W型燃煤鍋爐摻燒酒糟的數(shù)值模擬

劉瑞東，卓曉輝，馬 侖，程 強(qiáng)，羅自學(xué)，周懷春

(1.四川中電福溪電力開(kāi)發(fā)有限公司，四川 宜賓 645152；2.華中科技大學(xué) 煤燃燒國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢 430074；3.中國(guó)礦業(yè)大學(xué) 電氣與動(dòng)力工程學(xué)院，江蘇 徐州 221116)

0 引 言

生物質(zhì)是一種可再生碳中性能源，是對(duì)煤炭資源的補(bǔ)充，且生物質(zhì)在燃煤鍋爐摻燒中具有改造成本低、調(diào)峰靈活、運(yùn)行安全等優(yōu)點(diǎn)[1-4]。酒糟是谷物釀酒后產(chǎn)生的固體廢棄物，我國(guó)制酒業(yè)每年產(chǎn)生大量酒糟[5]。據(jù)不完全統(tǒng)計(jì)，我國(guó)酒糟年產(chǎn)量約2 100萬(wàn)t，主要作為飼料行業(yè)的原料，導(dǎo)致其附加值較低。實(shí)際上，酒糟量大且集中，熱值高于其他生物質(zhì)[6-7]。無(wú)煙煤與酒糟混燒不僅可有效利用酒糟，減少處理酒糟成本，還可改善煤的燃燒特性。

有關(guān)燃煤鍋爐摻燒生物質(zhì)的研究較多。熊穗平等[8]用馬弗爐、定硫儀進(jìn)行燃燒和定硫，研究了酒糟和煤摻燒的固硫效果，結(jié)果表明，酒糟與煤摻燒能將硫固定于殘灰中。胡云鵬等[9]采用YX-HRD灰熔融性測(cè)定儀檢測(cè)麥稈、酒糟等生物質(zhì)灰及生物質(zhì)與煤摻燒后灰的熔融特性，結(jié)果表明生物質(zhì)的加入在不同程度上降低了煤的灰熔融溫度。董信光等[10]以麥稈、楊木屑、酒糟與煙煤的不同配比作為變量，研究了混燒樣品的灰熔融特性，發(fā)現(xiàn)提高生物質(zhì)摻混比總體會(huì)降低灰熔融溫度。

數(shù)值模擬方面，王凱等[11]利用雙PDF模型模擬生物質(zhì)從不同一次風(fēng)口噴入對(duì)鍋爐燃燒的影響，發(fā)現(xiàn)生物質(zhì)從最底層一次風(fēng)口噴入，NOx濃度下降更明顯。TAN等[12]對(duì)比了FLUENT中污泥混燃的子模型，發(fā)現(xiàn)渦耗散模型可以更充分地考慮水分對(duì)燃燒的影響，更適合污泥混燒的模擬。董靜蘭[13]對(duì)富氧燃燒下純煤摻燒生物質(zhì)時(shí)污染物的排放特性進(jìn)行了模擬研究，結(jié)果表明：煙氣中NOx和SOx排放濃度均低于常規(guī)空氣燃燒。

筆者對(duì)W型燃煤鍋爐摻燒酒糟進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，研究酒糟摻燒比例對(duì)爐內(nèi)溫度場(chǎng)、組分濃度場(chǎng)以及NOx排放的影響，揭示酒糟與煙煤/無(wú)煙煤摻燒的燃燒特性與不同摻配比例對(duì)燃燒的影響，為酒糟生物質(zhì)的資源化利用提供理論支撐。

1 研究對(duì)象

研究對(duì)象為四川中電福溪電力開(kāi)發(fā)有限公司600 MW超臨界W型燃煤鍋爐，主要技術(shù)特征為：?jiǎn)螤t膛、W型火焰燃燒方式、變壓運(yùn)行、一次中間再熱、平衡通風(fēng)、露天布置、固態(tài)排渣、全鋼架構(gòu)、全懸吊結(jié)構(gòu)，鍋爐配有帶再循環(huán)泵的啟動(dòng)系統(tǒng)，采用低質(zhì)量流速水動(dòng)力技術(shù)。爐膛水冷壁管垂直布置，采用優(yōu)化內(nèi)螺紋管，分上下2部分，中間布置過(guò)渡混合集箱。鍋爐的三維模型如圖1所示。

