四角切圓燃煤鍋爐摻燒印染污泥燃燒與NOx排放特性的數值模擬

殷立寶，　徐齊勝，　胡志鋒，　馬曉茜，　陳昱萌，　余昭勝

(1. 廣東電網公司電力科學研究院，廣州 510600；2. 華南理工大學 能源高效清潔利用廣東普通高校重點實驗室，廣州 510640)

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四角切圓燃煤鍋爐摻燒印染污泥燃燒與NOx排放特性的數值模擬

殷立寶1，徐齊勝1，胡志鋒2，馬曉茜2，陳昱萌2，余昭勝2

(1. 廣東電網公司電力科學研究院，廣州 510600；2. 華南理工大學 能源高效清潔利用廣東普通高校重點實驗室，廣州 510640)

采用Fluent軟件對四角切圓燃煤鍋爐摻燒不同質量分數和不同含水率印染污泥時的燃燒特性和污染物排放特性進行數值模擬.結果表明：隨著印染污泥質量分數的提高，爐膛整體溫度略有下降，而NOx排放體積分數先顯著升高然后平穩上升，其轉折點是10%印染污泥質量分數；當含水率升高時，爐膛整體溫度略有下降，40%含水率工況下的爐膛出口平均溫度僅比10%含水率工況下低8.11 K；爐膛NOx排放體積分數隨著含水率的升高而升高；結合爐膛的燃燒情況和NOx排放體積分數，摻燒質量分數和含水率分別為10%和40%的印染污泥是可行的，二次風配比從上到下的比例為3∶1∶2∶4的方式是最佳配風方案.

燃燒特性； 摻燒； 印染污泥； 污染物； 數值模擬

隨著我國印染行業的發展，印染污水排放量與日俱增，僅廣東地區，每年產生的印染廢水量就達3億t以上[1]，處理印染廢水時產生大量印染污泥.目前，如何無害化、資源化處理印染污泥已經成為越來越重要的課題.焚燒處理是有效處理污泥的一種主要方法[2]，這種方法能使其減量化、無害化.

國內外在污泥單獨干化焚燒方面的應用較多，但是由于建設和運行適用于單獨焚燒污泥的焚燒廠費用巨大，而且效果不佳[3-4].目前，國內外許多學者開始進行摻燒處理研究[3]，這種處理方式既可以大量減少污泥量，又可以將污泥作為能源燃料進行利用.樓波等[5]采用Fluent軟件對煤粉爐內摻燒污泥進行數值模擬，分析了其速度場和溫度場分布，得到污泥水分質量分數低于20%時，摻燒污泥質量分數在10%以內是可靠和可行的.Lin等[3]運用數值模擬方法研究濕污泥或半干化污泥與生活垃圾摻燒的可行性，得到半干化污泥與生活垃圾有相近的含水率，摻燒時對著火點的影響較小，而直接摻燒濕污泥會明顯推遲著火點；摻燒半干化污泥與摻燒相同比例濕污泥相比，在焚燒爐第一煙道具有較高的溫度以及較低的H2O和CO濃度.盛洪產等[6]研究了摻燒不同質量分數的污泥對某130 t/h循環流化床鍋爐運行特性的影響，結果表明，摻燒污泥質量分數越高，爐膛出口煙氣溫度越低，鍋爐熱效率也降低.然而，系統全面地針對摻燒不同污泥質量分數和不同污泥含水率的流場分布和污染物排放規律的研究較少.

筆者通過數值模擬與實際運行相結合的方法，針對煤粉摻燒不同質量分數、不同含水率印染污泥以及不同的二次風配比等工況，分析爐膛內摻燒印染污泥時的燃燒特性和污染物排放特性，進而為電廠的實際運行提供優化摻燒方案.

1　研究對象

所研究的對象為某臺420 t/h四角切圓燃煤鍋爐，其物理模型如圖1所示.根據實際運行需要，將鍋爐分為4個區域：冷灰斗區、爐膛燃燒區、輻射對流區和水平煙道區.鍋爐實際運行時的燃料特性見表1，其中所摻燒的污泥為廣州市內某工業園的印染污泥.

