220 t/h鍋爐煙氣側耦合垃圾焚燒數值模擬

史兵權，史明哲，張 睿,2

(1.南京理工大學 能源與動力工程學院，江蘇 南京 210094；2.淄博晨越寶山環保科技有限公司，山東 淄博 255100)

0 引 言

隨著我國經濟發展，城市生活垃圾產量越來越多，垃圾處理的壓力逐漸增大[1]。目前常規垃圾焚燒發電存在2大問題：① 因機組容量小、蒸氣參數低等因素導致其發電效率僅在20%～24%[2-4]；② 垃圾焚燒污染物生成排放嚴重，尤其是二噁英脫除成本較高[5-9]。為提高垃圾處理能力，降低垃圾發電成本，國家能源局和環境保護部聯合發布了《關于開展燃煤耦合生物質發電技改試點工作的通知》，提出利用現有煤電機組，協同處理垃圾，提高垃圾處理規模，降低存量煤電煤耗[10]。燃煤耦合垃圾焚燒發電技術可分為燃料側耦合、煙氣側耦合和蒸氣側耦合[11-14]。燃料側耦合是將垃圾和煤共同送入燃煤鍋爐，一般適用于流化床鍋爐，且對鍋爐影響較大。煙氣側耦合是將垃圾在單獨的焚燒爐內焚燒，產生的煙氣通入燃煤鍋爐，最后通過原燃煤機組的煙氣凈化設備凈化煙氣。該方案工程改造小，且對原機組影響小。蒸氣側耦合是將垃圾在單獨的焚燒爐內焚燒產生蒸氣，送入原燃煤機組蒸氣循環進行做功。該方案中垃圾焚燒爐需單獨配備蒸氣發生設備，且對原燃煤機組蒸氣循環影響較大。綜上，煙氣側耦合更具有技術優勢和市場吸引力。

目前，關于煙氣側燃煤耦合垃圾焚燒發電技術的研究較少。OSTROWSKI等[15]提出了一種燃煤耦合垃圾氣化發電技術，先采用循環煙氣作為氣化劑將垃圾在氣化爐中進行低溫氣化，再將生產的氣化氣送入燃煤鍋爐中燃燒；施大鐘等[16]提出煤和生活垃圾耦合燃燒系統，先在氣化爐中氣化垃圾，然后通入煤粉爐；張向宇等[17]也提出類似利用氣化反應器將垃圾氣化后通入煤粉爐中燃燒的系統；PAN等[18]提出將垃圾等離子氣化后通入煤粉爐進行燃燒發電的系統，該耦合系統可以提高垃圾發電效率。此外，哈鍋集團研發的燃煤耦合垃圾發電技術中煙氣側耦合焚燒技術則通過將垃圾焚燒尾部煙氣引入燃煤鍋爐，利用燃煤機組煙氣凈化設備節能環保效果顯著，極大提高垃圾焚燒發電效率[19]。

計算流體力學(Computational Fluid Dynamics,CFD)數值模擬是低成本，高效率的研究方法。有學者利用Fluent軟件進行鍋爐燃燒特性和污染物生成特性的研究，如NOx生成特性[20-22]、SO2生成特性等[23]。

利用Fluent軟件對煙氣側燃煤耦合垃圾焚燒發電系統進行了數值模擬，對比耦合改造前后煤粉爐燃燒特性和污染物生成特性，分析垃圾替代燃煤比例的影響，為工程示范提供了理論指導。

