摘要：為得到燃用生物質(zhì)顆粒燃料鍋爐的燃燒和排放特性，建立了燃燒模擬實(shí)驗臺，進(jìn)行了一次風(fēng)量及二次風(fēng)量不同配比、不同位置及不同料層厚度等參數對燃燒和排放性能影響的實(shí)驗，為生物質(zhì)顆粒燃料鍋爐的設計提供了可靠的依據。樣機測試和實(shí)際應用表明，此形式生物質(zhì)鍋爐高效節能、潔凈燃燒、大氣污染物排放量低，具有廣闊的應用前景。
生物質(zhì)顆粒成型燃料是以木屑、秸稈等農林剩余物為原料，在高壓加熱條件下，壓縮成顆粒狀且質(zhì)地堅實(shí)的成型物，可作為工業(yè)鍋爐、民用爐灶、家庭取暖爐以及農業(yè)暖房的燃料。由于成型燃料除具有比重大、便于貯存和運輸、著(zhù)火容易、燃燒性能好、熱效率高的優(yōu)點(diǎn)外，還具有灰分小、燃燒時(shí)幾乎不產(chǎn)生SO2，不會(huì )造成環(huán)境污染等優(yōu)點(diǎn)，是一種較為理想的清潔燃料，有著(zhù)廣闊的市場(chǎng)開(kāi)發(fā)前景。上世紀30年代開(kāi)始，許多發(fā)達國家如美國、日本、芬蘭等都投入了大量人力物力來(lái)研究生物質(zhì)成型技術(shù)及顆粒燃料，80年代后，技術(shù)日
趨成熟，形成了一定規模[1-4]。到了90年代，日本、美國及歐洲一些國家生物質(zhì)顆粒燃料燃燒設備已經(jīng)定型，并形成了產(chǎn)業(yè)化，在加熱、供暖、干燥、發(fā)電等領(lǐng)域已推廣應用[5-8]。我國起步較晚，“八五”期間，作為國家重點(diǎn)攻關(guān)項目，中國農機院能源動(dòng)力研究所等機構對生物質(zhì)成型技術(shù)及裝置進(jìn)行了攻關(guān)，推進(jìn)了我國生物質(zhì)燃料固化成型的研究工作[9-10]。
從目前國內外的研究及應用現狀來(lái)看，燃燒設備存在著(zhù)工藝差、專(zhuān)業(yè)化程度低、熱效率低、排煙污染嚴重、勞動(dòng)強度大等缺點(diǎn)，燃燒設備還未定型，還需進(jìn)一步的研究、實(shí)驗與開(kāi)發(fā)。作者在自行設計的燃用生物質(zhì)顆粒燃料鍋爐模擬燃燒實(shí)驗臺上，系統研究了燃用生物質(zhì)顆粒燃料鍋爐的燃燒特性、排放特性和結渣特性。通過(guò)本實(shí)驗研究得出了最佳的二次風(fēng)送風(fēng)位置、一二次風(fēng)量配比率和最佳的燃料層厚度。并結合生物質(zhì)顆粒燃料的燃燒機理及燃燒特性分析，為燃用生物質(zhì)顆粒燃料鍋爐的設計提供了科學(xué)依據。為今后燃用生物質(zhì)顆粒燃料鍋爐的結構定型提供參考。
1鍋爐燃燒模擬實(shí)驗臺
1.1實(shí)驗鍋爐結構原理
燃燒模擬實(shí)驗臺(亦稱(chēng)實(shí)驗鍋爐)結構如圖1所示。
該實(shí)驗鍋爐燃燒部分由固相燃燒室、氣相燃燒室、灰渣室組成。固相燃燒室為生物質(zhì)顆粒燃料提供熱解氣化熱量，并產(chǎn)生生物質(zhì)燃氣。下部生物質(zhì)燃氣經(jīng)燃燒器進(jìn)入氣相燃燒室實(shí)現均相動(dòng)力燃燒，然后高溫煙氣進(jìn)入對流受熱面。對流受熱面為兩排設置在氣相燃燒室上部的煙管束，煙氣高速縱向沖刷管內。在固相燃燒室底部為灰渣室，生物質(zhì)顆粒燃燒在此燃燼、降塵、結渣。圖1中，測溫口用于測量燃料層各點(diǎn)溫度和燃料層厚度，點(diǎn)火口除了點(diǎn)火外也是測溫口和除渣口，二次風(fēng)口還是爐膛溫度測溫孔和觀(guān)火孔。
1.2實(shí)驗臺結構原理
如圖2所示，該實(shí)驗裝置由生物質(zhì)顆粒燃料鍋爐、送風(fēng)系統、循環(huán)水系統、散熱系統、煙氣排放測試系統等組成。