圖1 鍋爐三維模型Fig.1 Three-dimensional model diagram of the boiler

2 數(shù)學(xué)模型和計(jì)算方法

2.1 數(shù)學(xué)模型

鍋爐實(shí)際燃燒過(guò)程會(huì)形成很強(qiáng)的旋流，因此氣相湍流模擬采用Realizedk-ε雙方程湍流流動(dòng)模型[14]。煤粉與酒糟的顆粒運(yùn)動(dòng)采用顆粒隨機(jī)軌道模擬，揮發(fā)分燃燒使用組分輸運(yùn)模型，煤熱解使用雙方程平行反應(yīng)模型。由于PDF模型無(wú)法模擬煤粉摻燒酒糟過(guò)程中水析出對(duì)燃燒的影響[15]，因此模擬結(jié)果比實(shí)測(cè)溫度偏高，而渦耗散模型中燃料以收到基為輸入條件，煤粉與酒糟顆粒混燃模擬結(jié)果更精確[16]，因此氣相燃燒過(guò)程采用渦耗散模型描述。

燃燒產(chǎn)生的NOx是NO和NO2總稱(chēng)，其中大部分為NO。生物質(zhì)與煤摻混燃燒煙氣排放的NOx按生成機(jī)理主要分為：燃料型NOx、熱力型NOx和快速型NOx。由于溫度控制在1 000 ℃以?xún)?nèi)，故快速型NOx極少，熱力型NOx含量可以忽略，NOx主要為燃料型NOx。原料中的N經(jīng)過(guò)一次熱解轉(zhuǎn)換后分為揮發(fā)分中的N和焦炭中的N兩種形態(tài)。揮發(fā)分N二次熱解產(chǎn)生HCN和NH3等輕質(zhì)氣體，這些氣體經(jīng)過(guò)復(fù)雜的氣相均相反應(yīng)后生成NO和N2。而焦炭N經(jīng)過(guò)一系列非均相反應(yīng)也最終生成NO和N2[17]。揮發(fā)分N轉(zhuǎn)化為NO的機(jī)理[18]如圖2所示。

圖2 HCN、NH3生成NO的機(jī)理[18]Fig.2 NO mechanism diagram generated by HCN and NH3[18]

對(duì)于煤粉燃燒過(guò)程中NO的生成，目前普遍采用DE SOETE提出的NO生成原理[19]，NO的生成主要是由反應(yīng)(1)和(2)控制：

(1)

(2)

NO還原反應(yīng)主要由式(3)控制：

(3)

2.2 網(wǎng)格劃分

網(wǎng)格質(zhì)量的高低影響模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，采用六面體網(wǎng)格進(jìn)行模型網(wǎng)格劃分。不同區(qū)域網(wǎng)格密度不同，以減少網(wǎng)格偽擴(kuò)散帶來(lái)的偏差。經(jīng)過(guò)網(wǎng)格無(wú)關(guān)性測(cè)試后，考慮計(jì)算時(shí)間及成本，最終采用260萬(wàn)個(gè)網(wǎng)格進(jìn)行模擬計(jì)算。燃燒器采用前后墻布置，由下至上依次為A、B、C、D、E、F，共6層。鍋爐豎直截面與E層截面的網(wǎng)格劃分如圖3所示。

2.3 邊界條件

一次風(fēng)、二次風(fēng)均采用質(zhì)量入口邊界條件，出口設(shè)置為壓力邊界條件；爐膛壁面采用標(biāo)準(zhǔn)壁面方程，無(wú)滑移邊界條件。熱交換采用溫度邊界條件，壁面溫度設(shè)定為690 K，壁面輻射率設(shè)定為0.6[20]。