1 燃煤鍋爐改造與模擬工況

1.1 燃煤鍋爐改造

針對1臺220 t/h四角切圓燃煤鍋爐發電機組，提出煙氣側燃煤耦合垃圾焚燒發電技術改造方案，如圖1所示。

垃圾在回轉窯中進行焚燒，焚燒產生的煙氣直接通入煤粉爐，利用煤粉爐中的高溫深度熱分解二噁英等有機污染物，垃圾焚燒煙氣和燃煤煙氣混合后共用原燃煤機組煙氣凈化設備。

改造前后燃煤鍋爐系統模型如圖2所示。燃煤鍋爐爐膛寬度8 370 mm，深度8 370 mm，高度29 728 mm。鍋爐模型構建時忽略水冷壁、過熱器等設備，將整個爐膛分為灰斗、下爐膛、燃燒器、上爐膛、折焰角和爐膛出口6個區域。改造后的系統由回轉窯和煤粉爐2部分組成，煤粉鍋爐尺寸參數不變，在上爐膛區域引入垃圾焚燒煙氣。回轉窯的尺寸根據垃圾替代燃煤比例不同而不同。當垃圾替代燃煤比例(以熱量計)為5%時，回轉窯長度20 m，內徑2 m，傾角3°，轉速0.5 r/min，垃圾入口直徑0.6 m；當垃圾替代燃煤比例為10%時，回轉窯長度25 m，內徑2.5 m，轉速0.5 r/min，垃圾入口直徑0.9 m。垃圾焚燒過程中考慮爐膛燃燒，將其燃燒視為連續、穩定狀態，忽略料層高度的影響[24-25]。系統中鍋爐設計用煤是橫山煙煤，垃圾是普通城市生活垃圾，煤與垃圾的工業與元素分析見表1。

圖1 系統改造方案示意Fig.1 System transformation scheme

1.2 模擬工況

主要模擬煙氣側燃煤耦合垃圾焚燒系統在3種工況下的燃燒：0、5%和10%垃圾替代燃煤熱量比例，工況參數見表2。回轉窯中通入高溫空氣，溫度450 ℃，過量空氣系數α為1.5。

2 網格劃分與數值模型

2.1 鍋爐燃燒區域和回轉窯網格劃分

采用Workbench中meshing進行網格劃分，對同區域進行獨立劃分，網格疏密不同。在鍋爐網格劃分中對鍋爐燃燒區域進行加密處理，以提高計算精度，且網格劃分時避免出現偽擴散，網格如圖3所示。回轉窯采用四面體網格進行劃分，且對燃料進口區域進行了加密處理，網格劃分如圖4所示。在模擬研究之前，進行了網格無關性試驗，最終確定工況1、2、3的網格數分別為1 076 950、1 238 094、1 331 436

圖2 改造前后鍋爐模型示意Fig.2 Boiler model before and after transformation

表1 燃料工業與元素分析

表2 模擬燃燒工況

不。

圖3 鍋爐燃燒區域網格Fig.3 Grid of boiler combustion area

圖4 回轉窯網格示意Fig.4 Grid of rotary kiln

2.2 系統數值模型

求解器采用壓力和速度耦合的SIMPLE算法，湍流模型采用可實現k-ε模型，輻射模型選用P-1輻射模型，燃燒反應模型采用組分傳輸模型中的有限速率/渦耗散模型，煤粉和垃圾燃燒過程中的揮發分析出采用雙匹配速率模型(Two Competing Rates Model)，焦炭燃燒采用動力學/擴散控制速率模型(Kinetics/Diffusion Limited Model)，動量方程、能量方程等采用二階迎風格式離散。

燃燒過程中垃圾揮發分析出采用雙匹配速率模型，因為該模型考慮到溫度對揮發分析出的影響，表達式為

kn=Anexp(-E/RTP),n=1,2。

(1)

總析出速率的表達式為

(2)

其中，kn為不同溫度下的揮發分析出速率的常數，kg/(kg·s)；An為反應的頻率因子，kg/(kg·s)；E為活化能，kJ/mol；Tp為反應溫度，K；R為氣體常數，8.314 J/(mol·K)；mv(t)為t時刻已經揮發的揮發分質量，kg；mp為燃料的初始質量，kg；ma為燃料中的灰分質量，kg；α1、α2分別為低溫、高溫時的生成率因子；fw為燃料顆粒初始揮發分質量分數，%。

垃圾焦炭燃燒模型采用動力學擴散模型，該模型假定表面反應中氣體氧化劑以確定的速率向顆粒表面擴散，假定粒子直徑不變，質量減少，有效密度降低，焦炭顆粒變得多孔，計算方程為

(3)

