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    城市生活垃圾焚燒爐深度空氣分級數(shù)值模擬*

    2016-03-12 18:30:28寧星星馬曉茜胡志鋒余昭勝廖艷芬
    環(huán)境污染與防治 2016年10期
    關(guān)鍵詞:垃圾焚燒爐煙道燃燒室

    寧星星 馬曉茜 胡志鋒 余昭勝 廖艷芬

    (華南理工大學(xué)電力學(xué)院,廣東 廣州 510640)

    在城市生活垃圾高溫焚燒過程中,碳、氫、氧、氮、硫、磷和鹵素等元素與空氣中的O2發(fā)生氧化反應(yīng),生成各種氧化物和氫化物,對環(huán)境造成嚴(yán)重污染[1]。

    由于配風(fēng)在氣體燃燒過程中起著很重要的作用,所以可通過改變一、二次風(fēng)的配風(fēng)條件,使?fàn)t內(nèi)形成較好的二次燃燒,并降低二噁英、NOx等污染物的排放。為此,國內(nèi)外研究者對配風(fēng)進(jìn)行了研究,針對二次風(fēng)對垃圾焚燒爐燃燒狀況影響的研究已較成熟,研究表明,二次風(fēng)提高了鍋爐內(nèi)的煙氣混合度,使得爐內(nèi)燃燒更充分[2]。胡玉梅等[3]對垃圾焚燒爐內(nèi)兩種不同二次風(fēng)布置位置對爐內(nèi)燃燒狀況的影響進(jìn)行了研究,獲得了較合理的二次配風(fēng)條件,達(dá)到了對二噁英的有效抑制。林海等[4]對一次風(fēng)各風(fēng)室的配比進(jìn)行優(yōu)化,在較優(yōu)的配風(fēng)比例下,揮發(fā)分逸出率相較于原始運(yùn)行工況提升至96.27%,垃圾減重率亦達(dá)到79.18%,使得垃圾焚燒爐具有較優(yōu)的燃燒傳熱特性和燃燒完全率。陳國艷等[5]認(rèn)為,一、二次風(fēng)對NOx的影響主要體現(xiàn)在一、二次風(fēng)的配比和預(yù)熱溫度上,不同的一、二次風(fēng)配比會影響爐膛垃圾的焚燒效果。目前,針對垃圾焚燒爐內(nèi)配風(fēng)的優(yōu)化研究,主要集中在一、二次風(fēng)的配比變化以及二次風(fēng)口布置位置的優(yōu)化上,而專門針對二次風(fēng)與燃盡風(fēng)的深度配比優(yōu)化研究少有報道。

    因此,本研究采用Fluent數(shù)值模擬軟件,對處理量為750 t/d的城市生活垃圾焚燒爐在100%負(fù)荷下的燃燒狀況及NOx排放進(jìn)行了研究,通過爐排一次風(fēng)和前墻二次風(fēng)以及燃燒室出口緊湊燃盡風(fēng)來實現(xiàn)爐內(nèi)縱向和水平方向的深度空氣分級,研究二次風(fēng)與燃盡風(fēng)的優(yōu)化配比,尋求燃燒狀況較優(yōu)且NOx排放較低的配風(fēng)運(yùn)行工況,為城市生活垃圾焚燒爐的實際運(yùn)行提供一定的理論參考。

    1 研究對象

    研究對象為廣州市某臺750 t/d大型城市生活垃圾焚燒爐,城市生活垃圾焚燒爐物理模型及煙道分區(qū)如圖1所示。爐排總長為12.575 m,垃圾在爐排上的停留時間約1 h。城市生活垃圾焚燒爐總共可分為兩個區(qū)域:垃圾焚燒爐床區(qū)(主要包括燃燒室)和余熱鍋爐(包括3個煙道)。一次風(fēng)由爐排下方4個風(fēng)室經(jīng)預(yù)熱至220 ℃后送至爐膛,二次風(fēng)口布置在城市生活垃圾焚燒爐前拱頂部,采用23 ℃冷風(fēng)噴入。燃盡風(fēng)口布置在二次風(fēng)口上部的煙道前后側(cè),采用23 ℃冷風(fēng)噴入。城市生活垃圾燃料特性如表1所示。