送風(fēng)系統由羅茨高壓風(fēng)機、一次風(fēng)管路、二次風(fēng)管路、浮子流量計和流量調節閥組成。一次風(fēng)從固相燃燒室上部進(jìn)入，二次風(fēng)從氣相燃燒室后部進(jìn)入。
鍋爐出水管接一塊熱量表，使用該表測量鍋爐供回水溫度、瞬時(shí)熱量等值。鍋爐出水流經(jīng)電動(dòng)水泵，以保證鍋爐水的循環(huán)。最后，鍋爐出水在散熱系統中的換熱器內通過(guò)強制循環(huán)冷卻后，流至鍋爐的敞口水箱，重新回到鍋爐進(jìn)行循環(huán)加熱。
散熱系統采用型號為CSRD-42N的風(fēng)機盤(pán)管機組，用空氣進(jìn)行強制對流換熱來(lái)模擬鍋爐的熱負荷。
為有效監控鍋爐運行狀況，需準確測量鍋爐排煙中主要污染物的濃度，測試儀器選用英國凱恩公司生產(chǎn)的型號為KM9106的綜合煙氣分析儀。該儀器能夠精確測量出煙氣中O2、CO、SO2、NO、NOx的體積分數以及煙氣溫度和環(huán)境溫度，并能自動(dòng)計算12個(gè)燃燒參數。
2鍋爐燃燒模擬實(shí)驗分析
本實(shí)驗的目的是通過(guò)對專(zhuān)門(mén)設計的實(shí)驗用燃用生物質(zhì)顆粒燃料鍋爐進(jìn)行熱工性能測試、大氣污染物排放測試，考察在不同工況下，燃用生物質(zhì)顆粒燃料熱水鍋爐實(shí)際運行過(guò)程中的燃燒及排放特性，分析其燃燒性能和環(huán)保性能，為今后設計、改進(jìn)及運行此種鍋爐提供可靠依據。
2.1一次風(fēng)量對燃燒排放的影響
2.1.1一次風(fēng)量對煙氣中CO體積分數的影響
一次風(fēng)量對煙氣中CO體積分數的影響如圖3所示。隨著(zhù)一次風(fēng)量的增大，煙氣中CO體積分數先減小然后又逐漸升高。由分析可知，由于爐膛內缺乏氣流擾動(dòng)，有些可燃分子在燃燒時(shí)難以找到氧化劑，所以?xún)H通過(guò)改變一次風(fēng)量大小不能夠較好改善爐膛內燃燒不完全的狀況。
2.1.2一次風(fēng)量對燃料層溫度的影響
圖4為燃料層最高溫度隨一次風(fēng)量的變化曲線(xiàn)圖。隨一次風(fēng)量的逐漸增大，燃料層內溫度也逐漸升高，當風(fēng)量超過(guò)10m3/h時(shí)，過(guò)量空氣系數約為1.2左右，燃料層內最高溫度超過(guò)1000℃，鍋爐很快結焦渣，燃燒工況惡化。
2.2一、二次風(fēng)量配比率及二次送風(fēng)位置的影響
2.2.1一、二次風(fēng)量配比率對煙氣中CO體積分數的影響
如圖5所示，隨著(zhù)一、二次風(fēng)量配比率的增加，CO體積分數先是從大到小，當風(fēng)量配比率為50%時(shí)，CO體積分數達到一個(gè)最小值(505×10-6)，當配比率繼續增加，CO體積分數又逐漸增大。
2.2.2一、二次風(fēng)量配比率對爐膛內溫度的影響
由圖6可知，當配比率為50%時(shí)，爐膛內溫度達到最大值，爐膛中空氣量合適，燃料燃燒及揮發(fā)速度適中，生物質(zhì)燃氣與空氣量混合均勻，爐膛內溫度達到最大值，此時(shí)燃燒工況最好。
2.2.3一、二次風(fēng)量配比率對氮氧化物體積分數的影響
NOx有3種生成機理：熱力型NOx由燃燒空氣中氣體氮氧化而成；燃料型NOx由燃料中的化學(xué)氮轉換而成；快速型NOx由碳氫基同分子氮發(fā)生反應，隨后原子氮又與氫氧基相互作用而形成的，在一般的燃燒裝置中其生成量很少。本實(shí)驗排煙中的NOx主要是由燃料中的化學(xué)氮轉換而成的燃料型NOx。如圖7所示，NOx體積分數在一、二次風(fēng)量配比率約52%左右達到最大值，但是，其體積分數值小于190×10-6，優(yōu)于燃煤鍋爐的指標。
2.2.4一、二次風(fēng)量配比率對鍋爐各項熱損失的影響
表1列出了一、二次風(fēng)量配比率對鍋爐各項熱損失的影響。實(shí)驗表明：當一、二次風(fēng)量配比率為50%時(shí)，燃用鍋爐達到較佳性能，此時(shí)氣體不完全燃燒損失最低，而鍋爐的熱效率達到最大值。
