、快速型NOx和燃料型NO10。烟气再循环技术是为降低NOx的生成而使用的低空气比燃烧技术，属于脱硝技术的一种11。国内外对于烟气再循环技术在燃气锅炉上的应用研究较多。宋少鹏等12研究烟气再循环率对天然气低氮燃烧特性的影响，结果表明，在燃气锅炉上，10%的烟气再循环率可以减少65%的氮氧化物排放。胡满银等13对某电站四角切圆燃烧锅炉有、无烟气再循环时的燃烧过程进行数值模拟，结果表明，有烟气再循环时，炉内平均温度分布和最大温度分布整体明显降低；炉膛出口CO2体积分数有一定幅度的上升，O2体积分数有较大幅度的下降；NOx排放质量浓度有较大幅度的降低。目前，有关烟气再循环在生物质直燃炉上应

5、用的研究较少。针对生物质炉排锅炉实际运行过程中存在的前后拱及侧墙水冷壁腐蚀严重，出现爆管事故、屏式过热器积灰多和NOx生成量高的问题，本文以一台电厂额定蒸发量为130t/h的光大往复式水冷炉排炉为研究对象，采用数值方法对炉内生物质燃烧进行模拟，提出二次风掺混再循环烟气燃烧的方法。考察不同再循环烟气配风布置下锅炉内温度分布、流场分布、燃尽率和排放的污染物质量浓度发生的改变，为生物质炉排炉的设计及优化提供理论参考。1研究对象及计算模型1.1物理模型研究对象是一台额定蒸发量为130t/h的生物质往复式水冷炉排炉，炉排总长为9.3m，炉排宽度为12.0m，炉排运行速度为18.6m/h，整个炉型自出渣口

6、到锅筒顶部高度为20.69m。配风分为4级，一次风由炉排下方由高到低分6级灰斗配送，6个灰斗长度分别为1。47、1.47、1.47、1.47、1.47、1.95m，配风体积比为18%22%30%20%5%5%。点火风分3列布置，上、中、下3列喷口下倾角分别为70、80、90；前墙下二次风分2列布置，下倾角分别为15和20；后墙下二次风分2列布置，下倾角分别为40和50；前、后墙上二次风喷口均分2列布置，配风方向为水平方向。出于控制烟气中NOx考虑，模拟计算中总过量空气系数取1.2，其中一次风的总过量空气系数为0.7。再循环烟气量取总烟气质量的30%，由上、下二次风分配至主燃区，以降低主燃区的温

7、度，同时增强炉膛上部扰动，提高燃尽率，减少CO的残留。设计燃料按照黄杆灰杆73的质量比掺混而成，掺混后的生物质燃料元素分析（折算收到基）和工业分析（收到基）如表1所示。由元素分析得到单位质量燃料所需的理论空气量为2.487m/kg。当过量空气系数取1.2时，每小时满负荷所需空气量为123259m/h，燃烧生成理论烟气量为200843m/h。根据锅炉实际尺寸，使用Solidworks建立锅炉模型，如图1所示，使用Ansysmeshing划分网格，炉膛网格均采用六面体网格，其中，对二次风入口区域进行局部加密处理。构建的计算网格模型最小尺寸为1.43010-8m，最大尺寸为6.10910-3m，二次

8、风入口采用局部加密处理，网格总数为297.89万。1.2数学模型生物质燃料在炉排炉的燃烧过程可以分解为固体可燃颗粒在炉排上床层内的燃烧和固相析出可燃物（挥发分、炭粒）在炉膛内稀相空间的燃烧。固相燃烧反应采用谢菲尔德大学垃圾焚烧中心自主开发的模拟平台FLIC。床层上固相反应由Yang等14-16的运动模型描述。考虑层料床层的移动17，固相控制方程如下。炉膛的气相燃烧反应计算应用通过商业软件ANSYSFLUENT进行模拟，床层固相燃烧计算得到的炉排上方气体的温度、速度及组分信息，作为炉膛气相燃烧模拟的入口边界条件以UDF的形式导入，具体炉排及炉膛计算的耦合方法参见文献17。气相燃烧反应的黏性模型采

9、用标准k-湍流模型，壁面函数为标准壁面函数，组分输运为通用有限速率模型，气相燃烧源相采用有限速率/涡耗散（EDC）模型计算，化学反应如下：2CH4+3O2-2CO+4H2O,（5）2CO+O2-2CO2,（6）2H2+O2-2H2O。（7）辐射模型为DO模型，采用Simple算法求解压力速度耦合方程，控制方程的离散形式为二阶迎风。炉膛壁面采用绝热边界条件，设置底部炉排及上下层二次风均为速度入口，炉膛顶部为压力出口。开始计算时，求解温度场、流场、动量方程、颗粒场、燃烧和辐射换热，当残差小于设定标准且烟道出口计算参数稳定，即认为燃烧计算收敛。NOx排放计算采用燃烧的后处理计算方法，在燃烧计算收敛后

10、，根据燃烧数值解开启NOx反应的模拟计算，此时流动模型、湍流模型、能量方程、辐射模型和组分计算模型不再进行迭代求解，NOx反应与燃烧过程计算不耦合。NOx生成过程较复杂，在计算过程中重点关注燃料型NOx和热力型NOx的转化过程（见图2），NOx的具体转化模式见文献18,19。采用的床层和炉膛气固两项燃烧耦合的计算方法的准确性已在本课题组对往复式垃圾炉排炉的研究中，通过对比现场测试结果得到了验证。刘瑞媚20将该计算方法应用于一台500t/d大型垃圾焚烧炉排炉的模拟研究，并于光大南京垃圾焚烧电厂对该炉型进行现场热态测试。通过试验得到的炉膛出口温度为1154K，出口氧量为7.36%，出口NOx质量浓

11、度为112mg/m，与模拟计算得到的炉膛出口温度1155K、出口氧量7.97%、出口NOx排放质量浓度120mg/m吻合良好，通过实验测得的灰渣残碳量7.6%与模拟结果8.0%十分接近。由此，验证了该计算方法的可靠性。2计算工况2.1原始工况原始工况A0总过量空气系数取1.2，一次风风速由FLIC计算导入，风温为220；点火风风速为35m/s，风温为220；前墙下二次风风速为45m/s，风温为45；后墙下二次风风速为63m/s，风温为45；前、后墙上二次风停运，原始配风不添加再循环烟气。2.2上二次风掺混再循环烟气工况为了解决前后拱、侧墙水冷壁高温腐蚀及炉膛上部火焰的偏斜问题，对原始工况配风通

12、过掺混烟气的方法进行优化改造。抽取总烟气量的30%作为再循环烟气，由前、后墙上二次风喷口水平通入，上二次风风速为70m/s，烟气温度为120。上二次风掺混再循环烟气工况A1配风布置形式分别如图3所示。2.3下二次风掺混再循环烟气工况3计算结果与分析3.1原始工况计算结果原始计算工况A0中心截面温度分布和流场分布分别如图4、5所示，焚烧炉内主燃区位置在喉口截面下方，靠近前后拱区域火焰温度很高，这与锅炉实际运行中后拱腐蚀严重的描述相符。炉膛上部火焰细长，且存在一定程度的偏斜，高温烟气主要集中在前墙，导致屏式过热器的前、后侧对流换热面产生较大温差。后墙侧因前墙气流卷吸产生回流区，气流上升速度明显下降

13、，对飞灰的携带能力下降，容易产生积灰问题。统计该工况炉膛喉口和第一烟道出口2个特征截面的温度、组分信息，炉膛喉口截面平均温度为1277K，第一烟道出口截面温度为993K，O2体积分数为3.6%，CO体积分数为2.2210-3，燃尽程度很差，NOx排放质量浓度为304.2mg/m。3.2二次风掺混再循环烟气对炉内温度特性和流场分布的影响如图6所示为A1工况中心截面温度分布。可以看出，前、后墙上二次风通入的再循环烟气促进了炉膛上部气流扰动，使炉膛上部火焰原本的偏斜现象有明显改善，提高了温度均匀性，减轻了屏式过热器前、后侧的热偏差，改善了屏区火焰温度局部过高的现象，可以降低大屏积灰结渣风险。上二次风

14、的布风形式对喉部主燃区温度没有明显影响，且上二次风补充的氧气使得主燃区范围进一步扩大。从图6可以看出，该工况的后拱附近存在一个明显的高温区，不利于后拱安全。观察A1工况的炉膛流线分布（见图7）可知，上二次风明显改善了炉膛上部的气流偏斜现象，原始工况中的大回流区因上二次风的扰动而消失，炉膛流线充满程度提高。统计喉部截面以及燃烧室出口截面温度及组分数据可知，工况A1炉膛喉口截面平均温度为1010，第一烟道出口截面温度为680，第一烟道出口截面CO质量浓度下降为0.002mg/m，说明炉膛气相燃烧效率提升。下二次风掺混再循环烟气3个工况B1-B3炉膛中心截面的温度分布如图8所示。可见，随着后墙下二次

15、风掺混再循环烟气比例的增大，主燃区O2的供给量下降，燃烧速率下降，主燃区温度降低。后墙上二次风补充的O2使未燃尽组分继续燃烧，再燃区沿炉膛高度和深度方向范围扩大，上部炉膛的整体温度提高。所有模拟计算工况炉膛喉部、燃烧室出口及第一烟道出口的温度、组分统计结果如表4所示。表中，Tt为炉膛喉部截面平均温度，Tf为燃烧室出口截面平均温度，To为第一烟道出口截面平均温度，O2为第一烟道出口截面平均O2体积分数，CO为第一烟道出口截面平均CO体积分数。采用烟气再循环4个工况烟道出口CO的体积分数均小于10-6，说明上述分级配风给氧的方式能够保证较高的燃烧效率。水冷壁的温度对腐蚀有很大影响。当壁温低于350时，腐蚀速度较小；从350开始，腐蚀加快；当壁温大于400时，H2S和S气体的腐蚀速率迅速增大。当炉内流场组织不良产生近壁燃烧或刷墙时，会加速水冷壁的高温腐蚀21。为了量化比较烟气再循环对炉膛燃烧均匀性的影响，提取炉膛喉口截面和燃烧室出口截面温度数据并对同一前后墙深度方向不同宽度的数据进行统计平均，获得喉口截面和燃烧室出口截面沿炉膛深度方向x的温度变化规律。如图9所示为Tt沿炉膛深度方向的变化规律。可以看出，烟气再循环的配风方式对靠近前墙侧炉内烟气温度的影响