    注:1~9為煙道分區(qū)編號。其中,1~3煙道分區(qū)為第一煙道;4~6煙道分區(qū)為第二煙道;7~9煙道分區(qū)為尾部煙道。

    圖1 城市生活垃圾焚燒爐物理模型及煙道分區(qū)Fig.1 Physical model of MSW incinerator and flue partition

    2 研究方法

    2.1 網(wǎng)格劃分

    為了使模擬結(jié)果更準(zhǔn)確,根據(jù)現(xiàn)場實際爐型建立“焚燒爐+三煙道”的物理總模型,每一個煙道分3個區(qū),共分成包括燃燒室在內(nèi)的10個區(qū)域。具體分區(qū)情況如圖1所示。此外,對于城市生活垃圾焚燒爐內(nèi)梯度變化大的區(qū)域進(jìn)行局部網(wǎng)格加密,如爐排、二次風(fēng)口以及燃盡風(fēng)口附近區(qū)域進(jìn)行區(qū)域網(wǎng)格加密,總網(wǎng)格數(shù)約達(dá)1 450 000。

    2.2 數(shù)學(xué)模型與邊界條件

    對床層上方氣相燃燒采用SIMPLE算法求解,城市生活垃圾焚燒爐內(nèi)的燃燒采用組分運(yùn)輸模型,并運(yùn)用有限速率-渦耗散模型對燃燒火焰的化學(xué)反應(yīng)進(jìn)行簡化,爐內(nèi)氣相湍流流場運(yùn)用κ-ε湍流模型進(jìn)行模擬,輻射傳熱采用P-1模型進(jìn)行模擬[6]。城市生活垃圾焚燒爐床層入口的輸入(溫度、速度、煙氣各組分的含量)由FLIC床層計算結(jié)果導(dǎo)入至Fluent中[7],作為其床層的進(jìn)口邊界條件。爐排一次風(fēng)、前墻二次風(fēng)和燃燒室出口緊湊燃盡風(fēng)的邊界條件類型為速度入口。尾部煙道出口(即9煙道分區(qū)出口)邊界條件設(shè)置為壓力出口邊界條件。

    根據(jù)YANG等[8]369的床層燃燒理論,床層垃圾燃燒模型主要分為以下過程:水分蒸發(fā)、揮發(fā)分逸出、揮發(fā)分燃燒、焦炭氣化。輸運(yùn)方程包括氣相組分輸運(yùn)方程與傳熱方程、固相顆粒運(yùn)動與傳熱方程、床層的輻射換熱方程等。

    2.2.1 水分蒸發(fā)模型

    垃圾中的水分受到兩種傳熱作用而析出,首先是剛進(jìn)入層燃爐時受到床層上方的高溫?zé)煔廨椛渥饔眉訜幔撕箅S著燃燒過程的進(jìn)行,燃料與熱煙氣及已預(yù)熱的供風(fēng)發(fā)生對流傳熱,水分逸出。當(dāng)固相溫度(Ts,K)<373 K,水分蒸發(fā)速率(Revp,kg/(s·m3))可表示為式(1)。輻射傳熱與對流換熱的傳熱系數(shù)(Qcr,W/m3)可表示為式(2)。

    Revp=Qcr/Hevp

    (1)

    (2)

    式中:Hevp為燃料顆粒的蒸發(fā)熱,J/kg;Sa為燃料顆粒體表面積,m2/m3;hs為固相和氣相間的對流換熱系數(shù),W/(m2·K);Tg為氣相溫度,K;εs為輻射系數(shù),W/(m2·K4);Tenv為環(huán)境溫度,K。

