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某700t/d垃圾焚烧炉二次风配风优化数值模拟

2024-09-30 60 上传者：管理员

摘要：为揭示垃圾焚烧炉二次风配风对炉内垃圾燃烧过程的影响规律，针对郑州市某日处理量700 t/d的垃圾焚烧炉-余热锅炉，采用计算流体力学软件Fluent和FLIC耦合的方法，研究了不同二次风布置形式和配风风速下的炉内垃圾燃烧特性，分别计算了九种工况下的炉内温度场以及各气体的质量分数分布。结果表明：各工况湍动能最大的区域主要集中在焚烧炉喉部；在增大上二次风风速情况下，炉膛火焰均偏向右侧水冷壁，易造成右侧水冷壁腐蚀；在增大下二次风风速情况下，炉膛温度分布均匀，火焰贴壁现象得到缓解；在二次风平行布置且增大上二次风风速情况下，炉膛出口NO平均浓度最低，为328.84 mg/m3。

关键词：
二次风
垃圾焚烧
工业化进程
数值模拟
配风优化
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随着我国工业化进程的发展，城市垃圾数量剧增。目前我国处理城市垃圾的主要方法有填埋、堆肥和焚烧发电。其中焚烧发电具有占地面积小、减重效果好、资源可利用和污染可控制等优点，未来前景最为广阔[1-4]。但垃圾焚烧发电同时也存在许多与环境相关的问题。由于城市生活垃圾含有氮、硫、氯等有害元素，在燃烧时会生成氮氧化物及二噁英等有毒物质，对大气环境造成影响，同时也会对人体健康造成危害。垃圾处理的效率和环境友好性成为亟待解决的问题。为了提高垃圾焚烧炉的燃烧效率以及降低污染物排放量，配风优化被广泛应用于垃圾焚烧过程中。配风优化是指通过调整垃圾焚烧炉的一次风和二次风的参数，以达到更好的燃烧效果。不合理的配风方式可能导致炉内不均匀的燃烧温度分布，并造成不完全燃烧加剧，产生大量有毒、有害气体，对环境和人体健康造成潜在威胁。数值模拟技术因成本低、效率高等优点，被广泛应用于垃圾焚烧炉的配风优化中。郑新港[5]等通过数值模拟的方法研究了有无二次风对垃圾焚烧的影响，发现设置二次风使炉膛内烟气得到更好的组织，延长了烟气的停留时间，增强了炉内湍流度；刘瑞媚[6]等采用数值方法就下二次风投、停运，上二次风布置形式和上二次风风速3个因素进行分析，发现炉膛上二次风对冲布置或增大二次风风速均能有效促进烟气混合，提高烟气的停留时间和改善炉膛温度的均匀性；曾祥浩[7]等采用FLIC和Fluent软件耦合的方法分析了二次风风速和喷入角度对炉膛温度场和流场的影响，结果表明当前后拱二次风喷入角度分别为67°和47°时，炉膛温度分布均匀，火焰呈中心对称分布。因此，配风优化对垃圾焚烧炉高效、稳定、经济燃烧有较大作用。

由于垃圾焚烧机组配风方式较为复杂，现阶段，系统研究垃圾焚烧炉配风优化的研究鲜有报道。本文采用计算流体动力学(CFD)商业软件Fluent对生活垃圾焚烧炉进行数值模拟，模拟不同二次风风速及布置方式对炉膛内烟气温度、流动状态和组分分布的影响，为降低污染和提高锅炉发电效率提供优化方向。

1、研究对象

本文以位于郑州市的生活垃圾焚烧炉为研究对象，日处理垃圾量为700 t/d, 额定蒸发量66.55 t/h, 额定蒸发压力4.0 MPa, 额定蒸汽温度673 K,给水温度403 K。焚烧炉主体高度为26.3 m, 宽度10.9 m, 烟道尺寸为4.0 m。该焚烧炉炉排采用SITY2000逆推式机械炉排，沿炉排运动方向长度为9.74 m, 垃圾焚烧炉排倾斜角为24°。炉排下方设置四个风室，一次风通过四个风室进入焚烧炉，其温度为493 K。生活垃圾由进料口进入炉排，经过干燥、燃烧、燃尽三个阶段，最后通过排渣口排出。焚烧炉前拱和后拱分别设置两排二次风管，二次风温度为463 K。由于焚烧炉结构复杂，对其进行简化建立模型如图1所示。所燃用生活垃圾的元素分析和工业分析如表1所示。采用Fluent meshing进行网格划分，网格采用六面体结构化网格划分，由于二次风进口处速度梯度较大，对其进行局部加密，最终网格数量约为二百万，网格质量良好。划分网格如图2所示。

