循環流化床垃圾焚燒爐助燃配風改造對降低CO排放效果的數值模擬*

姜方為 羅海波# 沈 剛 胡興廷

(1.貴州大學資源與環境工程學院，貴州 貴陽 550000；2.中國航發貴州紅林航空動力控制科技有限公司，貴州 貴陽 550000；3.貴州富燃環保科技有限公司，貴州 貴陽 550001)

垃圾焚燒是垃圾終端處置的有效手段之一，循環流化床(CFB)是垃圾焚燒處置的重要工藝，能夠較好的實現垃圾減容化、減量化、無害化和資源化。CFB垃圾焚燒工藝對高水分、低熱值且波動性大的生活垃圾表現出極強的適應性，比較適合我國國情[1-2]。然而，生活垃圾入爐成分太過復雜，使空氣平衡難以控制、燃燒溫度波動較大，對CFB的運行帶來不良影響[3-4]。在實際運行過程中，CFB垃圾焚燒爐二次風燃燒參與程度不高、爐膛正負壓波動性明顯，環保風險集中表現在CO排放量大幅度超標上。針對這些問題，未見研究報道提出解決方法。張艷等[5]考察了機械爐排爐焚燒垃圾過程中增加生物質垃圾的占比對污染物排放的影響，該研究僅基于爐排爐中單一氣相流進行模擬分析，況且在垃圾焚燒行業中，CFB的沸騰燃燒方式有別于機械爐排爐的層燃燃燒方式，因此針對CFB垃圾焚燒爐的模型需要選擇氣固兩相流進行分析。CFB垃圾焚燒爐存在流體場瞬時變化大、鍋爐存在正壓運行工況、CO等常規煙氣監測指標難以穩定達標的特殊問題，這些特殊現象在機械爐排爐運行過程中幾乎不發生。

本研究對CFB垃圾焚燒爐進行助燃配風改造，調整助燃配風進入的物理位置、強度、風量及布置方式，以達到優化CFB垃圾焚燒爐鍋爐配風、強化二次風參與燃燒的目的；并通過計算流體動力學(CFD)可視化數值模擬軟件(ANSYS Workbench Fluent軟件)對工程改造后助燃配風的流向線、助燃配風的湍流度影響以及整體煙氣軸向流動速度變化進行分析，以期解決CFB垃圾焚燒爐CO排放超標的問題，為CFB垃圾焚燒爐CO減排研究提供理論依據和模型數據參考。

1 鍋爐改造及CFD模擬方法

選取安徽某垃圾發電廠2號TG-35/3.82-LJ-400型CFB垃圾焚燒爐為研究對象，該鍋爐為單爐膛，自然循環，全鋼架π型布置，爐膛第一煙道的整體尺寸為5.93 m×4.23 m×27.20 m。鍋爐燃用當地的次煙煤和生活垃圾，兩者設計質量比約為48∶21。該CFB垃圾焚燒爐在實際運行過程中存在CO排放指標不可控、爐膛正負壓波動大、爐膛溫度偏低等問題。鍋爐改造前運行工況與大氣污染物排放指標見表1。

表1 鍋爐改造前日常運行工況及排放指標

針對CFB垃圾焚燒爐存在的問題，提出二次風管道上移、增加二次風噴入口以及增加燃盡風管道等助燃配風改造手段，使用CFD數值模擬結合理論分析，對改造后爐膛內湍流模型、混合效果進行可視化展現。

1.1 鍋爐本體助燃配風的改造

1.1.1 鍋爐二次配風的改造

將鍋爐標高14.00 m處的鍋爐水冷壁進行讓管處置，即將鍋爐二次風進入爐膛位置標高由7.00 m提升至14.00 mm；鍋爐二次風噴口公稱直徑均由300 mm縮小至40 mm，左右兩側墻單層二次風噴口的數量由4個增加至24個；上移后的二次風按照兩層布置。

