林 海, 馬曉茜, 余昭勝

(華南理工大學(xué)電力學(xué)院,廣州 510640)

近20年來(lái),我國(guó)城市生活垃圾產(chǎn)生量呈高速增長(zhǎng)趨勢(shì),因此對(duì)垃圾的無(wú)害化處理工作日趨嚴(yán)峻,它直接關(guān)系到城市環(huán)境的可持續(xù)發(fā)展.垃圾焚燒發(fā)電技術(shù)具有無(wú)害化、減量化和資源化的特點(diǎn),具有良好的環(huán)境效益和社會(huì)效益,是對(duì)垃圾綜合處理的最佳選擇之一.我國(guó)政府正在大力推進(jìn)和發(fā)展垃圾焚燒發(fā)電,在廣東、江蘇、浙江和河北等地均陸續(xù)興建或正在籌建大型垃圾焚燒廠,垃圾焚燒處理在我國(guó)呈現(xiàn)出迅猛增長(zhǎng)的勢(shì)頭.我國(guó)城市生活垃圾具有熱值低、水分高以及燃燒不穩(wěn)定等特點(diǎn),同時(shí)由于垃圾焚燒爐的單機(jī)日處理量的增大嚴(yán)重影響著垃圾的燃燒傳熱特性,因此需要對(duì)垃圾焚燒爐的燃燒穩(wěn)定特性進(jìn)行研究.筆者結(jié)合Flic軟件的床層模型[1]和商業(yè)軟件Fluent對(duì)焚燒爐的燃燒傳熱工況進(jìn)行數(shù)值模擬,可為垃圾焚燒發(fā)電廠的優(yōu)化運(yùn)行提供指導(dǎo).

1 研究對(duì)象

某大型生活垃圾焚燒發(fā)電廠單機(jī)日處理量為750 t/d,爐型為丹麥巴威-偉倫公司(BWV)設(shè)計(jì),采用順流式,鍋爐采用一體化余熱鍋爐.一次風(fēng)經(jīng)蒸汽預(yù)熱到250℃后,由4個(gè)風(fēng)室從爐排下方送入爐膛；焚燒爐前拱頂部和燃燒室底部布置有二次風(fēng)口,二次風(fēng)采用25℃冷風(fēng).實(shí)際入爐垃圾具有多成分、多形態(tài)、高水分、高揮發(fā)分以及低熱值、低固定碳的特點(diǎn),平均低位發(fā)熱量為6800 kJ/kg,其元素分析和工業(yè)分析示于表1.

表1 城市生活垃圾的工業(yè)分析與元素分析Tab.1 Proximate analysis and ultimate analysis of municipal solid waste %

2 數(shù)學(xué)模型與邊界條件

Y.B.Yang 等[2]、R.P.Van der Lans等[3]和K.K.SΦ ren[4]均對(duì)燃料在爐排爐床層中的燃燒過(guò)程進(jìn)行了分塊計(jì)算；馬曉茜等認(rèn)為加熱和熱解對(duì)整個(gè)焚燒過(guò)程起控制作用[5].因此,保證揮發(fā)分的完全燃燒是組織好燃燒工況的關(guān)鍵.筆者對(duì)垃圾在焚燒爐內(nèi)的燃燒過(guò)程進(jìn)行了分塊計(jì)算,分為垃圾在床層上的燃燒計(jì)算和床層上方的氣相燃燒計(jì)算.

基于質(zhì)量守恒和能量守恒兩大定律,可將垃圾熱解時(shí)生成的氣相物質(zhì)近似假設(shè)為 CmHn、CO、H2O、CO2和H2等的混合物.為使模擬結(jié)果更精確,對(duì)床層部分和二次風(fēng)口附近區(qū)域進(jìn)行了網(wǎng)格加密.床層以上氣相燃燒模擬的控制方程采用Simple算法求解,采用有限速率-渦耗散反應(yīng)模型,粘性模型為標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型[6],輻射傳熱采用P-1輻射模型.二次風(fēng)口以上的爐墻四周布滿(mǎn)水冷壁,計(jì)算時(shí)近似處理為定溫邊界條件[7-8].考慮到鍋爐主蒸汽壓力為4.1 MPa,因此燃燒室壁面溫度取667 K.Flic床層計(jì)算結(jié)果導(dǎo)入垃圾床層和二次風(fēng)加入均采用速度進(jìn)口邊界條件,而爐膛出口則采用壓力出口邊界條件.

