随着城市的发展, 我国城市污水处理量逐年递增, 污泥产量随之增加, 2020年我国污泥产量突破6 000万t^[1]。污泥产量大、容积大, 如果不妥善处理, 将占用空间, 污染环境。目前, 对于污泥处理方式有建材使用、堆肥处理、填埋处理和焚烧处理等, 其中焚烧法具有污泥减容化、无害化和回收利用污泥热值等优点, 具有较大的发展潜力^[2]。燃煤机组耦合污泥燃烧发电技术作为焚烧处理的一种, 具有适应性强、处理能力大和彻底无害化处理等优点, 在处理污泥过程中具有较大优势^[3-4]。

目前, 对中小型锅炉掺烧污泥的研究较多。朱志斌等人^[5]对220 t/h锅炉掺烧污泥燃烧特性进行了研究, 发现掺混污泥后炉膛还原性气氛增强, NO_x生成受抑制; 朱天宇等人^[6]使用双混合分数/PDF模型和涡耗散(Eddy Dissipation Model, EDM)模型分别模拟了100 MW煤粉锅炉污泥与煤粉混烧过程, 发现EDM模型在模拟煤粉污泥混烧过程中具有更强的适应性, 并且实验结果表明, NO_x生成量与模拟值相差较小。

对大型锅炉掺烧污泥的研究相对较少, 对于污泥掺混比例对燃烧影响的研究相对较多^[7-8], 但实际运行中, 污泥厂每日污泥产量一定, 掺烧比例变化相对较小, 但一日内锅炉负荷始终变化, 为适应电网调峰要求, 实际锅炉昼夜负荷变化较大, 同时早、中、晚间负荷也存在一定的差异。针对某燃煤电厂2 027 t/h锅炉进行了研究。该电厂比邻污水处理厂, 锅炉容量较大, 较小的掺混比例就可以满足污水处理厂污泥处理要求。对不同负荷下单煤粉燃烧、煤粉污泥混烧燃烧特性进行数值模拟研究, 研究结果可为实际锅炉运行中掺烧污泥提供一定参考依据。

本文模拟对象为某2 027 t/h四角切圆煤粉锅炉。锅炉型号为SG-2027/25.4-M970, 制粉系统为中速磨煤机、冷一次风、正压直吹式制粉系统, 锅炉本体高为64 150 mm, 深为18 144 mm, 宽为18 816 mm。燃烧器采用四角布置, 形成双切圆燃烧(直径为1 757.43 mm和2 090.42 mm), 每角布置6层煤粉燃烧器(A, B, C, D, E, F), 燃烧器喷口四周为周界风, 每两层喷口间布置一层辅助风。燃烧器采用浓淡分离燃烧技术, 中间结构为钝体, 浓淡比为2∶1。燃烧器上方为2层紧凑式燃尽风喷口和5层分离式燃尽风喷口, 燃尽风喷口反切10°, 以减少炉膛气流的残余旋转, 降低出口烟温偏差。过量空气系数为1.2。锅炉整体结构和燃烧器布置如图 1所示。

燃煤和污泥的工业分析、元素分析及发热量如表 1所示。

由表 1可以看出, 污泥含水量和灰分相比煤粉较高, 固定碳含量低, 发热量低。

在模拟过程中, 采用Realizable k-ε湍流模型模拟气相湍流过程^[9], 煤粉和污泥颗粒轨迹运动过程采用颗粒随机轨道模型^[10], 焦炭的燃烧采用动力/扩散控制燃烧速率模型^[11], 煤粉和污泥燃烧时辐射和对流放热模型采用P1辐射模型^[12]。采用有限容积法离散微分方程, 采用一阶迎风格式离散对流相, 采用Simple算法求解N-S方程。采用EDM模型模拟气相湍流燃烧^[6]。假定污泥水分随挥发分析出, 挥发分析出燃烧为双步反应, 并设定其摩尔质量, 根据工业分析和元素分析定义煤粉与污泥挥发分燃烧过程。其反应系数和标准生成焓的公式分别为

$\begin{array}{c} {\rm{Volatile}} + a{{\rm{O}}_2} \to \\ b{{\rm{H}}_{\rm{2}}}{\rm{O}} + c{{\rm{N}}_{\rm{2}}} + d{\rm{CO}} + e{\rm{C}}{{\rm{O}}_{\rm{2}}} \end{array} $

(1)

${\rm{CO}} + 0.5{{\rm{O}}_2} \to {\rm{C}}{{\rm{O}}_{\rm{2}}} $

(2)

式中: a, b, c, d, e——具体反应时化学当量系数。

假定污泥中水分随挥发分析出, 即认为污泥挥发分为Volatile·xH₂O, 挥发分析出过程为

$\begin{array}{c} {\rm{Volatile}} \cdot x{{\rm{H}}_{\rm{2}}}{\rm{O}} + a{{\rm{O}}_{\rm{2}}} \to \\ \left( {b + x} \right){{\rm{H}}_{\rm{2}}}{\rm{O}} + c{{\rm{N}}_2} + d{\rm{CO}} + e\;{\rm{C}}{{\rm{O}}_{\rm{2}}} \end{array} $