式中，Di,m為氧化劑在主體中的擴散系數；Yox為氣體中氧化劑的局部質量分數；T∞為氣相溫度，K；ρ為氣體密度，kg/m3；Sb為單位質量碳的氧化劑質量，kg/kg；Tc為焦炭溫度，K；dp為顆粒直徑，m。

由于NOx污染物中NO體積分數占90%，故污染物分析中主要以NO為主。硫化污染物中以SO2為主。

3 模擬結果與分析

3.1 爐膛流場流動特性

爐膛縱向截面速度分布云圖如圖5所示。由圖5可知，改造后系統中鍋爐流場發生了改變，流場紊亂，且隨著垃圾替代燃煤熱量比例升高流場更加紊亂。耦合改造后，由于通入耦合煙氣，垃圾替代比例較低時，煙氣流量較小，進氣側流速高于另一側，上爐膛區域流場變化很小，而替代比例較高時，耦合煙氣吹到爐膛另一側，爐膛中心出現高速氣流，上爐膛區域和爐膛中心流場變得紊亂，流場低速區域偏移。

圖5 不同垃圾替代下燃煤熱量比下爐膛縱向截面速度云圖Fig.5 Velocity cloud diagram of longitudinal section of furnace under different ratios of wastes instead of coal calorific

不同工況下燃燒器區域不同橫向截面處的速度云圖如圖6所示(從左到右為下一次風、上二次風、三次風、一級燃盡風和耦合煙氣進口)。由圖6可知，四角通入的氣流在爐膛截面中心處形成切圓，燃燒器上部區域形成的圓更加接近于理論圓，說明燃燒器區域的流場隨高度升高分布更加均勻。對比不同工況的速度云圖發現，通入耦合煙氣后流場形成的切圓發生變化，且垃圾替代燃煤比例越大，切圓越不規則。

圖6 不同位置不同垃圾替代燃煤熱量比下燃燒器爐膛橫向截面速度云圖Fig.6 Velocity cloud diagram of furnace transverse section under different locations and ratios of waste instead of coal calorific

上述模擬結果表明：通入耦合煙氣對鍋爐燃燒燃燒器區域的流場流動影響相對較小，會降低燃燒器區域的流體向上部流動的速度；對上爐膛區域影響較大，使得流場變得紊亂，形成的內切圓的中心偏離爐膛中心，形狀更加不規則；提高垃圾替代燃煤熱量比例會增加耦合煙氣量，加劇流場的紊亂程度。

3.2 爐膛截面溫度特性

爐膛縱向截面溫度云圖如圖7所示。

圖7 不同垃圾替代燃煤熱量比下爐膛縱向截面溫度云圖Fig.7 Temperature cloud diagram of longitudinal section of furnace under different ratio of wastes instead of coal calorific

由圖7可知，改造前后鍋爐溫度最高區域都在燃燒器區域，這是因為煤粉在燃燒器區域燃燒，釋放熱量最多；耦合改造的影響主要體現在耦合煙氣混合后區域，垃圾焚燒煙氣對鍋爐溫度分布影響較大。其中，改造前工況1、2、3爐膛出口溫度分別為1 366.9、1 409.9 和1 420.1 K；工況1、2、3的爐膛截面平均溫度分別為1 391.7、1 407.1和1 297.4 K。通入耦合煙氣后出口溫度均升高，這表明耦合煙氣會影響燃燒器上方的燃燒；而截面平均溫度先升高再下降，這是由于縱向截面處耦合煙氣的通入，影響平均溫度的計算。

爐膛橫向截面溫度云圖如圖8所示(從左到右為下一次風、上二次風、三次風、一級燃盡風和耦合煙氣進口)。由圖8可知，四角切圓鍋爐內爐膛內溫度分布是圓形，這是因為爐膛中流體是旋流狀態；改造后燃燒器區域截面溫度高于改造前的溫度；耦合煙氣進口處由于煙氣的通入，導致中心溫度較低，周邊溫度高于改造前溫度。

圖8 不同位置不同垃圾替代燃煤熱量比下 爐膛橫向截面溫度云圖Fig.8 Temperature cloud diagram of furnace cross section under different locations and ratios of waste instead of coal calorific