圖3 鍋爐網(wǎng)格Fig.3 Grid diagram of the boiler

煤粉和酒糟顆粒直徑均采用Rosin-Rammler分布，其中煤粉粒徑為45～150 μm，酒糟粒徑為150～200 μm。煤與酒糟的工業(yè)分析和元素分析見(jiàn)表1，可知酒糟中固定碳僅為15.34%，揮發(fā)分為75.42%，酒糟中揮發(fā)分為其熱值的主要來(lái)源。煤的哈氏可磨性指數(shù)和灰熔融溫度見(jiàn)表2。

表1 煤與酒糟的工業(yè)分析及元素分析

表2 煤質(zhì)特性

2.4 研究工況

在不改變鍋爐負(fù)荷的情況下，模擬了滿(mǎn)負(fù)荷工況下，5個(gè)不同酒糟摻混比例的燃燒情況，酒糟摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別為0、3%、6%、8%、10%。磨煤機(jī)燃燒器布置如圖4所示，每爐配置6臺(tái)雙進(jìn)雙出鋼球磨正壓直吹式制粉系統(tǒng)，每臺(tái)磨煤機(jī)帶4只雙旋風(fēng)煤粉燃燒器，每只煤粉燃燒器配置一只點(diǎn)火油槍?zhuān)?4只煤粉燃燒器順列布置在下?tīng)t膛的前后墻爐拱上，前后墻各12只。

圖4 磨煤機(jī)及燃燒器布置Fig.4 Arrangement of coal mill and burner

3 酒糟摻混燃燒數(shù)值模擬結(jié)果分析

3.1 模擬結(jié)果驗(yàn)證

為驗(yàn)證模型與模擬的合理性與準(zhǔn)確性，將滿(mǎn)負(fù)荷下相同條件的試驗(yàn)數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，見(jiàn)表3。試驗(yàn)值源于四川中電福溪電力開(kāi)發(fā)有限公司2×600 MW級(jí)燃煤機(jī)組新建工程1號(hào)鍋爐性能考核報(bào)告，取平均值。可知出口氧量、飛灰含碳量以及NOx排放量的相對(duì)誤差分別為2.4%、6.1%、5.2%，均不超過(guò)10%，在合理誤差范圍內(nèi)，可進(jìn)一步分析數(shù)值模擬結(jié)果。

表3 試驗(yàn)測(cè)量值與模擬值對(duì)比

3.2 不同酒糟摻混比對(duì)溫度場(chǎng)的影響

在不同酒糟摻混比例下，煤粉燃燒鍋爐中心截溫度分布云圖如圖5所示，煤粉在不同酒糟摻混比例下燃燒的沿程溫度分布如圖6所示。以電廠預(yù)計(jì)酒糟含水率進(jìn)行模擬，酒糟干燥預(yù)處理，含水率為50%，爐外摻燒。由圖5可知，不同的摻混比例下?tīng)t膛中心溫度分布較為一致，爐膛整體的溫度水平變化較小。隨著酒糟摻燒比例的增加，燃燒器噴口附近著火距離縮短。由圖6可知，在爐膛高度較低時(shí)，由于進(jìn)入冷灰斗區(qū)域的燃料較少，鍋爐中心下部溫度較低。此外，由于酒糟揮發(fā)分高，燃點(diǎn)更低，相對(duì)于煤粉更易著火燃燒[21]，并且酒糟含水率較高，導(dǎo)致不同摻燒比例下溫度在冷灰斗區(qū)域出現(xiàn)波動(dòng)。隨著爐膛高度上升，在主燃區(qū)酒糟燃料增加，溫度上升。由于酒糟燃燒消耗大量O2，影響煤粉燃燒，導(dǎo)致隨著爐膛高度進(jìn)一步上升，溫度有所回落。而更多的煤粉在燃盡區(qū)充分燃燒，使燃盡區(qū)及爐膛出口溫度較高。