(3)

污泥干燥基中挥发分质量比为φ_V, 摩尔质量为M_V, 模拟中污泥含水率为β, 摩尔质量为M, 则x的表达式为

$x = \frac{{{M_{\rm{V}}}}}{M} \cdot \frac{\beta }{{{\varphi _{\rm{V}}}\left( {1 - \beta } \right)}} $

(4)

挥发分修正后摩尔质量M′_V=M_V+x·M, 标准生成焓H′_V=H_V+x·H。燃烧过程中, 忽略NO_x生成中的快速型NO_x, 主要考虑热力型NO_x和燃料型NO_x。热力型NO_x生成采用广义Zeldovich机理, 燃料型NO_x生成采用De Soete机理, 热解中间产物为HCN, 挥发分N全部转化为HCN, HCN被O氧化为NO, 焦炭N则直接转化为NO, HCN也可还原NO生成N₂^[8]。本文中污泥NO_x生成/还原模型与煤粉NO_x生成/还原模型相同^[6]。

采用分区划分网格方法, 将计算区域划分为冷灰斗区域、燃烧器区域、燃尽区域和水平烟道区域。对燃烧器喷口附近进行加密, 网格线方向与流动方向一致, 以减少伪扩散对模拟过程带来的模拟误差。兼顾网格的合理性和模拟过程计算量, 分别对比83万、117万和143万网格计算结果, 117万网格和143万网格炉膛截面平均温度最大偏差为0.89%, 故认为117万网格能够满足计算要求。炉膛中心截面和燃烧器截面网格划分如图 2所示。

离散方法采用一阶迎风格式, 一次风、二次风采用速度进口边界条件, 流量、温度均为实际运行参数。根据实际锅炉尺寸建立入口模型; 炉膛出口采用压力出口边界条件, 出口压力为-125 Pa。壁面采用标准壁面方程, 热交换采用第2类边界条件即温度边界条件, 壁面温度设置为700 K, 壁面辐射率设置为0.6。表 2为600 MW工况下风速及风温等运行参数。

污水厂出厂污泥含水率高达80%以上, 无法直接在锅炉中掺烧, 须经一定干化处理以降低污泥的含水率。经过一定的干化处理, 污泥含水率可降到30%~40%。同时污泥产量有限, 相对于锅炉用煤, 每日污泥掺混比例远低于10%。本文模拟掺混40%含水率、掺混比例为10%的污泥, 对不同锅炉负荷下掺烧污泥燃烧特性进行模拟。为保证低负荷时煤粉射流刚度, 在510 MW和450 MW负荷下适当增加一次风比例。锅炉负荷为450 MW时, 为了使火焰集中, A层燃烧器停运, 仅保留少量周界风防止炉膛高温对燃烧器的损坏。具体模拟工况如表 3所示。

为了验证几何模型和数值模型选取的合理性, 对600 MW工况(工况1)炉膛出口烟气平均氧量、平均温度和NO_x排放浓度(6%O₂)的模拟值和现场值进行对比, 结果如表 4所示。由表 4可知, 模拟值与现场值的计算值误差均在10%以内, 在工程应用允许误差范围之内, 说明本次使用的物理模型和计算模型较为合理, 能够模拟真实炉膛运行情况。

污泥含水率高、热值低, 掺混污泥后要保证锅炉负荷不变, 锅炉燃料量消耗势必增加, 同时炉内速度场也会相应发生变化。图 3为不同锅炉负荷最下层一次风燃烧器中心截面速度场云图(工况3为B层燃烧器层)。

由图 3可知: 不同工况下, 切圆形成较好, 切圆中心与炉膛中心相近, 无明显偏斜、刷墙现象; 随着负荷的降低, 炉内总风量减小, 切圆直径变小, 掺烧污泥后, 污水析出, 速度场有增大趋势, 但变化较小, 各工况下掺混污泥后炉内速度场基本相似, 故掺混污泥对炉内燃烧速度场影响较小。

不同工况下炉膛中心截面的温度分布如图 4所示。由图 4可以看出, 不同工况下, 燃烧器区域(17~25 m)燃烧最为强烈, 温度水平最高, 炉膛燃烧器区域中心截面温度呈W型, 燃尽风及以上区域温度呈倒U型, 从燃烧器区域至炉膛出口区域温度水平逐渐递减, 与四角切圆锅炉燃烧规律相符^[13]; 单煤粉燃烧时, 随着负荷的降低, 入炉煤量和总风量降低, 炉膛截面温度水平降低; 负荷为450 MW时, A层燃烧器未投运, 炉膛火焰中心上移, 且各工况火焰充满度高, 燃烧稳定; 掺混污泥后, 由于污泥含水率高, 故煤粉污泥混合燃料进入炉膛后水分蒸发吸热, 使得炉膛整体温度水平下降, 特别是燃烧器区域温度水平降低, 同时炉膛出口温度水平也下降。