1.1.2 鍋爐燃盡配風的改造

將鍋爐第一煙道以下1.50 m處的水冷壁進行讓管處置，在鍋爐后墻新增一排風管，即在鍋爐煙氣出口處增加燃燼風；燃盡風噴口的公稱直徑為50 mm，噴口數量為8個；燃盡風源引自鍋爐一次風，以一次風的壓力保證燃盡風具有較強的湍流能力。

鍋爐助燃配風改造如圖1所示。

圖1 鍋爐助燃配風改造Fig.1 Air distribution renovation for combustion-supporting of boiler

1.1.3 鍋爐軸向顆粒體積分數的測量

鍋爐的軸向顆粒體積分數分布采用壓差法進行測量[6]，在鍋爐的兩側墻上共設16個壓力測點，鍋爐標高的10.90 m至鍋爐標高的14.50 m處以及鍋爐標高的22.10 m至23.50 m每隔1.00 m左右設置一個壓力測點，其余位置每3.00 m設置一個壓力測點，單面墻設置8個測點。通過測量兩個測點之間的壓差，根據式(1)得到顆粒軸向的體積分數分布：

(1)

式中：fs為顆粒軸向體積分數，%；ΔP為兩個測壓點之間的壓差，Pa；ρs為物料密度，kg/m3；g為重力加速度，取9.8 m/s2；Δh為兩測壓點間的高度差，m。

1.2 CFB爐膛內氣固兩相湍流特性的CFD模擬

CFB垃圾焚燒爐內，第一煙道內氣相和固相混合方式和混合效果對物料間傳質效果、傳熱效果、能源消耗等具有很大的影響，較差的混合效果會導致碳界面反應效率低下甚至反應失敗，因此，有必要對第一煙道內氣固兩相的流變特性及其在第一煙道內的流場做出全面了解[7]。近年來，隨著計算流體力學的高速發展，CFD模擬仿真技術可有效完成對不透明液體流場的可視化分析，極大提高了流場分析研究的效率以及數據分析的全面性[8]。

CFB鍋爐內的流動狀態屬于典型的氣固兩相流動，有關爐膛內氣體和顆粒間的耦合作用的模擬狀態已經有大量的研究[9]。對于單煙道、中溫中壓、自然循環、非臨界的中小型CFB焚燒鍋爐而言，選擇雙歐拉流體曳力模型能夠滿足數值模擬的精確性要求[10]。本研究利用Solidworks對爐膛進行三維建模，用ANSYS Workbench Fluent軟件對一臺規模為180 MW的CFB鍋爐進行氣固流場數值模擬，研究助燃配風的參與燃燒程度，分析了助燃配風優化改造對煙氣流速、湍流程度和氣固流場的影響，并最終結合試驗結果對CO的減排效果和機理作出可視化的分析。

網格模型是按照安徽某垃圾發電廠2號鍋爐的第一煙道實際尺寸建立的，并將鍋爐實際外形進行簡化。y方向高為20.82 m，x方向寬為5.93 m，z方向縱深為4.23 m。鍋爐下部設單塊大面積布風板，尺寸為1.60 m×5.93 m。y方向分兩層布置48個二次風口，第一層二次風距離布風板的距離為5.72 m，第二層二次風距離布風板的距離為6.92 m。在鍋爐后墻第一煙道以下1.50 m處沿x方向上布置一排8個燃盡風口，在鍋爐后墻距布風板高度1.40 m布置兩個回料口，回料口的直徑為1.10 m。對模型進行網格劃分，網格數量為975 023個，節點數為859 887個，圖2為簡化后模型的網格圖。

設置兩相流模擬條件為非穩態的兩相流動，非穩態時間步長為0.001 s。壁面反彈系數取0.01，湍流模型采用RNGk-ε湍流模型，模型常數c1=1.42，c2=1.68，cμ=0.09，σk=1.0，σε=1.3，σ1=0.85。氣固間的動量傳遞選用Gidaspow曳力模型描述，模型參數設置如表2所示。