3 數(shù)值模擬結(jié)果與分析

在數(shù)值模擬中,運(yùn)行條件設(shè)置如下:氧氣濃度為21%,空氣過(guò)量系數(shù)為 1.8,一、二次風(fēng)量配比為0.75∶0.25；一次風(fēng)4個(gè)風(fēng)室風(fēng)量比為0.22∶0.28∶0.38∶0.12,垃圾在焚燒爐的爐排上進(jìn)行燃燒.

3.1 床層的固相燃燒

將垃圾放在床層上進(jìn)行固相燃燒,并通過(guò)Flic軟件進(jìn)行模擬.新鮮的垃圾通過(guò)2個(gè)方面進(jìn)行加熱:一方面通過(guò)床層上部火焰和爐拱的強(qiáng)烈輻射；另一方面通過(guò)床層底部通入一次風(fēng)進(jìn)行對(duì)流傳熱達(dá)到加熱目的.

由于垃圾中含水率高達(dá)50%,隨著垃圾中水分的蒸發(fā),留在爐排上垃圾的質(zhì)量迅速減少.隨后,垃圾進(jìn)入熱解、燃燒和燃盡階段,最后,垃圾的減重率高達(dá)79.18%.

圖1給出了沿爐排長(zhǎng)度方向床層表面的煙氣溫度,其中爐排總長(zhǎng)為12.575 m,垃圾在爐排上的停留時(shí)間約為32 min.由于垃圾含水率很高,與國(guó)外的焚燒爐燃燒特性相比,具有更長(zhǎng)的干燥段.在沿爐排長(zhǎng)度約4 m處,煙氣溫度突升至1400 K左右,然后下降,最后穩(wěn)定在900 K左右時(shí),揮發(fā)分開(kāi)始迅速析出并著火燃燒,即進(jìn)入熱解階段.之后,隨著揮發(fā)分的穩(wěn)定析出和燃燒,床層上的垃圾進(jìn)入穩(wěn)定的燃燒階段.最后,隨著揮發(fā)分和固定碳的燃盡,床層表面煙氣溫度逐漸下降.

圖1 床層表面的煙氣溫度Fig.1 Flue gas temperature over the surface of the bed

圖2為床層表面煙氣中氣體組分的分布圖.垃圾入爐后迅速析出水分,新鮮垃圾迅速減重.由于蒸發(fā)過(guò)程中沒(méi)有燃燒,故O2含量約為20%.由于含水率高,約至7.5 m處,水分的蒸發(fā)才基本完成.熱解過(guò)程約從4 m持續(xù)至6.5 m處,揮發(fā)分在此階段析出,故此階段CmHn和CO的含量較高.揮發(fā)分的著火燃燒使得O2含量迅速降至接近0,隨后進(jìn)入穩(wěn)定燃燒階段,故直至進(jìn)入燃盡段O2含量才逐漸恢復(fù)到20%左右.另外,床層表面煙氣中的CO2主要來(lái)源于揮發(fā)分的析出和燃燒過(guò)程,而在干燥段和燃盡段的含量則很少.

圖2 床層表面煙氣中氣體組分分布Fig.2 Composition distribution of the flue gas over the surface of the bed

3.2 床層以上區(qū)域的氣相燃燒

圖3 焚燒爐中截面上的速度矢量和溫度分布圖Fig.3 Velocity vectors and temperature distribution in the cross-section of the incinerator