2　研究方法

首先對物理模型進行網格劃分，在燃燒器、一次風和二次風風口以及較小面積的區域進行局部加密.結合Fluent軟件的組分運輸模型和DPM離散相模型，進行煤粉摻燒印染污泥的燃燒優化數值模擬.燃燒采用Simple算法求解其控制方程[7]，黏性模型采用標準κ-ε雙方程湍流模型[8]，用以模擬煤粉爐內的氣相湍流流場；輻射傳熱采用P-1模型[9]；煤粉的熱解反應采用雙方程平行競爭反應模型；焦炭的燃燒過程采用動力/擴散控制反應速率模型[10].NOx的計算主要考慮熱力型NOx和燃料型NOx，其中熱力型NOx采用平衡方法[11]，燃料型NOx采用固體燃料NOx模型[12].模擬中考慮重力場的影響，一次風和二次風風口采用速度入口邊界，而煙道出口采用壓力出口邊界.為使模擬更準確，對模型中的4個區域按照實際運行的邊界進行設定，有定溫、絕熱、定熱流邊界.

圖1　四角切圓燃煤鍋爐的物理模型

參數燃煤印染污泥元素分析工業分析w(Cdaf)/%w(Hdaf)/%w(Odaf)/%w(Ndaf)/%w(Sdaf)/%w(Var)/%w(Aar)/%w(FCar)/%w(Mar)/%低位熱值Qnet,ar/(MJ·kg-1)84.794.888.081.340.9113.3221.9656.728.0023.3739.289.8741.145.234.4844.7136.047.5511.7011.14

3　模型驗證

以電廠實際運行工況作為該模型的驗證，模擬得到的鍋爐爐膛出口參數與實際值的對比見表2.由表2可知，兩者的煙氣溫度誤差為1.85%，NOx排放體積分數(干基，6%O2體積分數下，下同)誤差僅為0.64%，均遠小于20%的工程誤差范圍，符合模擬的要求；模擬結果得到的O2體積分數為2.01%，達到鍋爐完全燃燒的條件，并在實際運行的O2體積分數波動范圍內.綜上所述，該模型是準確、可信的.

表2鍋爐爐膛出口參數模擬結果與實際值的對比

Tab.2Comparison of furnace outlet parameters between simulation results and actual measurements

參數模擬結果實際值煙氣溫度/K14001374O2體積分數/%2.011.60～3.80NOx排放體積分數553×10-6550×10-6

4　結果及分析

在燃料低位熱值不變的情況下，通過改變摻燒印染污泥的質量分數和含水率來研究鍋爐摻燒印染污泥的燃燒特性和污染物排放特性.

由于處理污泥符合國家政策，而且污泥價格遠低于燃煤價格，故從經濟角度來看，摻燒污泥越多越經濟，但是污泥的熱值較低、水分含量高，不能達到鍋爐的燃燒溫度要求，需要在燃煤的基礎上摻燒一部分污泥.模擬條件如下：燃料的總熱值不變，印染污泥含水率為20%，質量分數w分別為0%、3%、7%、10%和13%.不同印染污泥質量分數下爐膛的溫度場分布和NOx排放體積分數分別如圖2和圖3(圖3中的數值均要×10-6)所示.模擬結果與燃料灰分的軟化溫度見表3，其中灰分的軟化溫度在灰熔點分析儀上測量.

表3不同印染污泥質量分數下爐膛出口參數模擬結果與燃料灰分軟化溫度

Tab.3Simulation results of furnace outlet parameters and the ash softening temperature under different sludge contents

印染污泥質量分數/%煙氣溫度/Kφ(H2O)/%NOx排放體積分數軟化溫度/K01399.905.541553.521×10-6159531397.036.312629.894×10-6149771398.657.289673.515×10-61419101394.877.815681.848×10-61400131391.688.357682.758×10-61391