圖5 不同摻混比例下鍋爐中心截面溫度分布云圖Fig.5 Cloud diagram of temperature distribution in boiler center section under different blending proportions

圖6 不同摻混比例下沿程溫度分布Fig.6 Temperature distribution along the path under different blending proportions

3.3 不同酒糟摻混比對(duì)組分場(chǎng)的影響

煤粉在不同酒糟摻混比例下燃燒的鍋爐中心截面O2與水蒸氣體積分?jǐn)?shù)分布云圖如圖7所示。煤粉在不同酒糟摻混比例下沿程O(píng)2與水蒸氣體積分?jǐn)?shù)分布如圖8所示。

由圖7(a)可知，O2體積分?jǐn)?shù)在不同工況下分布狀況基本一致。由圖8(a)可知，在爐膛底部，多余空氣不能及時(shí)被燃料利用，O2體積分?jǐn)?shù)較高。在燃燒器噴口附近由于酒糟燃燒，O2體積分?jǐn)?shù)下降。隨著爐膛高度上升，由于酒糟代替部分煤粉，酒糟燃燒耗氧量較少，且酒糟燃燒更易著火并完全燃燒，在噴入酒糟燃料后，附近的局部空氣系數(shù)增大[22]。燃盡區(qū)煤粉充分燃燒，使得O2體積分?jǐn)?shù)在燃盡區(qū)及爐膛出口處較低。

由圖7(b)可知，隨酒糟摻混比例增加，水蒸氣體積分?jǐn)?shù)在燃燒器噴口附近有所升高，這是受酒糟自身含水量的影響。由圖8(b)可知，水蒸氣體積分?jǐn)?shù)隨酒糟摻燒比例的增加呈上升趨勢(shì)。在爐膛底部，進(jìn)入冷灰斗區(qū)域燃料較少，水蒸氣體積分?jǐn)?shù)較低。在燃燒器噴口附近，酒糟燃料燃燒，水蒸氣體積分?jǐn)?shù)上升。隨著爐膛高度上升，酒糟燃料減少且由于酒糟水分大于煤粉水分，水蒸氣體積分?jǐn)?shù)有所回落。隨著煤粉在燃盡區(qū)充分燃燒，水蒸氣體積分?jǐn)?shù)有所上升。

圖7 不同摻混比例下O2和水蒸氣體積分?jǐn)?shù)分布云圖Fig.7 Cloud map of O2 and steam concentration distribution under different blending proportions

圖8 不同摻混比例下沿程O(píng)2、水蒸氣體積分?jǐn)?shù)分布Fig.8 Concentration distributions of O2 and steam under different blending proportions

3.4 不同酒糟摻混比對(duì)NOx生成的影響

煤粉在不同酒糟摻混比例下NOx排放量如圖9所示(標(biāo)況下)。常見(jiàn)的木質(zhì)類(lèi)、小麥、玉米秸稈干燥基N質(zhì)量分?jǐn)?shù)在0.3%～1.0%[23]，而酒糟N質(zhì)量分?jǐn)?shù)較高，約占3.26%。摻混無(wú)煙煤的干基N質(zhì)量分?jǐn)?shù)僅為0.72%。由于該模擬條件下主要為燃料型NO，由圖2可知，摻混燃料中N質(zhì)量分?jǐn)?shù)增加，導(dǎo)致燃料型NO增加[18]，NOx排放量隨酒糟摻混比例的增加而逐漸升高。

圖9 不同摻混比例下NOx排放特性Fig.9 NOx emission characteristics at different blending proportions