不同工况下最下层一次风截面温度场分布如图 5所示。由图 5可以看出: 不同工况下, 下层燃烧器截面火焰中心与炉膛中心相近, 火焰充满度高, 燃烧稳定, 且火焰无明显偏斜现象; 随着负荷的降低, 最下层一次风截面温度水平降低。掺混污泥后, 截面温度主要受两个因素影响: 一是掺混污泥后, 混合燃料水分增加, 水分蒸发吸热使得一次风截面温度水平有所降低; 二是相对于煤粉, 污泥的固定碳含量低, 挥发分含量高, 污泥煤粉混合燃料挥发分容易析出燃烧。此外, 单煤粉燃烧时, 600 MW, 510 MW, 450 MW工况下对应火焰最高温度为2 034.2 K, 1 994.7 K, 1 865.7 K, 掺混10%比例的污泥后, 火焰最高温度为1 990.5 K, 1 943.4 K, 1 836.9 K, 表明不同负荷掺混污泥后炉内火焰最高温度有下降趋势。

不同工况下沿高度方向炉膛平均温度和NO_x质量浓度如图 6所示。图 6(a)、6(b)、6(c)中, 上曲线为平均温度, 下曲线为NO_x质量浓度。由图 6可知: 在燃烧器区域, 由于一二次风交替吹入, 使得燃烧器截面平均温度和NO_x质量浓度出现一定程度的波动, 36~38 m为燃尽风SOFA层, 由于此处吹入燃尽风量大, 且风温低于烟气温度, 使得该区域平均温度出现大幅度下降: 随着负荷的降低, 入炉煤量和总风量降低, 燃烧器区域平均温度有所下降: 单煤粉燃烧时, 600 MW, 510 MW, 450 MW工况下平均温度峰值为1 640.7 K, 1 618.3 K, 1 615.1 K, 掺混10%比例污泥后, 平均温度峰值为1 625.2 K, 1 600.1 K, 1 612.0 K, 掺混污泥后由于总输入热量不变, 故炉膛温度降低幅度较小, 平均温度峰值分别降低了15.5 K, 8.2 K, 3.1 K。

此外, 由于燃烧器区域火焰温度较高, NO_x生成量大, 故随着炉膛高度的增加, 炉膛温度降低且入炉风量增加, NO_x质量浓度降低。由于锅炉存在空气分级, 所以炉膛上方的NO_x质量浓度出现回升。掺混污泥后, 炉膛整体平均温度和平均温度峰值降低, 炉内NO_x质量浓度降低。掺混污泥后, NO_x生成主要受两方面影响: 一是掺混污泥后, 混合燃料水分升高, 水分蒸发吸热, 主燃区温度水平降低, 热力型NO_x生成减少; 二是相对于煤粉, 污泥的固定碳含量低, 挥发分含量高, 燃烧产生较多中间产物HCN, 且水分吸热使得煤粉燃烧不充分, 导致燃烧滞后, 燃烧器区域CO含量增加。

不同工况下燃烧器区域CO和HCN含量如图 7所示。由图 7可知, 掺混污泥后中上层燃烧器截面平均CO和HCN含量增加, 600 MW, 510 MW, 450 MW工况下掺混污泥后, 中层燃烧器C层平均CO分别增加了9.1%, 6.6%, 8.4%, 燃烧器区域还原性气氛增强, NO_x生成受到抑制, 故掺混污泥后, NO_x生成量有所减小。

不同工况下炉膛出口参数如表 5所示。

由表 5可知, 随着负荷的降低, 炉膛出口温度也降低, 掺混污泥后, 600 MW, 510 MW, 450 MW工况下炉膛出口温度分别降低了18.1 K, 31.1 K, 18.6 K, 出口水分质量分数升高, 污泥相对于煤粉固定碳含量低, 炉膛出口CO₂浓度降低, 掺混污泥后炉膛出口NO_x排放质量浓度分别降低了37.8 mg/m³, 48.0 mg/m³, 28.2 mg/m³, 降幅分别为10.9%, 13.1%, 8.1%, 掺混污泥后炉膛出口NO_x排放下降。这与文献[14-15]的结论相一致。

(1) 对600 MW单煤粉燃烧工况进行模拟, 结果表明, 速度场和温度场分布合理, 切圆形成良好, 且炉膛出口参数误差均在10%以内, 在工程应用允许误差范围之内, 模型可以模拟锅炉运行情况。

(2) 掺混污泥后, 切圆有增大趋势, 但变化较小, 掺混污泥对速度场影响较小。掺混污泥后混合燃料水分增加, 水分蒸发吸热使得炉膛火焰最高温度、整体平均温度和平均温度峰值均有所降低, 600 MW, 510 MW, 450 MW工况下平均温度峰值分别降低了15.5 K, 8.2 K, 3.1 K。

(3) 掺混污泥后, 中上层燃烧器区域CO和HCN生成量增加, 600 MW, 510 MW, 450 MW工况下中层燃烧器CO分别增加了9.1%, 6.6%, 8.4%, 炉膛还原性气氛增强, 炉膛出口NO_x排放下降, 相比单煤粉燃烧, 掺混污泥后出口NO_x排放分别降低10.9%, 13.1%, 8.1%。

综合炉膛燃烧速度场、温度场和NO_x排放质量浓度, 实际运行中掺混含水率为40%、质量分数为10%的污泥是可行的。