2.4 SO2質(zhì)量濃度變化
用煙氣分析儀檢測各實(shí)驗中煙氣的SO2質(zhì)量濃度，其值均在5mg/m3以下。這是由于生物質(zhì)顆粒燃料中硫的含量很小，因此燃燒后生成的SO2質(zhì)量濃度很低，或檢測不出。這也是生物質(zhì)顆粒燃料燃燒可減輕對環(huán)境污染的重要原因之一。
2.5實(shí)驗結果分析
通過(guò)實(shí)驗研究得出了最佳的二次風(fēng)送風(fēng)位置，一、二次風(fēng)量配比率和最佳的燃料層厚度。在爐膛中部送二次風(fēng)，一、二次風(fēng)量配比率為50%，燃料層厚度為450mm時(shí)，鍋爐為最佳工況，熱效率最高。
該鍋爐的排煙熱損失為13.16%～15.68%，在最佳工況時(shí)排煙熱損失達13.32%，這是由于排煙處的過(guò)量空氣系數過(guò)高，各測溫孔、送風(fēng)孔、爐膛及后部漏風(fēng)系數大，導致排煙量增大；排煙溫度高，一般排煙溫度每提高12℃～15℃時(shí)，排煙熱損失將增加1%。因此在合理供風(fēng)量下，導致排煙熱損失大的主要原因就是排煙溫度高。在今后的鍋爐設計、優(yōu)化、改造中，應減少漏風(fēng)，降低排煙處的過(guò)?？諝庀禂?；在保證燃料充分燃燒的情況下，供給空氣量越小越好；合理設計對流受熱面的大小與形式，從而降低排煙熱損失。
本文實(shí)驗結果說(shuō)明爐膛內燃燒不夠完全，在今后的設計中爐膛內應采取一定的措施，如采用旋流結構，使爐膛內生物質(zhì)燃氣能有一定的燃燒空間和時(shí)間，從而促進(jìn)燃燒完全。
3研制與應用
以基礎實(shí)驗研究為依據，設計開(kāi)發(fā)了數種燃用生物質(zhì)顆粒燃料的鍋爐。這是集生物質(zhì)顆粒燃料氣化、燃燒及傳熱為一體的新型鍋爐。燃燒部分采用三室結構，即固相燃燒室、氣相燃燒室及燃燼除塵室。在固相燃燒室內，為生物質(zhì)成型燃料提供熱解氣化熱量，并產(chǎn)生生物質(zhì)可燃氣。在底部，生物質(zhì)可燃氣被濾清凈化，然后進(jìn)入氣相燃燒室實(shí)現均相動(dòng)力燃燒。氣相燃燒室尾部采用了旋流結構，使燃氣火焰得到充分擾流，從而促進(jìn)燃燒完全。燃燒除塵室采用了燃燼、降塵、凝渣及輻射傳熱的組合結構，達到潔凈燃燒及輻射換熱的雙重效果。經(jīng)過(guò)計算機優(yōu)化設計得到高強化傳熱、低流動(dòng)阻力的優(yōu)化對流換熱面。實(shí)踐表明，新型復合燃燒氣化傳熱一體化鍋爐具有高效節能、潔凈燃燒、結構新穎、輸出功率大和使用方便等特點(diǎn)。燃用生物質(zhì)顆粒燃料鍋爐樣機如圖10所示。
此鍋爐設計計算結果為：額定功率為120kW；額定出水溫度為80℃；額定回水溫度為60℃；循環(huán)水流量為5150kg/h；冷空氣溫度為20℃；燃料為直徑10mm的玉米秸稈顆粒燃料；燃料低位發(fā)熱量為16284kJ/kg；燃料消耗量為33kg/h；設計熱效率為80.5%；爐柵有效面積為0.8m2；爐膛容積為0.6m3；爐膛有效輻射受熱面積為2.2m2；爐膛出口煙溫為743℃；鍋爐排煙溫度為210℃；煙管直徑為0.057m；煙管壁厚為0.0035m；煙管流程數為2；煙管長(cháng)度為2m；每程煙管根數為6根；總對流換熱面積Hd=3.77m2。
熱工測試結果表明：此型鍋爐的主要熱損失是排煙熱損失，其他熱損失較小，其額定負荷熱效率達到80.3%。比GB/T15317工業(yè)鍋爐節能監測方法所規定的合格指標高20%以上。環(huán)境檢測結果為：煙氣林格曼黑度為0－1級，出口煙塵質(zhì)量濃度為65mg/m3，二氧化硫質(zhì)量濃度為9mg/m3，氮氧化物質(zhì)量濃度為235mg/m3。環(huán)保指標遠優(yōu)于GB 13271鍋爐大氣排放污染物排放標準所規定的一類(lèi)地區鍋爐運行排放標準。