图1 焚烧炉物理模型

表1 垃圾的工业分析和元素分析

图2 焚烧炉网格划分

2、数学模型与计算方法

2.1 数学模型

由于城市生活垃圾的组分和热值变化较大，所以其燃烧过程更为复杂。其燃烧过程可分为炉排床层固相燃烧反应和炉排上部气相燃烧反应[8]。床层固相燃烧反应采用谢菲尔德大学垃圾焚烧中心的Y.B.Yang和Y.R.Goh等开发的计算模型，该模型对垃圾燃烧过程中水分蒸发、垃圾热解、挥发分和焦炭燃烧进行了数学描述，通过求解固相和气相控制方程获得床层上的固体温度、气体温度及组分信息[9-11]。炉膛气相燃烧采用商业软件Fluent求解控制方程来获得炉膛内气体流动特性、燃烧特性等结果。气相守恒控制方程如式(1)～式(5)所示：

连续性方程：

式中：F(Vgs)、F(Vgy)为床层对气体流动的阻力，N,可以用Ergun方程计算；Φ为床层孔隙率；ρg为气体密度，kg/m3;Vgx为x轴速度，m/s;Vgy为y轴速度，m/s;x为炉排运动方向；y为床层高度方向；Yg为气体组分的质量分数；λg为气体的导热系数，W/(m·K);Dg气体物质的质量扩散系数， m2/s;Hg为气体焓，J/kg;Ssi和Sgi分别为固体物质和气体的质量源项，kg/(m3·s)。城市垃圾中的热解气体主要是由CH4、CO、H2等组成。气相燃烧模型采用以下三步化学反应，其化学反应方程和动力学参数可表示为

2.2 计算方法

床层固相燃烧采用Flic软件进行模拟，模拟得到的气体温度、速度和组分质量分数作为床层入口边界条件通过profile文件的形式导入Fluent进行计算。采用商业软件Fluent计算炉膛内的气相燃烧反应，湍流模型采用κ-ε标准双方程湍流模型，气相燃烧采用涡耗散概念模型，壁面函数为标准壁面函数，采用DO模型作为辐射传热模型，采用simple算法求解压力速度耦合控制方程[12]。一次风和二次风进口设置为速度进口，炉膛出口设置为压力出口，壁面条件设置为绝热边界条件。

3、计算结果及讨论

在垃圾焚烧过程中，燃烧产生的烟气中含有有害物质，如一氧化碳、氮氧化物等。通过调整二次风的供应量，可以优化燃烧条件，降低有害物质的生成。二次风的供应方式也可以控制炉膛内的温度分布，使炉内的温度分布均匀，这样可以提高炉膛内燃烧的稳定性，避免出现部分区域过热或者过低的情况。为了讨论二次风角度和风速的影响，本文设置了三种二次风的布置形式，分别命名为对冲二次风、平行二次风和交叉二次风，如图3所示。有研究表明，上二次风的布置形式对燃烧情况影响甚微，所以本文只考虑下二次风的布置形式。另外，针对每种布置形式分别对均匀配风、增大下二次风风速和增大上二次风风速三种情况进行讨论，这三种情况二次风总风量保持不变。本文所计算的工况见表2。

图3 二次风布置形式

表2 计算工况

3.1 均匀配风的影响

垃圾焚烧炉的二次风角度变化会对炉膛温度分布产生一定的影响，适当调整二次风的角度可以影响炉膛温度的均匀性，从而使燃烧过程更加稳定。图4为在均匀配风情况下二次风不同配风布置形式下炉膛中心截面温度分布，可以看出，在三种不同配风方式下，焚烧炉最高温度主要集中在炉排中段，之后随着二次风的喷入，垃圾热解气体与空气混合剧烈燃烧。在二次风对冲布置情况下，焚烧炉喉部燃烧火焰偏向右侧水冷壁，造成右侧水冷壁温度过高，炉膛温度分布不均匀，可能会造成右侧水冷壁高温腐蚀，影响机组稳定运行。相对于对冲布置，二次风平行布置时，喉口温度场分布更为均匀，火焰呈中心对称分布。二次风交叉布置时温度场基本与对冲布置一致，右侧水冷壁依旧存在贴壁燃烧现象。

图4 不同配风布置形式下炉膛中心截面温度分布

在垃圾焚烧过程中，炉膛中的湍动能对于燃烧效率和废气排放具有重要的影响。湍动能可以影响燃料和空气的混合程度，进而影响燃料的燃烧速率和完全燃烧程度。图5为不同配风方式下垃圾焚烧炉中心截面的湍动能云图。

图5 不同配风布置形式下炉膛中心截面湍动能

可以看出，湍动能最大的位置集中在垃圾焚烧炉喉口及下部，其原因在于上二次风和下二次风在喉口处相互碰撞，产生较大的湍动能，有利于热解气体与喷入空气混合。在不同二次风布置形式下，平行布置方式相对于其他两种配风方式产生的平均湍动能最大，其可能原因是二次风平行布置形成旋流，更加有利于与上二次风气流碰撞。图6为炉膛中心截面CO质量分数分布图，可以看出CO主要在炉排燃烧段产生，其原因可能为炉排燃烧段需要大量的氧气，造成该区域缺氧产生较多的CO。图7为炉膛中心截面NO质量分数分布图，可以看出，NO主要产生在炉排上方，其可能原因是高温产生较多的燃料型NOx。