床層以上區(qū)域的燃燒以氣相燃燒為主,通常采用商業(yè)軟件Fluent進(jìn)行模擬計(jì)算.圖3為焚燒爐中截面上的速度矢量和溫度分布圖.焚燒爐和燃燒室的主體積流基本處于中間位置,在出口附近區(qū)域偏后墻處.從圖3中的速度矢量圖可以明顯觀察到射流,二次風(fēng)以高速射流方式進(jìn)入爐膛內(nèi)并擾動(dòng)其內(nèi)部流場(chǎng),使燃料與空氣混合充分,以補(bǔ)充燃燒用空氣.在前拱上射流的兩翼和燃燒室射流上方,形成明顯的回流區(qū)域,這對(duì)于延長(zhǎng)煙氣在爐膛內(nèi)的停留時(shí)間,減少二噁英、CO、NO等有害氣體的排放極為有利.此外,前拱處的煙氣回流對(duì)垃圾的干燥也有一定的幫助.約在垃圾床層的中部,垃圾進(jìn)入穩(wěn)定的燃燒階段,最高溫度約為1500 K.高溫?zé)煔庀蛑車(chē)臓t拱、垃圾床層和煙氣進(jìn)行強(qiáng)烈輻射,煙氣溫度緩慢下降.煙氣進(jìn)入燃燒室后,由于二次風(fēng)射流的噴入,使?fàn)t內(nèi)出現(xiàn)二次燃燒,煙氣中未燃盡的顆粒在此進(jìn)行懸浮燃燒,使煙氣溫度再次升高；二次燃燒導(dǎo)致燃燒室內(nèi)煙氣溫度較高,能夠很好地與四周的水冷壁進(jìn)行換熱,加熱給水,而在燃燒室出口處的煙氣溫度最后降至約1250 K.

4 焚燒爐運(yùn)行工況的優(yōu)化

對(duì)焚燒爐運(yùn)行工況進(jìn)行優(yōu)化,目標(biāo)是在不改變鍋爐已定參數(shù)的情況下,通過(guò)采用1組最優(yōu)的調(diào)整參數(shù)使焚燒爐在最優(yōu)狀態(tài)下運(yùn)行.采用CFD技術(shù)對(duì)各運(yùn)行工況進(jìn)行了數(shù)值模擬,并分析了各因素對(duì)燃燒傳熱特性的影響.焚燒爐各運(yùn)行工況的基本參數(shù)示于表2.

表2 焚燒爐各運(yùn)行工況的基本參數(shù)Tab.2 Basic parameters of different operational conditions in the incinerator

4.1 不同一次風(fēng)風(fēng)量配比的影響

垃圾在焚燒爐中經(jīng)過(guò)干燥、熱解、燃燒和燃盡4個(gè)階段,各個(gè)階段對(duì)空氣量的需求不同,因此需對(duì)各階段進(jìn)行分級(jí)配風(fēng)[9].一次風(fēng)配風(fēng)的原則是“按需分配”,應(yīng)根據(jù)各階段的需要通入合適的風(fēng)量,同時(shí)兼顧燃燒溫度、爐膛出口CO含量、排渣含碳量等因素,使其綜合達(dá)到最優(yōu).由于垃圾成分具有明顯的地域性,各個(gè)地方的垃圾成分差別很大,因而很難找到通用的一次風(fēng)各風(fēng)室風(fēng)量配比,一般通過(guò)理論估算和數(shù)值模擬等分析手段獲得其最佳配風(fēng)比例.

由表2可知:工況2、工況3和工況4采用了不同的一次風(fēng)配風(fēng)方式,通過(guò)對(duì)比其結(jié)果可得到一次風(fēng)風(fēng)量配比對(duì)焚燒爐燃燒傳熱特性的影響.

在床層模擬中,垃圾層得到的大部分熱量來(lái)自煙氣空間的輻射熱,一次風(fēng)帶入的熱量相對(duì)較小,因此,在合理范圍內(nèi)改變一次風(fēng)風(fēng)量配比對(duì)床層表面煙氣溫度的影響不大.所以,本文未給出溫度對(duì)比曲線,而僅給出床層表面煙氣中CmHn和CO的含量曲線(圖4).

圖4 不同一次風(fēng)風(fēng)量配比下,床層表面煙氣中CmHn和CO的質(zhì)量分?jǐn)?shù)Fig.4 Mass fraction of CmHnand CO in the flue gas over the surface of bed at different flow rate ratio of the primary air

由于床層表面煙氣的溫度水平相差不大,因而煙氣中各組分含量并無(wú)大的差別.由于垃圾含水率很高,約在焚燒爐4 m前的過(guò)程均為垃圾的干燥段,垃圾尚未著火,基本無(wú)揮發(fā)分析出.揮發(fā)分的析出過(guò)程約在沿爐排長(zhǎng)度方向4～7 m處.增加干燥段的空氣對(duì)垃圾的干燥有利,可使垃圾中的水分更快蒸發(fā),提前揮發(fā)分析出時(shí)間,同時(shí)可提前垃圾著火時(shí)間.隨著熱解段通入空氣量的減少,CmHn的析出量略有減少,而CO量則反而略有增大,這可能是由于部分揮發(fā)分不完全燃燒造成的.