圖2 模型網格劃分Fig.2 Mesh generation of model

表2 鍋爐模擬模型及計算參數

2 鍋爐助燃配風改造效果模擬分析

2.1 對CO排放可控性的影響

助燃配風改造后，CFB垃圾焚燒爐運行指標得到明顯的改善，表明配風改造優化了燃燒工況。圖3為助燃配風率為37%、40%、43%時煙氣排放指標變化情況。

由圖3可見，助燃配風改造后，爐膛CO排放指標出現明顯的改善。當鍋爐助燃配風率為40%以上時，CO排放均值可降低至80 mg/Nm3以下，煙氣含氧量保持在9.5%(體積分數)左右；當鍋爐助燃配風率低于40%時，尾部煙氣含氧量降至8.5%以下，CO的排放開始超出國家標準的要求。此外，CO的排放均值與NOx、HCl、尾部煙氣含氧量等排放均值存在一定的反比關系，CO排放降低，NOx和HCl等酸性氣體的排放出現一定上浮；當CO排放升高，尾部煙氣含氧量降低，NOx和HCl等酸性氣體排放也出現一定的降低。這是因為爐膛內CO等可燃性氣體存量降低，使尾部煙氣含氧量升高，瞬時過量空氣系數增加導致了折算值上升；另一方面，當第一煙道內CO存量減少，爐膛內還原性氣氛減弱[11]，對NOx生成的抑制作用減少，導致煙氣中NOx排放量相應增加。綜上，助燃配風率宜為40%左右，后續對該比例下的溫度流場進行分析。

圖3 不同助燃配風率下煙氣排放指標Fig.3 Flue gas emission under different ratio of combustion-supporting air distribution

2.2 對爐膛中上部溫度的影響

由圖4可見，對鍋爐助燃配風方式進行改造后，爐膛中上部的溫度均有明顯的上升，平均提升幅度為41.3 ℃；爐膛中上部溫度的波動性減小，波動區間由平均77.9 ℃縮小至46.3 ℃，波動范圍縮小31.6 ℃；爐膛中上部的溫度穩定性提升，主要源于爐膛壓力場的突然波動或垃圾入料成分的變化而造成的爐膛溫度驟降現象得到明顯緩解，溫度降低的平均幅度由55.7 ℃減少至27.2 ℃，爐膛中上部的溫度穩定性提升了51.2%左右。總體來說，助燃配風的改造對穩定爐膛中上部的溫度產生顯著影響。

圖4 助燃配風改造前后爐膛中上部溫度變化曲線Fig.4 Temperature curve of upper and middle furnace before and after renovation of air distribution for combustion-supporting

CFB垃圾焚燒工藝屬于低溫、分級焚燒工藝[12]。CFB垃圾焚燒爐中影響碳燃燒反應速率的因素包括溫度、過量空氣系數、氧擴散混合能力等[13]。有研究表明，CFB垃圾焚燒爐在500～800 ℃下碳基無機化合物以界面反應為主，是碳表面化學吸附反應的過程：首先O2在碳表面發生化學吸附并轉化為吸附的C=O，而后進一步形成CO2離開表面。由于化學吸附需要活化能，故溫度升高會導致O2的化學吸附增強，從而使化學反應速率增加[14]。因此，提升溫度對降低CFB垃圾焚燒爐CO的排放有著積極作用；同樣因為低溫焚燒工藝條件下以界面反應為主，所以增加碳與O2接觸的幾率也同樣關鍵，增加助燃配風的穿透力也是必要的。孔令然等[15]指出CFB垃圾焚燒爐中CO的反應速率比純氣相條件下的反應速率小很多，CO在CFB內的燃燒速率除了與燃燒溫度、爐膛壓力、氣體濃度有關外，還需乘上一個有效空間的反應系數，即空隙率。當空隙率趨近于零，CO的燃燒反應就不能進行。CFB垃圾焚燒爐中CO的反應在上部粉塵濃度較低處具備較為良好的反應空間條件，因此需要將助燃配風相應上移。