    2.2.2 揮發(fā)分逸出模型

    垃圾中的揮發(fā)分含量通常遠(yuǎn)高于煤,其成分主要是碳?xì)浠衔?、CO、CO2、H2、O2等。

    建立一階反應(yīng)方程簡化模型,假設(shè)揮發(fā)分氣體的逸出率與固相中剩余的揮發(fā)分及溫度成比例,表示為:

    dv/dt=kv(v∞-v)

    (3)

    kv=Avexp(-Ev/RTs)

    (4)

    式中:v為燃料當(dāng)前揮發(fā)分質(zhì)量分?jǐn)?shù),%;t為時間,s;kv為揮發(fā)分逸出速率,s-1;v∞為燃料揮發(fā)分初始質(zhì)量分?jǐn)?shù),%;Av為反應(yīng)的指前因子,s-1;Ev為反應(yīng)活化能,J/mol;R為氣體常數(shù),J/(mol·K),R=8.314 J/(mol·K)。

    2.2.3 揮發(fā)分燃燒模型

    從燃料顆粒表面逸出的揮發(fā)分氣體,在燃燒前首先與周圍空氣混合,因而揮發(fā)分燃燒速率取決于化學(xué)反應(yīng)速率和與空氣的混合速率。YANG等[8]371研究得到的混合速率(Rmix,kg/(m3·s))如下:

    (5)

    式中:Cmix為混合速率常數(shù);ρg為燃料密度,kg/m3;Dg為氣體擴(kuò)散系數(shù),m2/s;φ為床層孔隙率,%;dp為燃料顆粒直徑,m;Vg為氣體擴(kuò)散速率,m/s;Cfuel為燃料體積分?jǐn)?shù),%;Sfuel為燃料化學(xué)當(dāng)量比,%;CO2為O2體積分?jǐn)?shù),%;SO2為O2化學(xué)當(dāng)量比,%。

    為避免方程過于復(fù)雜,揮發(fā)分產(chǎn)物假設(shè)只有3種成分,即為碳?xì)浠衔?CmHn)、CO和H2,氣相燃燒反應(yīng)式為:

    4CmHn+(2m+n)O2→4mCO+2nH2O

    (6)

    2CO+O2→2CO2

    (7)

    2H2+O2→2H2O

    (8)

    其中,碳?xì)浠衔?、CO、H2的化學(xué)反應(yīng)速率分別為:

    (9)

    (10)

    (11)

    式中:RCmHn、RCO、RH2分別為碳?xì)浠衔?、CO、H2的化學(xué)反應(yīng)速率,kg/(m3·s);CCmHn、CCO、CH2O、CH2分別為碳?xì)浠衔?、CO、H2O、H2的體積分?jǐn)?shù),%;P為氣體壓力,Pa。

    揮發(fā)酚燃燒速率取決于混合速率和化學(xué)反應(yīng)速率(RCmHn、RCO、RH2轉(zhuǎn)化成O2消耗速率后加和)兩者的最小值。

    2.2.4 焦炭氣化模型

    垃圾在水分、揮發(fā)分逸出后形成焦炭,焦炭燃燒后的主要產(chǎn)物是CO和CO2,焦炭反應(yīng)方程如下:

    3C(s)+2O2→2CO+CO2

    (12)

    其中,當(dāng)溫度(T,K)為730~1 170 K時,CO和CO2的比例(y)可表示為:

    y=2 500exp(-6 420/T)

    (13)

    焦炭燃燒速率(RC(s),kg/(m3·s))為:

    RC(s)=CO2/(1/kr+1/kd)

    (14)