4結論
(1)自行研制的燃用生物質(zhì)顆粒燃料熱水鍋爐的熱效率、熱水流量、熱負荷，水溫等熱性能參數達到了設計要求，說(shuō)明了該種爐型適合生物質(zhì)顆粒燃料的燃燒。
(2)最佳工況下，該鍋爐熱效率達到80.3%，比GB/T 15317工業(yè)鍋爐節能監測方法中所規定的熱效率合格指標高出20%以上，同時(shí)鍋爐排煙中NOx、SO2等環(huán)保指標遠遠低于燃煤鍋爐，遠優(yōu)于GB 13271鍋爐大氣排放污染物排放標準所規定一類(lèi)地區的鍋爐運行排放標準，且有較好的環(huán)保效益。
(3)改變一次風(fēng)量大小不能夠較好地改善爐膛內的燃燒不完全狀況。煙氣中CO體積分數可大于15000×10-6，排煙處O2的體積分數一直保持在1.5左右，未有明顯變化趨勢，且爐內燃燒工況不穩定，當一次風(fēng)量過(guò)大時(shí)鍋爐容易結焦渣。
(4)通過(guò)實(shí)驗研究得出了最佳的二次風(fēng)送風(fēng)位置，一、二次風(fēng)量配比率和最佳的燃料層厚度。在爐膛中部送二次風(fēng)，一、二次風(fēng)量配比率為50%、燃料層厚度為450mm時(shí)，鍋爐為最佳工況，熱效率最高。
(5)對實(shí)際應用鍋爐的結構設計分析及其熱工性能和環(huán)保性能測試表明，該種爐型的鍋爐具有一系列獨特的優(yōu)點(diǎn)，高效節能、環(huán)保，值得在工程實(shí)際應用當中推廣。
參考文獻：
[1]Faborode M O，Callaghan J R.Theoretical analysis of the compression of fibrous agricultural materials[J].Journal of Agricultural Engineering Research，1986，35(3)：170-190.
[2]Grover P D，Mishra S K.Effect of feed preheating on briquetting of different biomass[C]∥Proceedings of the International Workshop on Biomass Briqueting，New Delhi，India，1995：31-37.
[3]Grover P P，Mishra S K.Biomass Briqueting： Technolo-gy and Practices[M].Delhi： Reginal Now，1995：234-237.
[4]Faborode M O，Callaghan J R.Optimizing the compres-sion briquetting of fibrous agricultural materials[J].Journal of Agricultural Engineering Research，1987，38(4)：245-262.
[5]Dogherty M J，Wheeler J A.Compression of straw to high densities in closed cylindrical dies[J].Journal of Agriculture Engineering Research，1994，29(1)：61-72.
[6]Demiras A，Sahin Ayse.Evaluation of biomass reside(1) briqueting waste paper and wheat straw mixtures[J].Fuel Processing Technol，1998，55(3)：185-193.
[7]Taylor J W，Hennah L.The effect of binder displace-ments during briqueeting on the strength of fo