圖5 不同一次風(fēng)風(fēng)量配比下,焚燒爐中截面的溫度分布(單位:K)Fig.5 Temperature distribution in the cross-section of the incinerator under different conditions at different flow rate ratio of the primary air(K)

圖5為不同一次風(fēng)風(fēng)量配比下焚燒爐中截面的溫度分布圖.表3給出了不同一次風(fēng)風(fēng)量比下的結(jié)果對(duì)比.3個(gè)工況最大的區(qū)別在于二次燃燒區(qū)域的范圍不同.經(jīng)比較可知,工況2的二次燃燒最為劇烈,單從傳熱利用方面考慮是有利的,但是燃燒室出口煙氣中的CO含量高達(dá)1056 mg/m3,即使再經(jīng)第2和第3煙道進(jìn)行燃燒也較難達(dá)到國(guó)家150 mg/m3的排放標(biāo)準(zhǔn),工況2的CO含量幾乎是工況3的3倍.工況3的二次燃燒比較弱,其配風(fēng)比例使揮發(fā)分析出率高達(dá)96.27%,垃圾減重率達(dá)79.18%,燃燒室出口CO含量?jī)H為389 mg/m3.綜合以上各種因素進(jìn)行評(píng)價(jià),采用工況3的一次風(fēng)配風(fēng)方式顯然具有較好的運(yùn)行效果.

表3 不同一次風(fēng)風(fēng)量配比下的結(jié)果對(duì)比Tab.3 Results comparison at different flow rate ratio of the primary air

4.2 不同垃圾初始厚度的影響

對(duì)于某垃圾焚燒發(fā)電廠,在焚燒爐日處理量衡定的情況下,若提高爐排速度,則會(huì)降低垃圾層的厚度,兩者相互影響.增加料層厚度,可增加爐排單位面積的垃圾量,則相對(duì)增加了熱強(qiáng)度；而增加燃燒空氣通過(guò)床層的阻力會(huì)使配風(fēng)更加均勻,同時(shí)可使熱空氣在床層的停留時(shí)間增加.但是過(guò)厚的料層會(huì)使不完全燃燒損失增大,容易造成壓火現(xiàn)象；過(guò)薄的料層則容易造成燃燒穿孔,不利于充分利用輻射熱,同樣不易保證穩(wěn)定燃燒.因此,采用適當(dāng)?shù)牧蠈雍穸葘?duì)焚燒爐中垃圾的穩(wěn)定燃燒起著至關(guān)重要的作用.

增加垃圾初始厚度能相對(duì)增加熱強(qiáng)度,可使垃圾更早地著火燃燒,同時(shí)對(duì)應(yīng)的各個(gè)階段均會(huì)有所提前,通過(guò)圖6和圖7可以明顯觀察到該特性.揮發(fā)分的析出與床層附近的溫度水平息息相關(guān),只有當(dāng)床層附近的溫度達(dá)到了一定水平,垃圾中的揮發(fā)分才開(kāi)始析出.

圖6 不同垃圾初始厚度下床層表面的煙氣溫度Fig.6 Flue gas temperature over the surface of the bed at different initial thickness of waste

圖7 不同垃圾初始厚度下床層表面煙氣中CmHn和CO的質(zhì)量分?jǐn)?shù)Fig.7 Mass fraction of CmHnand CO in the flue gas over the surface of bed at different initial thickness of waste

床層垃圾越厚的工況,其揮發(fā)分的析出時(shí)間則越早,例如CmHn和CO的析出,且析出過(guò)程也最早結(jié)束.溫度開(kāi)始突升的位置正是揮發(fā)分著火的位置,工況1最早有揮發(fā)分析出,也最早出現(xiàn)溫度突升,其揮發(fā)分析出過(guò)程比工況5提前了近0.5 m,因此有更多的時(shí)間留給垃圾去燃燒和燃盡.因而工況1的揮發(fā)分析出率、減重率以及爐膛出口的平均溫度均比其他工況具有很明顯的優(yōu)勢(shì).