    式中:kr為焦炭化學(xué)反應(yīng)速率,kg/(m3·s);kd為焦炭與氣體的混合速率,kg/(m3·s)。

    2.2.5 NOx生成模型

    在垃圾焚燒過程中,NOx產(chǎn)生的方式有3種,分別是熱力型、燃料型和快速型。其中,由于城市生活垃圾焚燒爐中的溫度相對較低,熱力型NOx生成量很少,可以忽略;快速型NOx在整個NOx形成中占據(jù)很小的一部分,因而也可忽略;燃料型NOx是垃圾燃燒過程中的NOx最主要形成途徑,大約占整個NOx產(chǎn)生量的90%。垃圾焚燒過程中的氮轉(zhuǎn)化為NOx的程度取決于實際的垃圾特性及含氮化合物的初始濃度。當(dāng)垃圾被加熱時,其中的含氮化合物變?yōu)闅鈶B(tài)。隨著這些化合物在反應(yīng)區(qū)域中的熱分解,像HCN·、·NH3、N·、·CN和·NH這些自由基能形成或轉(zhuǎn)化為NOx。

    燃料型NOx的生成機(jī)制非常復(fù)雜,可以簡化為兩個相互競爭的反應(yīng)過程(見圖2)。燃料氮生成中間產(chǎn)物的速度是很快的,因而最終的NO生成量就取決于這兩個過程的競爭。

    圖2 NOx生成機(jī)制Fig.2 Generation mechanism of NOx

    3 模型驗證

    以廣州市某臺750 t/d城市生活垃圾焚燒電廠100%負(fù)荷實際運(yùn)行工況數(shù)據(jù)作為模型驗證。城市生活垃圾焚燒爐爐膛出口參數(shù)模擬結(jié)果與實際運(yùn)行值的對比見表2。由表2可知,爐膛出口煙氣溫度與實際運(yùn)行值兩者相差較小,誤差僅為5.48%,表明模擬計算方法較合理,模型簡化較準(zhǔn)確。模擬結(jié)果得到的H2O和O2的體積分?jǐn)?shù)分別為19.96%、7.18%,滿足《生活垃圾焚燒污染控制標(biāo)準(zhǔn)》(GB 18485—2014)中焚燒爐技術(shù)性能指標(biāo),達(dá)到了鍋爐完全燃燒的條件;在合理的濃度范圍內(nèi),NOx濃度誤差為-3.60%,說明模擬結(jié)果與實際燃燒運(yùn)行工況結(jié)果相符合。由此可知,采用的模擬模型是可行、準(zhǔn)確、可信的,建立在此模型基礎(chǔ)上的優(yōu)化研究也是可信、可行的。

    表2 城市生活垃圾焚燒爐膛出口參數(shù)模擬結(jié)果與實際運(yùn)行值的對比

    圖3 二次風(fēng)與燃盡風(fēng)噴嘴的布置Fig.3 Arrangement of secondary air nozzle and the over fire air nozzle

    運(yùn)行工況編號二次風(fēng)與燃盡風(fēng)風(fēng)量比SA1速度/(m·s-1)SA2速度/(m·s-1)OFA1速度/(m·s-1)OFA2速度/(m·s-1)0#0.69∶0.3190.825.6864.4627.321#0.65∶0.3585.565.3572.7830.842#0.75∶0.2598.726.1751.9922.033#0.55∶0.4572.404.5293.5839.654#0.85∶0.15111.886.9931.1913.21

    4 城市生活垃圾焚燒爐空氣深度分級燃燒運(yùn)行工況的優(yōu)化

    對城市生活垃圾焚燒爐二次風(fēng)口和燃盡風(fēng)口配風(fēng)比例進(jìn)行調(diào)整,對不同二次風(fēng)配風(fēng)比例工況進(jìn)行數(shù)值模擬,找到最優(yōu)的配風(fēng)比例以獲得較好的燃燒狀況和較低的尾部煙道出口NOx濃度。

    本研究的城市生活垃圾焚燒爐模型中二次風(fēng)與燃盡風(fēng)噴嘴布置情況見圖3。上、下排二次風(fēng)口以1.54 m的間隔分別均勻布置在標(biāo)高為1.16、0.57 m處(編號分別為SA2、SA1),上、下排燃盡風(fēng)口分別以2.08、1.80 m的間隔布置在標(biāo)高為2.39、1.93 m處(編號分別為OFA2、OFA1),SA1、SA2的二次風(fēng)風(fēng)量比為16∶1(體積比,下同),OFA1、OFA2的燃盡風(fēng)風(fēng)量比為2.36∶1.00。城市生活垃圾焚燒爐各運(yùn)行工況基本參數(shù)見表3,其中0#運(yùn)行工況為100%負(fù)荷原始運(yùn)行工況,各配風(fēng)溫度參數(shù)保持不變。