(a) w=0%

(b) w=3%

(c) w=7%

(d) w=10%

(e) w=13%

由圖2可知，不同印染污泥質量分數下爐膛的燃燒情況相似，高溫區主要集中在燃燒器區域，溫度為1 800～2 000 K，其中有小區域的溫度為1 500～1 700 K，這是因為低溫的一次風和二次風送入降低了該區域的溫度，但并不影響整體高溫區.摻燒印染污泥后，高溫區的溫度比原工況略低50～100 K，但燃燒器出口至水平煙道出口之間的溫度分布相近.由表3可知，爐膛出口的煙氣溫度變化不大，總體隨印染污泥質量分數的升高而先下降再升高后下降，主要是因為燃料總熱值不變，摻燒印染污泥后，燃料量相應增加，使得爐膛溫度得到保證，所以整體溫度分布相近.但由于印染污泥所含水分質量分數高于煤粉所含水分質量分數，摻燒印染污泥量越多，水分質量分數越高，由表3可以明顯得知，煙氣中水分體積分數隨著印染污泥質量分數的升高而顯著升高.因此，在水分的降溫作用下，爐膛整體溫度隨著印染污泥質量分數的升高而略有下降，這一結論與已有文獻[13]和文獻[14]中結論相似.

(a) w=0%

(b) w=3%

(c) w=7%

(d) w=10%

(e) w=13%

由圖3可知，不同印染污泥質量分數下爐膛的NOx排放體積分數變化規律相近，高NOx排放體積分數區主要集中在燃燒器區域，主要是由于該區域為高溫區，產生大量的熱力型NOx，NOx排放體積分數達到1 000×10-6～1 600×10-6，局部高溫區甚至達到2 000×10-6.由圖3和表3可知，隨著印染污泥質量分數的升高，NOx排放體積分數逐漸上升，主要是由于印染污泥的N質量分數達到5.23%，遠高于燃煤的N質量分數1.34%.因此，隨著印染污泥質量分數的升高，燃料的N質量分數相應升高，燃料在鍋爐內燃燒后產生的燃料型NOx增加.然而由表3可以得知另一規律，當印染污泥質量分數由0%升高到10%時，爐膛出口的NOx排放體積分數顯著升高；當印染污泥質量分數達到10%后，爐膛出口的NOx排放體積分數逐漸趨于平穩.這主要是因為印染污泥質量分數達到10%后，爐膛整體溫度低于之前的工況，導致熱力型NOx的產生量減少，但印染污泥質量分數升高，燃料所含N質量分數升高，燃料型NOx的產生量增加，2個反應相結合導致了這一現象的產生.

由表3還可知，隨著印染污泥質量分數的升高，灰分的軟化溫度明顯下降.當印染污泥質量分數為13%時，灰分的軟化溫度僅為1 391 K，與該工況下的爐膛出口煙氣溫度1 391.68 K幾乎相等，此時會引起鍋爐屏式過熱器結渣、腐蝕，甚至產生爆管停機事故，嚴重影響電廠的安全性與經濟性.

綜合爐膛的燃燒情況、NOx排放體積分數和灰分的軟化溫度可知，在燃料總熱值不變的條件下，摻燒10%質量分數的印染污泥是可行的.

4.2印染污泥含水率

污水處理廠提供的污泥含水率高達80%以上，不適合直接燃燒，一般先經半干化或全干化處理，使污泥的含水率降低.所研究的印染污泥經半干化處理后的含水率為40%，含水率越高，鍋爐爐膛的整體溫度降低，有可能達不到鍋爐燃燒的溫度要求，影響機組運行.模擬條件如下：燃料的總熱值不變，摻燒印染污泥的質量分數為10%，含水率分別為10%、20%、30%和40%.不同含水率下爐膛的溫度場分布和NOx排放體積分數分別如圖4和圖5(圖5中的數值均要×10-6)所示，不同含水率下的模擬結果見表4.

由圖4可知，不同含水率下爐膛的燃燒情況相似，高溫區主要集中在燃燒器附近，溫度為1 600～2 000 K.由表4可知，爐膛出口的煙氣溫度變化不大，總體上隨著含水率的升高而降低，含水率為40%的工況僅比含水率為10%的工況低8.11 K，這一溫度差別幾乎可以忽略.由于燃料總熱值不變，摻燒了高含水率的印染污泥后，其投入的燃料量相應增加，爐膛溫度得以保證，其整體溫度水平也相近，然而印染污泥的含水率越高，燃料在爐膛內燃燒時產生的水蒸氣越多(見表4)，水分蒸發時所吸收的熱量越多，爐膛溫度相應降低，因此爐膛整體溫度隨著摻燒印染污泥含水率的升高而略有下降.

問題6起點低，直觀性強，且結論開放，適合不同層次學生探究.學生易想到可以用單調上升的曲線連接，但如何設計出另一種連接方法呢？

由圖5可知，不同含水率下爐膛的NOx排放體積分數變化規律相近，高NOx排放體積分數區主要集中在燃燒器區域，主要是由于該區域為高溫區，產生大量的熱力型NOx和燃料型NOx.此外，由圖5和表4可知，隨著含水率的升高，鍋爐的NOx排放體積分數升高.與10%含水率的工況相比，20%、30%和40%含水率工況下爐膛出口的NOx排放體積分數分別升高了2.40%、3.41%和5.42%.這主要是由于當燃料的水分質量分數升高時，爐膛內著火延遲，由此引起了2方面的變化：(1)著火延遲后，燃料著火處的O2得到充分的混合補充，即O2體積分數升高，而且燃料中的N元素相當于在高溫區的停留時間增加，導致N元素能較充分地發生反應，所以燃料型NOx增加；(2)含水率升高，爐膛內水分質量分數升高，爐膛整體溫度以及溫度的峰值均有所降低，由于本文的溫度降低幅度較小，故熱力型NOx排放體積分數略為降低[15].但是燃料型NOx的影響大于熱力型NOx，故總的NOx排放體積分數隨著含水率的升高而升高.

(a) 含水率為10%

(b) 含水率為20%

(c) 含水率為30%

(d) 含水率為40%

(a) 含水率為10%

(b) 含水率為20%

(c) 含水率為30%

(d) 含水率為40%

Tab.4Simulation results of furnace outlet parameters under different sludge moistures

含水率/%煙氣溫度/Kφ(H2O)/%NOx排放體積分數101395.796.760665.885×10-6201394.877.815681.848×10-6301389.838.333689.161×10-6401387.688.970703.245×10-6

由上文分析可知，燃料含水率越高，爐膛整體溫度越低，NOx排放體積分數越高，即越不利于現場運行.然而印染污泥含水率越高，其處理費用則越低，經濟性越佳.當半干化處理后的印染污泥(含水率為40%)以10%的質量分數與燃煤摻燒后，其爐膛出口煙氣平均溫度可達1 387.68 K，達到至少1 273～1 373 K的水平；NOx排放體積分數為703.245×10-6，其中環保要求為不高于80×10-6，即要求SCR的脫硝效率為88.62%，而電廠實際運行的脫硝效率高于90%[16]，可以滿足環保要求.綜上所述，結合爐膛的燃燒情況和NOx排放體積分數，摻燒含水率為40%的印染污泥是可行的.

4.3二次風配比

二次風配比對鍋爐的燃燒溫度以及CO和NOx的排放體積分數均有明顯影響，因此可以通過改變二次風配比來達到優化燃燒特性和控制污染物排放的目的.不同二次風配比(見表5，其中摻混的印染污泥質量分數和含水率分別為10%和40%)下爐膛的溫度場分布和NOx排放體積分數分別如圖6和圖7(圖7中的數值均要×10-6)所示，不同二次風配比下的模擬結果見表6.

由圖6可知，工況1、工況2和工況4下的燃燒溫度分布相近，其溫度場分布合理.由表6可知，4個工況下的爐膛出口煙氣溫度均達到了爐膛燃燒的要求.然而工況3由于底部低溫區的送風量較少，燃燒不完全而產生大量的CO，上部的二次風充足，燃料充分燃燒產生大量的熱量形成高溫區，與正常的燃燒工況相比，其高溫區上移.由此可見，工況3不是一種理想的二次風配比工況.

表5　二次風配比工況

表6不同二次風配比下爐膛出口參數的模擬結果

Tab.6Simulation results of furnace outlet parameters in different modes of secondary air distribution

工況煙氣溫度/Kφ(H2O)/%NOx排放體積分數11387.688.970703.245×10-621381.759.105745.783×10-631398.738.370646.029×10-641405.478.210544.807×10-6

(a) 工況1

(b) 工況2

(c) 工況3

(d) 工況4

(a) 工況1

(b) 工況2

(c) 工況3

(d) 工況4

由圖7和表6可知，工況4下的NOx排放體積分數最低.由于該工況在底部低溫區送入大量的二次風，燃料充分燃燒，但由于是低溫區，在該區域能大大降低熱力型NOx的排放體積分數.在爐膛中部區域，提供較少量的二次風，使之產生大量的CO，從而達到抑制NOx生成的目的.最后，在爐膛上部區域提供較多的二次風，使燃料充分燃燒并消耗爐膛中部區域產生的CO，進而使得爐膛出口煙氣溫度達到燃燒要求.

由此可見，綜合考慮爐膛溫度和NOx排放體積分數，二次風配比從上到下的比例為3∶1∶2∶4的方式是最佳配風方案.

5　結　論

(1)隨著印染污泥質量分數和含水率的升高，水分質量分數升高，水分蒸發吸熱量增加，爐膛整體溫度略有下降.

(2)爐膛出口NOx排放體積分數隨著印染污泥質量分數的升高先顯著升高，然后平穩上升，其轉折點為10%印染污泥質量分數.

(3)隨著印染污泥質量分數的升高，灰分的軟化溫度明顯下降.當印染污泥質量分數為13%時，灰分的軟化溫度僅為1 391 K，與該工況下的爐膛出口煙氣溫度1 391.68 K幾乎相等.

(4)綜合爐膛的燃燒情況、溫度、NOx排放體積分數、灰分的軟化溫度和經濟性可知，在燃料總熱值不變的條件下，摻燒10%質量分數的印染污泥是可行、經濟的.

(5)隨著含水率的升高，爐膛的NOx排放體積分數升高.與10%含水率的工況相比，20%、30%和40%含水率工況下的爐膛出口NOx排放體積分數分別升高了2.40%、3.41%和5.42%.

(6)結合爐膛的燃燒情況和NOx排放體積分數，摻燒質量分數和含水率分別為10%和40%的印染污泥是可行的.

(7)綜合考慮爐膛溫度和NOx排放體積分數，二次風配比從上到下的比例為3∶1∶2∶4的方式是最佳配風方案.

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Combustion and NOxEmission Characteristics of Coal-Textile Dyeing Sludge Mixture in a Tangentially-fired Boiler

YINLibao1,XUQisheng1,HUZhifeng2,MAXiaoqian2,CHENYumeng2,YUZhaosheng2

(1. Electric Power Research Institute, Guangdong Power Grid Corporation, Guangzhou 510600, China;2. Key Laboratory of Efficient and Clean Energy Utilization of Guangdong Higher Education Institutes,South China University of Technology, Guangzhou 510640, China)

Using Fluent software, numerical simulation was conducted to combustion and pollutant emission characteristics of a tangentially-fired boiler burning coal blended with different ratios and moistures of textile dyeing sludge. Results show that with the rise of blending ratio of textile dyeing sludge, the overal temperature in furnace drops a little, and the NOxemission rises rapidly first and steady later on, and the turning point is at the blending ratio of 10% textile dyeing sludge; with the rise of sludge moisture, the overall temperature in furnace reduces slightly, and the average outlet temperature of furance with 40% moisture is only 8.11 K lower than the case with 10% moisture; the NOxemission rises with the growth of sludge moisture; considering the furnace combustion and NOxemission characteristics, it is thought to be reasonable to blend 10% textile dyeing sludge with 40% moisture into the coal, and the optimum secondary air distribution from top to bottom is 3∶1∶2∶4.

combustion characteristic; co-firing; textile dyeing sludge; pollutant; numerical simulation

A學科分類號：470.30

2014-06-09

2014-07-16

廣東省科技計劃資助項目(2012B091000166)

殷立寶(1977-)，男，高級工程師，碩士，主要從事鍋爐燃燒及輔機性能方面的試驗研究.

馬曉茜(通信作者)，男，教授，博士，電話(Tel.)：020-87110232；E-mail：epxqma@scut.edu.cn.

1674-7607(2015)03-0178-07

TK16