圖8給出了不同垃圾初始厚度下,焚燒爐中截面的溫度分布.表4給出了不同垃圾初始厚度下的結(jié)果對(duì)比.由圖8可知,由于工況1具有較厚的床層厚度,床層部分容易形成不完全燃燒,因而使煙氣中可燃顆粒較多,導(dǎo)致二次燃燒過(guò)于劇烈,甚至燃燒區(qū)域接近爐膛出口,造成其出口CO含量很高,可達(dá)1322 mg/m3.通過(guò)圖8和表4中各工況的比較可知:工況3具有綜合最優(yōu)的燃燒傳熱特性,雖然排渣含碳量較高,但其二次燃燒程度適中,出口平均溫度可達(dá)1250 K,特別是其燃燒室出口CO含量?jī)H為389 mg/m3,燃盡效果較好,能有效降低CO的排放.

圖8 不同垃圾初始厚度下,焚燒爐中截面的溫度分布(K)Fig.8 Temperature distribution in the cross-section of the incinerator under different conditions at different initial thickness of waste(K)

表4 不同垃圾初始厚度下的結(jié)果對(duì)比Tab.4 Results comparison at different initial thickness of waste

5 結(jié) 論

(1)模擬結(jié)果可有效預(yù)測(cè)焚燒爐內(nèi)溫度場(chǎng)、煙氣流場(chǎng)和出口煙氣中污染物濃度場(chǎng)等重要信息.

(2)一次風(fēng)風(fēng)量配比對(duì)床層垃圾的燃燒具有重要影響.針對(duì)本模型和設(shè)計(jì)垃圾,采用工況3的配風(fēng)比例,即4個(gè)風(fēng)室風(fēng)量比例為0.22∶0.38∶0.28∶0.12時(shí),運(yùn)行綜合效果最佳,垃圾減重率可達(dá)79.18%,而爐膛出口CO含量?jī)H為389 mg/m3.

(3)床層垃圾的初始厚度與著火點(diǎn)位置關(guān)系密切.在合理范圍內(nèi),增加床層垃圾初始厚度可縮短干燥過(guò)程及提前垃圾著火時(shí)間.在各工況中,垃圾初始厚度為585 mm的工況3具有最優(yōu)的燃燒傳熱特性.

[1] YANG Y B,YAM AUCHI H,NASSERZADEH V,et al.Effects of fuel devolatilisation on the combustion of wood chips and incineration of simulated municipal solid wastes in a packed bed[J].Fuel,2003,82(18):2205-2221.

[2] YANG Y B,RYU C,GOODFELLOW J,et al.Modelling waste combustion in grate furnaces[J].Process Safety and Environmental Protection,2004,82(3):208-222.

[3] VAN DER LANS R P,PEDERSEN L T,JENSEN A,et al.Modelling and experiments of straw combustion in a grate furnace[J].Biomass and Bioenergy,2000,19(3):199-208.

[4] SΦREN K K.Numerical modelling of a straw-fired grate boiler[J].Fuel,2004,83(9):1180-1190.

[5] 馬曉茜,盧葦,張笑冰,等.垃圾焚燒爐熱力模型研究[J].化學(xué)工程,2000,28(4):36-40.

[6] 朱新才,王傳賓,邵毅敏,等.垃圾焚燒爐二次燃燒的數(shù)值模擬[J].動(dòng)力工程,2009,29(3):261-264.

[7] 馬曉茜,劉國(guó)輝,余昭勝.基于CFD的城市生活垃圾焚燒爐燃燒優(yōu)化[J].華南理工大學(xué)學(xué)報(bào):自然科學(xué)版,2008,36(2):101-106.

[8] 余昭勝,馬曉茜.秸稈直燃鍋爐燃燒數(shù)值模擬[J].農(nóng)業(yè)機(jī)械學(xué)報(bào),2008,39(4):73-77.

[9] 馬曉茜.垃圾焚燒爐的設(shè)計(jì)及穩(wěn)燃技術(shù)[J].新能源,1997,19(7):9-12.