图6 不同配风布置形式下炉膛中心截面CO质量分数

图7 不同配风布置形式下炉膛中心截面NO质量分数

表3为炉膛出口CO平均质量分数和NO平均浓度，可以看出，在二次风平行布置情况下，炉膛出口CO质量分数最低，其可能是由于垃圾焚烧炉喉口处湍动能较高，更加有利于烟气与喷入空气的混合，使热解气体能够完全燃烧。在二次风交叉布置形式下，炉膛出口NO浓度最低，为331.40 mg/m3。

表3 炉膛出口CO平均质量分数和NO平均浓度

3.2 增大上二次风风速的影响

图8为二次风不同布置形式下增大上二次风风速炉膛中心截面温度分布，可以看出，在不同布置方式下，燃烧火焰均朝右侧倾斜，可能会造成右侧水冷壁腐蚀，严重影响锅炉的稳定运行。造成这一现象的原因可能是下二次风风速降低，对烟气的扰动较小。为更好地比较布置形式对温度分布的影响，对喉口处温度分布作出统计。图9为垃圾焚烧炉喉口处沿x方向的温度分布，可以看出，在喉口前半部分，对冲布置相较于其他两种布置形式温度较低，在后半部分，对冲布置形式贴壁燃烧情况最为严重。图10为炉膛中心截面湍动能，可以看出二次风交叉布置形式下湍动能较大的区域较多，主要集中在喉口处。图11为炉膛中心截面CO质量分数分布图，同样，CO主要集中在炉排燃烧段。图12为炉膛中心截面NO质量分数分布图，可以看出，在二次风平行布置形式下，NO产生较多。

图8 不同配风布置形式下炉膛中心截面温度分布

图9 焚烧炉喉口沿x方向温度分布

图10 不同配风布置形式下炉膛中心截面湍动能

表4为炉膛出口CO平均质量分数和NO平均浓度，可以看出，在二次风交叉布置情况下，炉膛出口CO平均质量分数最小，为1.50×10-10。在二次风对冲布置情况下，炉膛出口NO平均浓度最低，为335.37 mg/m3。

图11 不同配风布置形式下炉膛中心截面CO质量分数

图12 不同配风布置形式下炉膛中心截面NO质量分数

表4 炉膛出口CO平均质量分数和NO平均浓度

3.3 增大下二次风风速的影响

图13为在增大下二次风风速情况下，下二次风三种不同配风方式下炉膛中心截面温度分布。可以看出，增大下二次风风速，三种工况炉膛温度场分布均比较均匀，火焰呈中心分布。但在平行布置和交叉布置情况下，右侧上二次风风口处有局部高温区，可能会造成二次风风口处结焦腐蚀。图14为垃圾焚烧炉喉口处沿x方向的温度分布，可见三种二次风布置方式在喉口处温度分布差别不大，最高处温度约为1 300 K。图15为炉膛中心截面湍流动能，明显地可以看出对冲布置情况下垃圾焚烧炉喉口处湍流最为集中，这更有利于热解气体与喷入空气的良好混合，使燃烧更为充分，降低污染物的排放。图16为炉膛中心截面CO质量分数分布，其分布情况与上述工况区别较小。图17为炉膛中心截面NO质量分数分布图，其二次风交叉布置形式产生NO最多，主要集中在喉口处及右侧水冷壁。

图13 不同配风布置形式下炉膛中心截面温度分布

图14 焚烧炉喉口沿x方向温度分布

图15 不同配风布置形式下炉膛中心截面湍动能

图16 不同配风布置形式下炉膛中心截面CO质量分数

表5为炉膛出口CO平均质量分数和NO平均浓度，可以看出，在二次风平行布置情况下，炉膛出口CO平均质量分数最小，为1.18×10-10。在二次风平行布置情况下，炉膛出口NO平均浓度最低，为328.84 mg/m3。

图17 不同配风布置形式下炉膛中心截面NO质量分数

表5 炉膛出口CO平均质量分数和NO平均浓度

4、结论

(1)二次风布置形式和风速的不同会影响炉内温度分布和湍动能，增大上二次风风速均使炉膛火焰偏向右侧水冷壁，会造成水冷壁腐蚀。增大下二次风风速均使炉膛火焰呈中心分布，有利于锅炉稳定运行。炉膛湍动能较大的区域主要集中在炉膛喉部。

(2)炉膛CO主要产生在炉膛燃烧段，其原因可能为燃烧段需要大量氧气，导致该区域缺氧产生较多的CO。

炉膛NO浓度较多的区域主要在焚烧炉喉部，且不同的二次风配风方式对炉膛中NO的分布有着较大影响，在二次风对冲布置且均匀配风情况下，炉膛右侧水冷壁NO浓度较大，在二次风平行布置且增大下二次风风速情况下，炉膛出口NO平均浓度最小，为328.84 mg/m3。

参考文献: