摘要：針對生物質氣摻燒，采用Fluent軟件，考察了不同摻燒比例、不同燃氣爐負荷下，鍋爐的燃燒工況和NO排放情況。模擬結果表明：摻燒生物質氣后，燃燒室內火焰向下偏移程度減弱，煙氣流動均勻程度提高，火焰沖擊減弱;一次換熱管內煙氣速度提高0.5~2m/s，速度差異由3.6m/s降低至2.7m/s，二次換熱管出口煙氣速度差異也相應減小;83.3%負荷以下，出口煙氣溫度顯著降低，為確保燃燒穩定，摻燒比例設定在15%~20%較為合理;部分CH4燃燒位置后移，燃燒室壁面溫度降低400~600K。同時，NO排放質量濃度及排放量在摻燒生物質氣后均顯著下降。

　　關鍵詞：生物質氣;摻燒;燃燒工況;NO排放;數值模擬

　　隨著我國“碳中和”及“碳達峰”目標的提出，對傳統化石能源替代品的需求將進一步增加。生物質顆粒摻燒作為一種切實可行的方法[1]，在煤電企業中已有較多應用，而生物質氣的應用相對較少。我國從1998年便已開始投建生物質氣化發電項目[2]，但規模有限，多為示范項目。2006年國能單縣生物質發電廠并網發電，之后生物質開發利用速度緩慢[3]，其原因主要為工藝限制、設計困難、經濟性低等[4]。生物質原料在農村地區獲取方便，且小型生物質氣化裝置技術成熟，制造簡單，符合低強度能源需求[5-9]。若有效利用該類生物質氣，將改善當下低強度能源消費以煤炭、天然氣及柴油為主的組成結構[10]。

　　目前，農村等地區小型天然氣鍋爐使用廣泛，限于成本因素，配置脫硝設備的較少，且存在燃燒效率低、安全性差等問題。學者對小型燃氣爐的燃燒運行進行了廣泛研究，陳衛杰等[11]發現15%的天然氣分級燃燒可減少NOx的排放;趙巖等[12]針對小型鍋爐尾部管道運行安全問題提出了預防措施;Lee等[13]研究了預混燃燒器在燃氣爐中的應用;張軍等[14]利用AspenPlus對煙氣余熱的利用工藝進行了優化;王紀曄等[15]提出以水蒸氣作為稀釋劑可降低NOx排放。

　　上述研究多以天然氣等為燃料關注燃燒方式的優化，已經較難進一步降低NOx排放。而生物質氣燃燒溫度低于天然氣，可減少NOx產生，用其對天然氣鍋爐進行摻燒具有一定的環保潛力。本文以現有的燃氣爐摻燒生物質氣為研究對象，采用Fluent軟件，通過數值模擬考察了不同摻燒比例(0、10%、15%、20%、25%)、不同燃氣爐負荷(50%、66.7%、83.3%、100%)下，鍋爐燃燒和NO排放情況，以期得出生物質氣的摻燒特性，為相關應用提供參考。

　　1燃氣爐摻燒生物質氣模擬

　　1.1燃氣爐結構

　　研究對象為某公司生產的1.4MW燃氣熱水鍋爐，布置形式為臥式，出水溫度為85°C，回水溫度60°C，用于大型建筑或城鄉偏遠地區冬季供熱。其結構主要特點為在燃燒室上方布置有兩級換熱管，相對于單級換熱鍋爐能量利用率有所提升，設計值可達90%以上，并在入口增加了生物質氣燃燒器。

　　天然氣燃燒器直徑200mm，布置于爐膛入口中心;生物質氣燃燒器入口為圓環，其中心與天然氣燃燒器相同，內直徑為200mm、外直徑為400mm;燃燒室為柱體，長為2135.5mm，直徑為600mm，燃燒室入口設置過渡區域;換熱管直徑為51mm，長為2018.5mm，錯排布置，同層間距80mm，層間距70mm，一次換熱管數目78根，二次換熱管數目87根，出口設置匯聚空間;出口截面為矩形，寬度為343mm，高度為146mm，長度為412mm。在燃氣爐中，射流在燃燒室內燃燒后，在后部發生轉向，并向上流動，進入一次換熱管內，通過連接部分轉向進入二次換熱管，在出口區域匯集流出。

　　1.2摻燒條件

　　以該型燃氣爐為例，在實際運行中，考慮煙氣阻力，換熱管內煙氣平均速度提高程度應低于5m/s。同時為避免局部換熱惡化，火焰需盡量靠近燃燒室中央，并在不同負荷下保持穩定。燃氣爐設計天然氣熱值為8850kJ/m3，100%燃氣爐負荷下，天然氣消耗量為120m3/h。以易獲取的玉米秸稈為生物質原料，其含水率約15%~22%，其氣化燃氣熱值為4635kJ/kg。依據相關研究，為獲得較高熱值，氣化爐內平均溫度可控制為750°C[16]。