    4.1 溫度場分析

    二次風(fēng)的作用主要是將燃燒所需的一部分空氣從爐排上方送入爐內(nèi),同時也可攪拌垃圾焚燒爐內(nèi)的煙氣,使之與O2充分混合,提高了爐內(nèi)的湍流度,使得垃圾焚燒爐內(nèi)的燃燒更充分。而布置在燃燒室出口前的燃盡風(fēng)不僅可進(jìn)一步為燃燒室內(nèi)揮發(fā)分的燃燒提供氧量補(bǔ)給,同時在第一煙道進(jìn)口前形成旋流,將使得煙氣停留時間延長,從而減少煙氣內(nèi)二噁英等污染物排放,并影響NOx的生成[9]。

    不同配風(fēng)比例運(yùn)行工況下中心截面溫度云圖見圖4,二次風(fēng)風(fēng)量由高到低、燃盡風(fēng)風(fēng)量由低到高依次為4#、2#、0#、1#、3#運(yùn)行工況。為更直觀地看出變化,選擇4#、0#、3#運(yùn)行工況作為比較對象,其第一煙道10、15、20 m橫截面溫度分布見圖5。配風(fēng)比例對城市生活垃圾焚燒爐主要參數(shù)的影響見表4。

    注:數(shù)值單位為K,圖5同。圖4 不同配風(fēng)比例運(yùn)行工況下中心截面溫度云圖Fig.4 Center section temperature of different distribution

    由圖4和圖5可以看出,隨著二次風(fēng)風(fēng)量的減少、燃盡風(fēng)風(fēng)量的增加,第一煙道相同標(biāo)高的橫截面平均溫度增加,1、2、3煙道分區(qū)的溫度明顯抬升。這是由于隨著二次風(fēng)配比的下降,爐膛內(nèi)的原高溫區(qū)未有充足的O2提供,此時的未燃燒組分濃度比原始運(yùn)行工況高,該情況下燃盡風(fēng)配比相應(yīng)增加,增強(qiáng)了該區(qū)域的燃燒以及流動,一定程度上使得燃盡風(fēng)噴射區(qū)域發(fā)生更劇烈的燃燒,原始運(yùn)行工況單一高溫區(qū)轉(zhuǎn)變成大區(qū)域的較高溫度區(qū),而第一煙道出口溫度變化不大(見表4)說明,可燃組分的二次燃燒主要是在燃燒室中進(jìn)行。同時,隨著二次風(fēng)噴口速度的降低,由一次風(fēng)和二次風(fēng)共同作用帶來的爐膛后墻高溫?zé)煔鉀_刷減弱,一定程度上降低了后墻的高溫腐蝕。另一方面,大區(qū)域的較高溫度區(qū)域也有利于一定程度地抑制NOx的生成。因此,在3#運(yùn)行工況下,1、2、3煙道分區(qū)溫度水平較其他運(yùn)行工況高,余熱利用情況較好,同時也有利于抑制NOx的生成。

    表4 配風(fēng)比例對城市生活垃圾焚燒爐主要參數(shù)的影響

    注:中心數(shù)據(jù)為平均溫度。圖5 4#、0#、3#運(yùn)行工況第一煙道10、15、20 m橫截面溫度分布Fig.5 Temperature on section 10,15,20 m of the first flue of 4#,0#,3#

    注:速度單位為m/s,圖7同。圖6 各配風(fēng)比例運(yùn)行工況下城市生活垃圾焚燒爐燃燒室內(nèi)煙氣速度矢量Fig.6 The flue gas velocity vector of the furnace of different operation condition

