拉萨地区生活垃圾焚烧炉燃烧过程仿真及优化＊

时间：2024-05-22

张志宸，孙贺江，马德刚

（天津大学环境科学与工程学院，天津 300072）

0 引言

拉萨地区由于大气压低、空气含氧量低，对垃圾燃烧性能、炉膛传热及锅炉运行效率会产生较大影响。因此，直接把平原地区成熟而通用的垃圾焚烧技术工艺套用到高原低压缺氧地区可能导致垃圾焚烧不充分、焚烧效率低下。卢原［1］针对高海拔地区大气压力降低导致的锅炉燃烧反应速度下降和传热减弱的问题，对1 台20 t/h 链条垃圾焚烧炉进行了设计优化研究，采用增大炉排面积和烟气流通截面的方法稳定垃圾燃烧，但未见锅炉实际运行结果及相关数据验证。李彩亭等［2］研究了1 台在贵阳（88 kPa）运行的4 t/h 蒸汽锅炉，针对运行时出现的出力不足现象提出需根据大气压力低的特点提高进风量，但对于总风量增大后一、二次风量的分配，一次风各风室的分配比例问题未进行充分研究。瞿兆舟［3］对低气压条件下垃圾焚烧锅炉炉内气相燃烧进行数值模拟分析，但并未对低压条件下床层固相燃烧进行模拟并与气相燃烧进行耦合，未对一次风量在各风室的分配情况进行讨论及优化，从而无法对影响锅炉稳定运行的因素进行优先级排序。

目前对于生活垃圾焚烧炉在高原条件下运行性能的认识仍相当不足，缺少科学有效的理论知识和工程经验来指导锅炉的设计和运行。以拉萨某生活垃圾焚烧发电厂为例，单台焚烧炉在设计工况下垃圾处理量为350 t/d，而该电厂选用了1台平原地区垃圾处理量为500 t/d 的大型机械炉排炉，则实际焚烧炉的炉排面积增加了33.3%，炉膛体积相对增加了33.3%。因此，以该焚烧炉为研究对象，研究其在低压环境下床层固相燃烧过程和炉膛气相组分燃烧过程。将模拟结果与现场试验数据进行对比后，从一、二次风量分配，一次风室风量分配及送风温度3 个角度对焚烧炉的燃烧过程进行仿真优化。

1 材料与方法

研究对象为1 台垃圾处理量500 t/d 的VONROLL 式L 型机械往复炉排炉。炉排总长度为14.43 m，宽度为5.08 m，运行周期为120 min。一次风由炉排下方6 个风室配送，二次风由前后墙各6 只口径为DN108 mm 的喷口送入炉膛。其中前拱二次风喷口以一定的角度下倾，后拱二次风喷口以水平方向朝炉内喷入。垃圾焚烧系统还配置1 台中压、单锅筒自然循环水管锅炉和1 台15 MW 的汽轮发电机组，该汽轮机进汽参数确定为3.9 MPa、390 ℃，设计工况锅炉热效率为80%。根据炉膛实际结构尺寸，通过GAMBIT 建立三维模型（图1）。网格划分时，单元采用Tet/Hybrid，类型采用Tgrid，二次风入口采用局部加密处理，整个模型总网格数约101 万。网格质量良好并通过无关性检测。

图1 焚烧炉几何模型Figure 1 Geometric model of incinerator

焚烧炉内的垃圾燃烧可分为炉排上床层固相燃烧和炉膛内气相组分燃烧。固相燃烧过程按水分蒸发、挥发分析出及燃烧、焦炭燃烧等多个阶段进行，采用FLIC 软件进行模拟。FLIC 常用于模拟常压下的固相燃烧，因求解时假定温度和各组分浓度仅沿着炉排运动方向变化，在床层宽度方向上不存在差异，故可根据Yang 等［4］提出的一维数学模型描述固相燃烧，固相控制方程如式（1）～式（4）所示。

1）连续性方程：

2）动量方程：

3）组分输运方程：

4）能量方程：

式中：ρsb为垃圾密度，VS和VB分别为颗粒速度和床层速度，SS为固体颗粒的质量源项，σ、τ和g分别为作用在固体颗粒上的正应力、切应力和重力，A表示因颗粒随机运动引起的动量交换，YiS为颗粒组分的质量分数，DS为表征颗粒随机运动的混合系数，Syis为颗粒各组分源项，HiS为颗粒各组分的焓，λS与TS分别为颗粒导热系数和颗粒温度，qr为辐射热流，Qsh为颗粒热源相。

垃圾的元素分析与工业分析作为FLIC 的边界条件输入，如表1 所示。

表1 元素、工业分析Table 1 Elemental and industrial analysis

炉膛内气相燃烧通过FLUENT 软件进行模拟，湍流模型采用标准k-ε模型，辐射模型采用DO 模型，组分模型采用组分输运模型，湍流-化学反应模型采用有限速率/涡耗散模型［5-6］如式（5）所示，求解器采用SIMPLE 算法：通过连续性方程和动量方程推导压力方程；速度场质量守恒的约束通过求解压力方程来实现；通过压力校正的速度场满足连续性。通过迭代求解整个控制方程组，直到解收敛。化学反应如式（6）～式（8）所示。

式中：ρ为密度，v为速度，Yi为质量分数，Ji为扩散通量，Ri为净产生速率，Si为额外产生速率。

炉膛壁面采用绝热边界条件，水冷壁为等温条件，温度为280 ℃。设置炉排沿程、二次风口均为速度入口，风速约为84 m/s，出口设为压力出口。垃圾焚烧炉所在地海拔约为3 700 m，大气压力约为65 kPa，空气中氧气质量分数约为15%。干燥段、燃烧段、燃烬段的长度比为0.24∶0.38 ∶0.38，风量配比为0.1∶0.7∶0.2，燃烧段三风室风量配比为0.20∶0.25∶0.25。输入参数如表2 所示。

表2 输入参数Table 2 Input parameters

为使炉排固相燃烧过程与炉膛气相燃烧过程进行耦合，将FLIC 计算得到的烟气各组分浓度、速度、温度等数据导入到FLUENT 中，作为气相燃烧的边界条件。FLUENT 得到的床层辐射温度作为固相燃烧的边界条件导入FLIC 再次迭代，直至收敛得到垃圾焚烧炉模拟结果。

2 结果与讨论

床层表面烟气温度如图2 所示。床层最高温度为1 460 K 左右。生活垃圾的高热值以及大量焦炭充分燃烧这两个因素使得整个炉排燃烧温度都较高。气体温度沿炉排长度的分布主要与一次风的分配有关。

图2 床层表面烟气温度Figure 2 Flue gas temperature on bed surface

床层表面气体组分分布如图3 所示。反应顶层的CO 和CH4浓度随着顶层垃圾挥发分析出过程的开始出现增加，而后由于挥发分与氧气发生燃烧，导致其浓度出现下降趋势，最终随着反应的结束，CO 等可燃气体的质量分数降为0，燃烧产物CO2也不再产生，O2的质量分数也回升到15% 左右，说明在燃烬段O2和CO 等可燃气体已燃烧完全。

图3 床层表面气体组分分布Figure 3 Gas composition distribution on the bed surface

宽度中心截面气相模拟结果如图4 所示。

图4 宽度中心截面气相模拟结果Figure 4 Width center section gas phase simulation result

从图4（a）可以看出，床层前端、中段、末端分别对应干燥段、燃烧段和燃烬段，烟气温度也呈现先升高再降低的趋势。干燥段垃圾水分被烘干，可燃气体析出较少，形成约400 K 的低温区域。燃烧段由于挥发分析出及焦炭燃烧过程，温度达到峰值1 650 K 左右，高温烟气上升至炉膛进行二次燃烧，随后在第一烟道内气流逐渐混合，与水冷壁换热后温度逐渐下降并趋于稳定。

由图4（b）所示，炉排中部O2的低浓度区对应着床层的燃烧段，挥发分析出和焦炭燃烧阶段，炉排末端O2含量充足，由此可以说明此工况下垃圾已燃烧完全，燃烬段不再消耗O2。炉膛内O2低浓度区域主要在二次风射流区域内，对应着挥发分的二次燃烧。烟气出口O2浓度约为6%～7%。

将模拟结果与现场监测数据进行对比，结果如表3 所示。模拟结果与现场试验结果较吻合，模拟方法的正确性得到了验证。

表3 数据对比Table 3 Data comparison

根据GB/T 18750—2008 生活垃圾焚烧炉及余热锅炉的要求，垃圾焚烧炉正常运行时须满足：烟气温度不应低于850 ℃、产生的烟气在该区域的停留时间不低于2 s、有足够的湍流强度确保均匀混合、烟气含氧量不应低于6%，而炉膛内烟气温度为最关键因素。此工况下除了烟气出口温度低于规范要求温度之外，含氧量及停留时间均满足要求。因此，为解决锅炉在高原低气压环境下炉膛温度过低的问题，考虑对相关参数设置进行调整以优化锅炉运行，以此得出影响垃圾焚烧炉在高原条件下正常运行的关键因素，并对影响炉膛烟气温度的各因素进行优先级排序。GB/T 18750—2022 生活垃圾焚烧炉及余热锅炉于2023 年7 月1日实施，新标准实施后应在二次风喷口上方设置至少两层炉膛温度监测点，正常工况下应满足中部断面监测点温度均值大于或等于850 ℃。

2.1 垃圾焚烧过程的运行优化

2.1.1 主要因素确定

导致烟气温度较低的原因可能有送风温度较低，一、二次风量及各风室一次风量配比不合理。因此，从以下3 个方面对锅炉运行进行优化模拟。

1）一、二次风分配比例。当总风量确定后，一、二次风分配比例将决定一、二次风的送风量。一次风需满足垃圾干燥和燃烧所需风量，二次风则为二次燃烧创造条件，影响烟气混合。但过多的二次风将造成炉膛温度降低，锅炉排烟热损失增加［7-9］。因此一、二次风量的调节和配比是影响锅炉燃烧状况的关键。