CFB垃圾焚燒爐鍋爐助燃配風進行改造以后，爐膛中上部和第一煙道出口的溫度明顯上升。結果不僅說明因垃圾成分的特殊性導致第一煙道中上部聚集大量的可燃揮發分氣體，也說明助燃配風補入增加了第一煙道煙氣的回流效果和湍流程度，起到了明顯提升氧擴散能力的作用，因此在這區域內碳的界面反應得到加劇，溫度升高。其次，在爐膛上部的顆粒濃度較低，平均顆粒質量濃度均在2.287 kg/m3以下，具有一定的空隙率。因此，在爐膛中上部增加相應的助燃配風實質上是增加此處的氣流湍流強度、氧氣的擴散參與能力以及顆粒物的空隙率，改善燃燒所需要的條件，從而實現揮發分氣體的燃燒與爐膛溫度的升高。

2.3 煙氣在第一煙道內的運動特性及顆粒濃度分布

2.3.1 第一煙道內煙氣的運動特性分析

助燃配風的射流深度是表征爐膛內部煙氣擾動強度的一個特征指標。已有研究分析了CFB助燃配風射流深度及其影響因素的關系，并且建立基于交叉射流動量比的初始射流深度模型[16]，其經驗公式為：

(2)

式中：s為射流軌跡橫軸位移，m；d0為助燃配風的噴口公稱直徑，m；ρ2為助燃配風射流氣相平均密度，kg/m3；u2為助燃配風噴口的射流速度，m/s；ρ1為一次流化氣相平均密度，kg/m3；u1為一次流化氣體的射流速度，m/s；ρp為顆粒密度，kg/m3；ε為顆粒空隙率；up為爐膛內顆粒的運動速度，m/s。

CFB中分為氣相和顆粒相兩相流體，大量的研究對氣固兩相流體進行了探究，CFB稀相區的流體狀態可近似看做分散泡狀流[17]，王勤輝等[18]描述了CFB爐膛內顆粒濃度和距離布風板的高度之間的關系，明確距離布風板的高度越大，顆粒的濃度越低；劉向軍等[19]的研究指出床內顆粒的空隙率的變化范圍，并明確了二次風補入處的空隙率為1.5～2.0。

鍋爐配風改造前后CFB爐膛內的煙氣流向的可視化模擬結果分別見圖5、圖6。

對比圖5、圖6可知，助燃配風改造前，爐膛第一煙道的煙氣流動狀態類似“層流”，在二次風補入處的一次風存在一個明顯的流場收縮、流速增快的過程，但是原有二次風的湍流作用效果并沒有預期那樣明顯；助燃配風改造后，爐膛內的一次風的流動方向受到了明顯的干擾，尤其在助燃配風的補入位置處，明顯看出助燃配風形成一片導向“風墻”，對一次風風向的導流作用十分明顯，在爐膛第一煙道的徑向上形成一定的“渦流”。煙氣的湍流范圍得到擴張，爐膛內焚燒死角的范圍有效縮減。通過可視化過程模擬可進一步驗證助燃配風改造后，第一煙道內物料間傳質效果、傳熱效果得到明顯改善；碳基化合物的燃燒界面反應條件得到優化。因此第一煙道內的燃燒過程更劇烈，燃燒速率更快，燃盡所需時間更短，爐膛出口CO的濃度也相應下降。

注：圖為左視圖，箭頭表示煙氣流向，下同。圖5 改造前煙氣流向Fig.5 Air flow direction before the renovation

圖6 配風改造后煙氣流向Fig.6 Air flow direction after the renovation

進一步對局部助燃配風的功能和效果進行剖析，結果如圖7所示。二次風改造后，二次風從入口進入爐膛的初始射流深度未發生明顯變化，但二次風在風管入口處的湍流深度得到明顯增加，結合改造后的總體風流向曲線的模擬結果，二次風補入處的整體煙氣流的湍流強度得到明顯增強；燃盡風的補入效果則比二次風效果更加明顯，在燃盡風的作用下，第一煙道上部至出口位置形成明顯的“渦流”區域，煙氣在該區域出現明顯的旋流和回流效果。由于燃盡風源引自鍋爐一次風，燃盡風的風壓比二次風風壓大；并且燃盡風進入爐膛的位置比二次風高，燃盡風補入處煙道的一次風壓力比二次風補入處一次風壓力小，因此燃盡風對第一煙道煙氣的“導流效果”明顯強于改造后的二次風。