    4.2 速度矢量場分析

    各配風(fēng)比例運(yùn)行工況下城市生活垃圾焚燒爐燃燒室內(nèi)煙氣速度矢量見圖6。煙氣在二次風(fēng)和一次風(fēng)的共同作用下形成旋流,加大了燃燒室內(nèi)煙氣的紊流度,使煙氣中的可燃揮發(fā)分能充分與O2發(fā)生反應(yīng),增大了燃燒效率,從圖6可以看出,除3#運(yùn)行工況外,其他運(yùn)行工況燃燒室內(nèi)部的速度矢量場形成密集的旋流,混流效果均較顯著,城市生活垃圾焚燒爐內(nèi)二次燃燒效果較好,反應(yīng)更加充分,高速的二次風(fēng)速率帶入的空氣沖刷至城市生活垃圾焚燒爐的三、四級爐排使殘余炭充分燃燒,提高了垃圾燃料的燃盡率,但是提高二次風(fēng)的速率后,煙氣對爐膛后墻的沖刷更加強(qiáng)烈,因此形成的高溫腐蝕也更加嚴(yán)重,故二次風(fēng)風(fēng)速不能過高[10]。

    圖7 OFA1橫截面速度矢量云圖Fig.7 The velocity vector of OFA1 section

    采用空氣深度分級送入的方式,將一部分空氣通過燃盡風(fēng)的方式噴入,降低了城市生活垃圾焚燒爐燃燒室主燃區(qū)內(nèi)的空氣過量系數(shù),使得城市生活垃圾焚燒爐內(nèi)溫度有所降低,降低了熱力型NOx的形成[11]。通過增加燃盡風(fēng)的配風(fēng)比例,使得大量在城市生活垃圾焚燒爐下方未與二次風(fēng)燃盡的垃圾可燃揮發(fā)分充分反應(yīng)放熱,使得第一煙道入口處溫度明顯提高,另一方面燃盡風(fēng)的切向布置方式使得該處橫截面形成了兩個相切的橢圓狀渦旋(見圖7),從而使得煙氣螺旋上升,停留時間增加,并隨著燃盡風(fēng)風(fēng)量的增加,燃盡風(fēng)噴口速度增大,形成的氣體回旋更加明顯,氣流剛度更大。

    各配風(fēng)比例運(yùn)行工況下煙氣在850 ℃以上區(qū)域的停留時間見圖8。雖然燃盡風(fēng)速度的提高使得煙氣旋流加強(qiáng),但由于燃盡風(fēng)風(fēng)量的增大會減少煙氣在850 ℃以上區(qū)域的停留時間,而實際總體上各配風(fēng)比例運(yùn)行工況均達(dá)到了煙氣在850 ℃以上區(qū)域停留2 s以上的時間要求[12],由此帶來的效果是提高了余熱鍋爐的余熱利用的經(jīng)濟(jì)性,并減少二噁英等污染物的生成。但燃盡風(fēng)速度不宜過大,從3#運(yùn)行工況的氣簾效果來看,由于空氣流速度較大,各股氣流因相互強(qiáng)烈影響而過于紊亂使得燃燒室內(nèi)部的回旋效果反而不明顯,相對而言,1#運(yùn)行工況的雙旋流氣簾效果較突出。

    圖8 各配風(fēng)比例運(yùn)行工況下煙氣在850 ℃以上區(qū)域的停留時間Fig.8 The gas residence time during the area above 850 ℃ of different operation condition

    4.3 NOx排放分析

    空氣深度分級燃燒對NOx的減排有明顯的效果。各配風(fēng)比例運(yùn)行工況下城市生活垃圾焚燒爐中心截面NOx摩爾濃度分布見圖9。各配風(fēng)比例運(yùn)行工況下尾部煙道出口NOx質(zhì)量濃度的變化見圖10。隨著燃盡風(fēng)風(fēng)量的增加,尾部煙道出口NOx濃度明顯下降。