　　生物質氣的熱值較低，等熱量完全替代天然氣會使耗氣量過大，且射流速度過高，現有燃氣爐內流程轉折大，煙氣流動結構阻力增大，導致能耗和排煙熱損失增加。將生物質氣與天然氣組合使用，煙氣流動阻力有所增加，但遠低于完全改用純生物質氣燃燒的情況。以入爐總熱值不變為標準，對不同氣體比例的生物質氣摻燒進行研究。同時，參考東北某市供熱站在2020年12月份的基本供熱負荷(日均負荷72%，最低負荷位于50%以上)，設置4個負荷工況。

　　1.3網格設置

　　模擬中射流造成的卷席明顯，煙氣雙回程換熱，速度矢量變化大，渦流數目多，網格偽擴散等情況造成的誤差影響不大。為提高計算精確性，避免結構化網格導致的局部流線過于平直理想化，在計算力允許時，采用非結構化網格對模型進行劃分[17]，在爐膛和一次換熱管部分進行加密。相同工況下計算不同網格數模擬時的出口溫度。結果為當網格密度增加，出口截面平均溫度下降。其中，網格數為73萬時為460K，88萬時為443K，97萬時為432K，118萬時為427K，151萬時為423K。當網格數達到151萬時，其與網格數為118萬時的計算結果差異僅為0.95%，但計算時長增加了50%以上，故選取網格數為118萬。

　　1.4理論模型及假設

　　爐膛壁面和換熱管設置為80°C等溫換熱;爐膛出口由風機建立-80Pa微負壓;湍流模型選用k-ε可實現型，輻射模型P1;入口為速度入口，出口為壓力出口，精度二階，Simple算法。為便于研究，對模型進行合理簡化，考慮燃燒熱值來源，簡化天然氣組成為CH4。天然氣和生物質氣成分穩定，不考慮長期使用后結垢對換熱的影響，不考慮入口工質溫度的影響，天然氣和生物質氣初始溫度都為300K。

　　2模擬結果與討論

　　2.1模擬結果驗證

　　不同負荷下，使用純天然氣燃氣爐出口煙氣溫度實測值與模擬值變化，實測值大于模擬值，其主要原因是在長期運行中，燃氣爐水側存在結垢的可能，同時入口天然氣實際初溫可能高于300K。總體看來，實測值與模擬值差異較小，隨負荷變化趨勢相同。

　　2.2摻燒工況分析

　　以燃燒器入口射流反方向為X軸正方向，垂直相反方向為Z軸正方向，側向水平方向為Y軸正方向。

　　2.2.1速度分布

　　使用生物質氣進行摻燒，對流場的影響區別于燃料分級燃燒。在使用分級燃燒時，燃燒產物及化學反應放熱特性一定。采用生物質氣摻燒，因生物質氣熱值低，保證輸入總能量不變時，體積流量變大;同時燃燒產物發生變化，而化學反應放熱對氣體密度的影響較大，故多種因素綜合影響火焰形狀變化。以負荷為83.3%、摻燒比例為0和20%為例，燃燒室內Z-X截面，3個垂直高度上火焰射流沿X方向分速度。

　　u點高度在摻燒比例為0時，X軸0m處(燃燒器入口)附近因渦流分速度較低，-1.0m處速度最高;后隨著火焰向下偏斜，上部煙氣速度下降;至-2.0m處開始上升，并在-2.5m處接觸壁面而轉向，分速度迅速下降至0m/s。在摻燒比例為20%時，渦流尺寸縮減導致入口波動消除，速度上升較平緩;同時火焰并未下降偏斜，-2.0m前速度無下降。m點高度受天然氣速度影響，雖煙氣速度下降，但中間射流剛度大，火焰形狀并未發生改變。d點高度在摻燒比例為0時，在入口區別于u點無明顯的渦流;后因下方火焰射流開始偏斜，在-0.7m處速度迅速上升，并在-1.0m后保持高速度直至與后方壁面接觸，該段距離內，射流貼下部壁面的可能性較大。

　　在摻燒比例為20%時，入口速度上升較為平緩，同時后部速度也有所下降。總體上摻燒比例為0時，中間大部區域內m點高度上的速度最高，d點次之，u點最低，差異在2m/s左右，這也是導致底部煙氣溫度高的主要原因。但摻燒比例為20%時，中間區域u、m、d點高度上的速度都維持在8m/s左右，煙氣速度均勻程度明顯提高。