圖7 助燃配風的局部流線剖析Fig.7 Partial streamlines analysis of air distribution for combustion-supporting

除此之外，對鍋爐第一煙道的軸向速度分布進行可視化模擬，模擬結果如圖8所示。模擬結果顯示第一煙道軸向上的煙氣平均流速為7.539 m/s，鍋爐煙氣流速在線監測設備測得煙氣流速為7.900 m/s，偏差為-4.57%，說明模擬數據具有一定的可靠性。在助燃配風改造前，第一煙道煙氣的軸向平均流速為12.100 m/s，相比而言煙氣軸向流速降低了37.69%，有助于煙氣在第一煙道內停留更長的時間，更好地滿足行業焚燒垃圾停留時間要求，為第一煙道出口CO排放值降低提供有利條件。

圖8 第一煙道軸向速度分布Fig.8 Axial velocity distribution in the first gas flue

2.3.2 第一煙道內顆粒濃度特性分析

對第一煙道內顆粒的濃度分布進行可視化數值模擬分析，結果見圖9。總體看來，鍋爐第一煙道軸向顆粒濃度隨著鍋爐標高的升高而降低且CFB爐膛內的顆粒濃度可呈現明顯的密相區與稀相區分布特性，與周星龍等[20]的研究一致。密相區軸向顆粒質量濃度均值在3.846 kg/m3左右，除助燃配風補入處周圍的顆粒質量濃度降低至1.145 kg/m3左右外，第一煙道其他區域的顆粒質量濃度分布比較均勻，均值在2.287 kg/m3左右。可見助燃配風的改造對整體稀相區的顆粒濃度分配的影響作用有限，在沒有助燃配風進入的爐膛區域顆粒濃度的變化并不明顯。但助燃配風的改造拓寬了第一煙道內較高空隙率的區域面積，對于低溫燃燒工藝的界面反應起到了一定的積極作用，直接優化了助燃配風參與爐內燃燒的能力。

圖9 顆粒質量濃度分布Fig.9 Distribution of particle mass concentration

3 結 論

(1) 鍋爐助燃配風改造對CFB燃燒工況有明顯的影響。助燃配風率為40%左右時，CO排放均值可降至80 mg/Nm3以下，煙氣含氧量保持在9.5%左右。

(2) 助燃配風改造可使CFB垃圾焚燒爐內中上部溫度增加，平均溫度上升41.3 ℃，說明第一煙道中上部的燃燒反應劇烈程度、可燃物的燃燒反應速率得到明顯增強、燃盡所需時間更短。改造后CFB焚燒工藝物料間的傳質效果、傳熱效果以及燃燒要素中氧擴散參與燃燒的效果得到顯著改善。

(3) 可視化數值模擬結果表明，CFB垃圾焚燒爐改造后的助燃配風起到了明顯的煙氣旋流和回流的作用。燃盡風的風壓大于二次風，燃盡風補入處一次風的風壓小于二次風補入處一次風的風壓，導致燃盡風的“導流效果”明顯優于二次風；煙氣回流使煙氣軸向速度降幅達37.69%，煙氣在第一煙道內停留時間延長，有助于滿足行業對煙氣在煙道內停留時間的要求。

(4) 助燃配風補入處周圍的顆粒質量濃度由2.287 kg/m3左右降低至1.145 kg/m3左右。助燃配風的改造拓寬了第一煙道內較高空隙率的區域面積，對于低溫燃燒工藝的界面反應起到積極作用，直接優化了助燃配風參與爐內燃燒的能力。