2）一次风室风量配比。在垃圾焚烧炉内垃圾会经过干燥、热解、燃烧和燃烬4 个阶段，每个阶段对一次风量的需求也不尽相同。当垃圾焚烧锅炉在低压环境下运行时需增大一次风量，而压力降低主要影响空气含氧量的变化，对燃烧段影响最大。故当一次风量增大时，如何对燃烧段各风室的一次风量进行按需分配是稳定燃烧的关键。

3）送风温度。送风温度主要对床层的干燥和燃烧产生影响，送风温度过低会导致炉膛焚烧温度无法满足850 ℃的要求，过高则会导致烟道高温腐蚀。

2.1.2 方案设计

为减少模拟工作量，采用正交试验的方法设计模拟工况，探究各参数对炉膛燃烧情况的影响。锅炉MCR 工况下总风量为72 511 m2/h，一、二次风量配比约为7.2∶2.8。考虑锅炉在拉萨低压缺氧环境下运行，上述给出的一、二次风量均为标况下流量（Q0），在低压工况下需进行温度和压力修正如式（9）所示。

式中：Q为修正后流量，m3/h；Q0为标况下流量，m3/h；t为进入风机的空气温度，℃；b为当地大气压，kPa。

按照t为20 ℃、b为65 kPa 计算，总供风量修正后为120 368 m3/h。此次正交试验需考察的因素有：一、二次风分配比例（A）；燃烧段一次风室风量配比（B），一次风送风温度（C）。先确定各个因素的各个水平，根据因素和水平确定三因素三水平的正交试验（表4），然后设计9 个模拟工况（表5）并进行数值模拟分析。

表4 因素水平Table 4 Factor level

表5 模拟方案Table 5 Simulation scheme

以模拟工况1 为例进行说明：总风量为120 368 m3/h，一、二次风分配比例（A1）为7∶3，燃烧段三风室一次风分配比例（B1）为0.25∶0.25∶0.20（干燥段有1 个风室，燃烬段有2 个风室，这3 个风室的风量都占一次总风量的0.1），一次风送风温度（C1）为220 ℃。

2.1.3 气相燃烧模拟结果对比

工况1～9 的气相燃烧模拟结果如表6 所示。

表6 气相燃烧模拟结果Table 6 Gas phase combustion simulation results

在相同的总供风量条件下，工况7、8 中垃圾焚烧炉燃烧室内的烟气温度水平总体较高，满足炉温大于850 ℃的要求，其中工况7 接近最优工况，这与良好的一、二次风量配比与一次风量的分配和组织有关。工况7～9 的一、二次风量相同，相比工况7、8，工况9 的一次风量分配不理想。工况7～9 的二次风量在9 个工况中最小，而烟气温度水平总体较高。相比而言，其他工况二次风量过大，导致烟气温度水平明显较低。因此在运行过程中炉膛内温度较低时，可适当增大一、二次风比例，即在满足二次燃烧及对燃烧室内烟气扰动的前提下，适当减少二次风量，提高燃烧室烟气温度水平。

2.2 方差分析

方差分析是分类变量与定距变量之间的相关性分析，根据刘明磊［10］提供的计算方法对模拟结果进行分析。平方和的计算见式（10）～式（13），其中：T1代表因素A、B、C 的1 水平下对应的3个工况的炉膛出口烟气温度之和，T2、T3同理；yi为第i个工况下炉膛出口烟气温度。然后计算出总离差平方和及误差平方和等数据。方差分析结果见表7。

表7 方差分析结果Table 7 Analysis results of variance

显然，F比的值越大，其相应的因素对试验的影响程度越高，故能根据F比的大小排列出因素的主次程度。经查表：F0.90（2，2）= 9.00，F0.75（2，2）= 3.00。FA＞F0.75（2，2）= 3.00，故A 因素达到25%显著。

由表7 可知，一、二次风分配比例（A）与燃烧段三风室一次风分配比例（B）比一次风送风温度（C）对炉膛内烟气温度的影响程度更大。

根据表6 选择使烟气出口温度最大的A 因素水平，再用相同的方法选出B 和C，得到的搭配A3B1C1为最优水平的搭配，即一、二次风分配比例（A）为9∶1，燃烧段三风室一次风分配比例（B）为0.25∶0.25∶0.20，一次风送风温度（C）为220 ℃。对此工况进行垃圾燃烧数值模拟，得到炉膛内烟气温度、烟气停留时间和出口氧含量分别为884 ℃、2.82 s 和7.3%，均满足标准要求，且燃烧效果优于模拟工况1～9。因固体垃圾开始燃烧的位置更靠近干燥段末端、燃烧段的前端，此处挥发分的快速析出和剧烈燃烧消耗大量氧气，故燃烧段前部需氧量更大，燃烧温度更高。