　　燃燒室出口的煙氣速度分布直接影響熱管內的煙氣流動。在66.7%負荷下，摻燒比例為0和15%時，X軸為-2m處Z-Y截面，摻燒生物質氣使得燃燒室出口的高速度煙氣分散，沖擊減小，便于煙氣轉向。整體看來，摻燒后進入一次換熱管內的煙氣速度有所提高(0.5~2m/s);未摻燒前靠近燃燒室側煙氣管速度較低，摻燒后該情況有所緩解，煙氣速度間差異也由3.6m/s降低至2.7m/s。摻燒前，二次換熱管出口部分速度較高的區域位于上部，摻燒后整體均勻程度有所提高。

　　2.2.2出口溫度

　　在不同負荷及摻燒比例下出口煙氣溫度變化，各工況下，負荷上升，出口煙氣溫度隨之上升，呈現明顯的線性變化。摻燒生物質氣后，煙氣溫度降低幅度約為15~20K。相同負荷時，摻燒比例上升溫度下降且下降幅度減小。在個別工況下，摻燒會導致燃燒波動，以50%負荷下摻燒比例25%為例，出口溫度下降較多。

　　負荷低于66.7%時，爐內燃燒所需的風量和總體煙氣量較小，生物質氣體積相對變大;隨摻燒比例變化，煙氣溫度變化較大，對穩定燃燒呈負面影響。100%和83.3%負荷下，由出口溫度推測，爐內燃燒情況處于穩定。當負荷低于83.3%，出口溫度變化較大，爐內燃燒情況發生劇烈改變。此時，摻燒比例應當限制在15%~20%，減少燃燒波動。

　　2.2.3燃盡程度

　　生物質氣H2含量較高，過量空氣系數為1.2，摻燒后易燃盡，此時影響燃料利用效率的主要為天然氣燃燒情況。83.3%負荷不同摻燒比例下，燃燒室后部X軸-2.22m處Z軸方向上CH4的含量(物質的量分數，下同)。未燃的CH4主要集中在Z軸0m附近，摻燒后未燃的CH4含量明顯上升;在-0.3m和0.25m附近CH4含量明顯下降，此為生物質氣攜帶的O2加速了CH4反應;隨著摻燒比例的上升，區域兩邊CH4含量下降的幅度變大，但中間區域CH4含量基本不變。進一步可知，生物質氣中的過量O2并不能在燃燒室內與天然氣完全混合，少量CH4的燃燒位置將被推后至一次換熱管前及管內區域。

　　2.3NO排放分析

　　2.3.1含量分布66.7%負荷不同摻燒比例下X軸-2m處Z-Y截面的NO含量分布。影響NO含量的主要因素之一為溫度，未摻燒生物質氣時爐膛溫度較高，且部分區域煙氣流速較低，NO未被及時帶走，雙重因素導致含量提高。而其下方存在NO含量較低區域，該區域為火焰射流，溫度較低，煙氣流速較高。一次換熱管上部和二次換熱管中間區域NO含量較高，說明該區域內的煙氣主要來源于燃燒室中NO含量較高區域。采用生物質氣摻燒后，燃燒室內NO含量明顯下降，隨著摻燒比例的增加，爐膛壁四周的NO含量明顯下降，截面內的NO含量差異降低。一、二次換熱管煙氣中NO含量的分布趨勢與未摻燒時相同，其濃度差異亦有減小。

　　2.3.2出口質量濃度與排放量

　　摻燒生物質氣后出口煙氣NO質量濃度明顯減少，未摻燒時，排放濃度隨負荷增長而增長。摻燒后負荷相同時，排放濃度隨摻燒比例增長而降低，且出口煙氣NO質量濃度均低于80mg/m3，滿足大部地區的排放要求。

　　3結論

　　模擬了燃氣爐摻燒生物質氣和天然氣，對不同負荷及摻燒比例下鍋爐燃燒和NO排放情況進行了研究。摻燒生物質氣后，燃燒室內火焰下偏減少，一次換熱管內煙氣流速提高0.5~2m/s，煙氣流速均勻程度提高;當燃氣爐負荷低于83.3%，出口煙氣溫度變化較大，摻燒比例應控制在15%~20%，減少燃燒波動;少量CH4燃燒位置被推后至一次換熱管前及管內區域;燃燒室渦流減弱，壁面溫度下降400~600K，煙氣能量整體分布較均勻，發生局部熱應力過大概率明顯減少;NO排放質量濃度隨摻燒比例上升而大幅下降，NO單位時間排放量亦下降明顯。

　　參考文獻

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　　作者：戚勝，李想