不同高度爐膛溫度折線圖如圖9所示。由圖9可知，改造后燃燒器區域溫度升高，其中5%垃圾替代燃煤熱量比例下系統與改造前溫度差距不大，10%垃圾替代燃煤熱量比例時系統燃燒器區域溫度明顯高于5%，這說明通入耦合煙氣會影響燃燒器區域煤粉的燃燒，且通入煙氣量越大，影響越明顯；改造前后燃燒器區域溫度不同，但溫度分布規律相近；鍋爐上爐膛區域，尤其是耦合煙氣進口上方，改造后系統溫度高于改造前，但隨著熱量替代比例的提高，爐膛溫度下降。

圖9 不同垃圾替代燃煤熱量比下不同高度 爐膛截面平均溫度Fig.9 Average temperature of furnace section at different eights under different ratios of wastes instead of coal calorific

上述模擬結果表明：燃燒器區域煤粉燃燒受垃圾替代燃煤熱量比例的影響，替代比例越大影響越大。耦合煙氣進口上方爐膛區域溫度分布受耦合煙氣通入量的影響，5%垃圾替代燃煤熱量比例時通入耦合煙氣會促進爐膛燃燒，使平均溫度升高，但通入10%垃圾替代燃煤熱量比例的耦合煙氣時，由于較低溫度的煙氣量過大，使該位置的平均溫度低于改造前；出口煙氣溫度受熱值替代比例的影響，隨熱值替代比例的提高而提高。

耦合燃燒系統中回轉窯的溫度云圖如圖10所示。由圖10可知，雖然5%和10%替代比例下的垃圾規模不同，但燃燒規律一致，回轉窯中的垃圾焚燒經歷水分蒸發、揮發分逸出燃燒和焦炭燃燒等過程，在爐膛內形成2個高溫區域：揮發分燃燒高溫區域和焦炭燃燒高溫區域。其中揮發分在回轉窯爐膛下壁面處生成，揮發分逸出后在回轉窯爐膛上部區域燃燒并形成高溫區域；而焦炭在回轉窯爐膛下壁面處燃燒，因此爐膛底部出現高溫區域。在5%替代比例時，回轉窯出口煙氣溫度1 119.3 K，10%時，煙氣溫度1 161.1 K，垃圾焚燒煙氣溫度偏低，很難分解二噁英，因此將垃圾焚燒煙氣通入煤粉爐，利用煤粉爐高溫熱解二噁英相比于垃圾單獨焚燒具有獨特優勢，可以降低二噁英排放量。

圖10 回轉窯縱向截面溫度云圖Fig.10 Temperature cloud diagram of longitudinal section of rotary kiln

3.3 污染物分布特性

3.3.1爐膛中NO分布特性

NO濃度分布云圖如圖11所示。由圖11可知，燃燒器區域存在局部高濃度區域，這是因為揮發分燃燒溫度較高，形成了局部高溫區域，促使NO快速生成；隨著爐膛高度上升，煤粉不斷燃燒，NO質量濃度也逐漸升高；回轉窯垃圾焚燒存在揮發分燃燒區域和焦炭燃燒區域，這2個位置溫度較高，形成局部NO高質量濃度區域。此外，工況1、2、3出口NO質量濃度分別為318.3、338.4和359.7 mg/m3。隨著垃圾替代比例的提高，出口NO質量濃度增加，這表明耦合燃燒系統改造會增加系統NO排放量。

圖11 不同垃圾替代燃煤熱量比下爐膛縱向截面NO分布云圖Fig.11 Cloud diagram of NO distribution in longitudinal section of furnace under different ratio of wastes instead of coal calorific

不同爐膛高度處NO濃度折線圖如圖12所示。由圖12可知，整個爐膛燃燒器區域的NO質量濃度分布較為接近，表明耦合改造對燃燒器區域NO的生成影響較小；而耦合煙氣進口上部質量濃度差別很大，這表明NO質量濃度變化受通入回轉窯耦合煙氣的影響；隨著垃圾替代燃煤熱量比例的提高，NO質量濃度提高。