    首先,適當(dāng)減少位于城市生活垃圾焚燒爐燃燒室頂部的二次風(fēng)口供氧使得燃燒室內(nèi)的氧自由基濃度減小,促進(jìn)了NO的消耗反應(yīng)路徑,從而使NOx較少生成,而燃盡風(fēng)的供氧保證了燃燒反應(yīng)的充分進(jìn)行。其次,二次風(fēng)速的降低,使得燃燒室內(nèi)內(nèi)部煙氣旋流減弱,燃燒室內(nèi)紊流度減小(見圖6),煙氣中含氮可燃組分在爐內(nèi)高溫區(qū)停留時間縮短,因而也從一定程度上減少了燃料型NOx的生成。并且,由于二次風(fēng)和一次風(fēng)的共同作用,導(dǎo)致?lián)]發(fā)分熱解產(chǎn)物HCN、NH3等受制于高強(qiáng)度二次風(fēng)射流的阻

    圖9 各配風(fēng)比例運(yùn)行工況下城市生活垃圾焚燒爐中心截面NOx摩爾濃度分布Fig.9 NOx concentration distribution of incinerator center section of different operation condition

    圖10 各配風(fēng)比例運(yùn)行工況下尾部煙道出口NOx質(zhì)量濃度的變化Fig.10 NOx concentration of tail flue of different operation condition

    擋而向前端爐拱處聚集,形成NOx高濃度區(qū)(見圖9),而降低二次風(fēng)風(fēng)量,使得二次風(fēng)噴口射流減弱,含氮可燃揮發(fā)分因而不再向前拱聚集,因而減少了爐內(nèi)燃料型NOx的生成。

    因此,燃盡風(fēng)風(fēng)量的適當(dāng)增加是有利于NOx減排的,而綜合以上的分析,1#運(yùn)行工況不僅提高了余熱鍋爐的余熱利用經(jīng)濟(jì)性,并且保證城市生活垃圾焚燒爐燃燒室內(nèi)煙氣流的紊流度,從而提高二次燃燒的充分度,同時燃盡風(fēng)口截面也能形成較強(qiáng)的煙氣旋流,使得煙氣在850 ℃以上區(qū)域的停留時間超過2 s,達(dá)到二噁英等污染物的減排,尾部煙道出口NOx質(zhì)量濃度為250.58 mg/m3,相較于原始運(yùn)行工況(259.01 mg/m3)降低了3.3%。因此,選擇1#運(yùn)行工況為較優(yōu)的二次風(fēng)配風(fēng)比例運(yùn)行工況。

    5 結(jié) 論

    (1) 數(shù)值模擬結(jié)果與城市生活垃圾焚燒爐實際運(yùn)行結(jié)果相符,使用的模型可有效地預(yù)測爐內(nèi)溫度場、速度場以及煙氣組分濃度場的分布等重要運(yùn)行信息。

    (2) 爐內(nèi)二次燃燒配風(fēng)比例對爐內(nèi)氣相燃燒有著重要影響。針對本模型的100%負(fù)荷燃燒運(yùn)行工況,采用1#運(yùn)行工況的配風(fēng)比例,即二次風(fēng)與燃盡風(fēng)風(fēng)量比為0.65∶0.35時,城市生活垃圾焚燒爐內(nèi)能形成較穩(wěn)定的旋流,加大氣相紊流度,使得揮發(fā)分能夠充分燃燒,并且燃盡風(fēng)口出形成了較強(qiáng)烈的旋流氣簾,850 ℃以上區(qū)域煙氣停留時間也滿足大于2 s的要求,且在此配風(fēng)比例運(yùn)行工況下,1、2、3煙道分區(qū)的溫度明顯抬升,提高了余熱鍋爐的余熱利用經(jīng)濟(jì)性。

    (3) 二次燃燒配風(fēng)比例的改變對尾部煙道出口NOx濃度有著明顯的影響。燃盡風(fēng)風(fēng)量的增加有

    利于尾部煙道出口NOx減排,因此空氣深度分級優(yōu)化對于垃圾焚燒爐低氮燃燒優(yōu)化運(yùn)行有一定的參考意義。

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