不同摻混比例下沿程N(yùn)O體積分?jǐn)?shù)分布如圖10所示，可知在爐膛底部，由于溫度較低，NO生成量較少。隨著爐膛高度上升，溫度升高，NO生成量隨著酒糟摻混比例的升高而增加。同時(shí)由于酒糟與煤粉的著火特性差異與耗氧量不同，在爐膛高度上升過(guò)程中，NO生成量有所波動(dòng)。小比例摻混酒糟時(shí)，酒糟和煤粉顆粒在氧氣相對(duì)充足的條件下完全燃燒，燃燒劇烈程度顯著提高，促進(jìn)了NO大量生成，此時(shí)由于酒糟的加入造成的還原性作用相對(duì)較弱，因此NO生成總量增加。酒糟摻混比例較大時(shí)，摻混燃料中的揮發(fā)分比例大幅上升，雖然燃料總體含氮量增加，但由于在燃燒初期時(shí)酒糟釋放的大量揮發(fā)分燃燒會(huì)與煤競(jìng)爭(zhēng)氧氣，焦炭燃燒處于低氧氣氛中，由式(1)和(2)可知，O2與—C和—CN的反應(yīng)減少，導(dǎo)致—CNO數(shù)量下降，最終造成NO生成量下降。同時(shí)生物質(zhì)焦炭中釋放出較多還原性氣體和生物質(zhì)焦炭，其作為多孔性焦炭參與NO還原反應(yīng)。在大比例摻混條件下，樣品周?chē)纬蛇€原性環(huán)境，利于NO還原成氮，還原性效果顯著。相比之下，燃料中N含量對(duì)NO增量影響減小。因此，大比例摻混酒糟時(shí)，NO生成量降低。本模擬由于摻燒比例較小，NO生成量還處于較高水平。

圖10 不同摻混比例下沿程N(yùn)O體積分?jǐn)?shù)分布Fig.10 Distribution of NO concentration under different blending proportions

綜合來(lái)看，NO排放量主要由摻混燃料N含量和生物質(zhì)揮發(fā)分釋放造成的還原性氛圍交互作用決定。由圖2可知，隨著酒糟摻混比例的增加，摻混燃料中會(huì)有更多的揮發(fā)性N以NH3和HCN形式釋放出來(lái)[18]。在NH3和HCN被氧化過(guò)程中生成的中間產(chǎn)物NH和NH2可將NO還原為N2。因此隨著酒糟摻混比例的增加，NO轉(zhuǎn)化率降低。

煤粉在不同酒糟摻混比例下的燃盡率如圖11所示，可知隨著酒糟摻混比例的增加，煤粉燃盡率先增大后減小。摻燒比例較小時(shí)，由于酒糟揮發(fā)分較高，快速著火釋放熱量，有利于煤粉著火和燃盡，因此煤粉燃盡率提高。隨著酒糟摻混比例進(jìn)一步增加，酒糟燃燒消耗大量O2，造成酒糟對(duì)煤粉初期燃燒的搶氧效果，導(dǎo)致煤粉燃盡率降低。

圖11 不同摻混比例下煤粉燃盡特性Fig.11 Pulverized coal burnout characteristics under different blending proportions

4 結(jié) 論

1)與原始工況相比，加入酒糟后，燃燒器噴口附近著火距離縮短，但酒糟摻燒對(duì)爐膛溫度場(chǎng)的總體影響較小。

2)爐膛內(nèi)的O2體積分?jǐn)?shù)分布基本不受酒糟摻燒比例的影響；受酒糟自身水分影響，隨著酒糟摻燒比例增加，在燃燒器噴口附近水蒸氣體積分?jǐn)?shù)有所提升。

3)酒糟摻混比例對(duì)NO排放有明顯影響，隨酒糟摻混比例增加，更多NO被還原為N2，NO轉(zhuǎn)化率不斷降低。

4)綜合考慮爐內(nèi)溫度場(chǎng)、組分場(chǎng)、NOx排放量以及燃盡率等因素，酒糟摻混比例控制在6%內(nèi)較合理。在最優(yōu)摻混比例基礎(chǔ)上，進(jìn)一步研究燃盡風(fēng)比例、下?tīng)t膛區(qū)域二次風(fēng)配比等對(duì)燃燒的影響，更好地指導(dǎo)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際摻燒試驗(yàn)。