圖12 不同垃圾替代燃煤熱量比下不同高度爐膛 截面NO平均質量濃度Fig.12 Average NO concentration of furnace sections at different heights under different ratios of wastes instead of coal calorific

上述模擬結果表明：耦合改造對燃燒器區域的NO生成影響較小，對耦合煙氣進口上方NO質量濃度影響較大；改造后系統NO排放質量濃度隨垃圾替代燃煤熱量比例的提高而增加。

3.3.2SO2分布特性

爐膛縱向截面SO2云圖如圖13所示，不同高度爐膛截面SO2云圖如圖14所示。由圖13和14可知，SO2在燃燒器區域存在局部高濃度區域，這是因為燃燒系統中硫元素主要來源于煤，煤粉在燃燒器區域燃燒釋放硫元素；改造前后燃燒器區域SO2質量濃度分布略有波動，這說明煙氣側耦合對燃燒器區域SO2的生成有微弱影響；耦合煙氣進口上方SO2質量濃度改造前后濃度相差很大，表明系統改造通入耦合煙氣后對爐膛上方質量濃度影響很大，而5%和10%垃圾替代燃煤熱量比例系統質量濃度相差不大，表明耦合改造是主要影響因素。此外，在工況1、2、3時SO2出口質量濃度分別為1 726.8、1 021.3和1 011.6 mg/m3，說明耦合系統改造可以降低SO2排放。

上述模擬結果表明：耦合改造可以降低SO2排放，但改造后系統中垃圾替代燃煤熱量比例的改變對SO2排放影響不大。

3.4 燃燒模型驗證

對煤粉鍋爐進行煙氣側耦合改造，并采用模擬的方法驗證系統方案可行性。對耦合系統模型的驗證主要從以下方面考慮：① CHEN等[26]在小型試驗臺上開展煙氣側燃煤耦合垃圾焚燒試驗，垃圾焚燒煙氣通入燃煤管式爐，在管式爐中模擬煤粉和垃圾焚燒煙氣耦合燃燒，試驗結果表明，通入垃圾焚燒煙氣后系統NOx排放增加，SO2排放下降，與模擬結果較吻合；② 實驗室目前正在根據耦合改造技術方案搭建煙氣側燃煤耦合垃圾焚燒中試試驗臺，可通過試驗驗證模擬結果的準確性。

圖13 不同垃圾替代燃煤熱量比下爐膛縱向截面SO2分布云圖Fig.13 Cloud diagram of SO2 distribution in longitudinal section of furnace under different ratios of wastes instead of coal calorific

圖14 不同垃圾替代燃煤熱量比下不同高度爐膛截面 SO2質量濃度Fig.14 Average SO2 concentration of furnace sections at different heights under different ratios of wastes instead of coal

4 結 論

1)煙氣側耦合會影響爐膛氣體流動。燃燒器區域影響較小，上爐膛區域影響較大；垃圾替代燃煤熱量比例越大，影響越明顯。

2)煙氣側耦合會影響出口煙氣平均溫度和燃燒器區域平均溫度。爐膛出口煙氣溫度隨垃圾替代燃煤熱量比例的增加而增高；燃燒器區域的最低和最高平均溫度差值變小，燃燒器下部平均溫度升高，上部平均溫度降低，且垃圾替代燃煤熱量比例越大，對溫度分布影響越大。

3)煙氣側耦合會影響污染物的生成。煙氣側耦合焚燒系統會增加NO排放，且垃圾替代燃煤熱量比例越高，NO排放越高；煙氣側耦合焚燒系統的改造會降低SO2排放，但垃圾替代燃煤熱量比例對SO2排放影響較小。

4)垃圾替代燃煤熱量比例應適中。摻混比過高時，對煤粉爐流場、溫度場影響較大，NO排放增加，SO2減排效果不明顯；而摻混比較低時，對煤粉爐流場、溫度場影響不大，NO排放增加，SO2排放下降，但垃圾處理規模小，難以實現垃圾規模化處理。