配風方式對燃煤鍋爐摻燒污泥影響的數值模擬研究

孟 濤，邢小林，張 杰，周 磊，張 濤，王長安

(1.安徽淮南平圩發電有限責任公司，安徽 淮南 232089；2.西安交通大學 動力工程多相流國家重點實驗室，陜西 西安 710049；3.上海發電設備成套設計研究院有限責任公司，上海 200240)

0 引 言

隨著中國經濟的迅速發展以及越來越深入的城鎮化與工業化進程，城市污水廠的數量迅速增加[1]。由于污水處理過程中不可避免會產生副產物——污泥，同時由于污水處理廠的污水處理能力和效率有所提高，因而近些年污泥產量大幅增長。城市生活污泥富集了污水中各種污染物，有機物含量高、易腐爛、具有刺激性臭味、含有病原微生物和有毒的重金屬元素，同時可能含有多氯聯苯、二噁英等大量難降解的有毒有害物質[2- 3]。若不科學處理污泥而排放到環境中，會污染生態環境，威脅人類健康[4]。因此，如何對生活污泥進行適宜處置成為重要問題。污泥處置要做到“四化原則”，即減量化、穩定化、無害化以及資源化，通常處理方式有海洋傾倒、衛生填埋、厭氧消化、熱解、焚燒等[5]。其中，衛生填埋由于空間不足、成本高、越來越嚴格的環境政策等原因受到限制。常用的處理技術，如衛生填埋、農用地堆肥、海洋傾倒在許多應用領域受到限制[6-7]。污泥焚燒具有處理速度快、減容率高、處理無害化以及可以回收能量等優點而得到廣泛利用[8-9]。但由于污泥通常具有高含水率、低熱值的特點，單獨燃燒特性較差[10]。因此，污泥與高熱值燃料的共燒利用得到廣泛關注[11-12]。污泥與煤摻燒不僅可以無害化處理污泥，還可以利用污泥熱值發電或對污泥干化，減少了燃煤消耗，是一種廣泛利用潛能的污泥共燒處置方式[13]。我國已有十余家燃煤電廠采用污泥與煤摻燒發電或供熱，包括流化床摻燒和煤粉爐摻燒[14]。

目前，國內外學者對污泥與煤共燒的研究更多集中在燃燒特性、成灰特性以及污染物排放等方面。Niu等[15]分別研究了市政污泥與煙煤在空氣氣氛和富氧條件下的燃燒特性，得出污泥與煤的摻混燃料的著火指數和燃盡指數隨著污泥占比和加熱速率增大而增長。Kang等[16]研究了市政污泥和準東煤摻混燃料的灰熔融特性，結果表明：由于污泥具有較高的磷含量，污泥和準東煤摻混燃料灰中產生了高熔點的磷酸鹽，改善了準東煤的成灰特性，提高了灰熔融溫度，減緩了準東煤的結渣特性。Zhao等[17]將市政污泥、煤焦化工業污泥分別與煙煤摻混，研究了摻混燃料污染物的排放特性。發現脫硫階段SO2排放峰值隨市政污泥占比增長而增大，而煤焦化工業污泥則影響不大，在焦炭燃燒階段由于污泥灰的固硫作用，SO2排放被抑制。還得出隨著污泥占比的增加，含氮氣體排放中HCN濃度大幅增長，而NO濃度則會降低。

本文針對600 MW四角切圓燃煤鍋爐，利用渦耗散模型模擬分析了不同種類污泥在不同摻混比下與煤摻燒過程中燃燒特性和污染物排放，此外，主要分析了主燃區過量空氣系數和二次風配風方式對煤泥摻燒的影響，研究結果可以為實際電廠燃煤鍋爐摻燒污泥提供可行性的指導方案。

1 鍋爐概況

研究對象為600 MW四角切圓煤粉鍋爐，鍋爐本體高約64.4 m，爐膛深度為16.4 m，寬度為18.54 m。鍋爐采用單爐膛結構，呈“Π”型半露天布置，一次中間再熱，制粉系統為正壓直吹式。燃燒系統為四角布置，切圓燃燒形成逆時針旋向的雙假想切圓，主燃區每邊切角布置6層一次風噴口，從低到高依次為A、B、C、D、E、F。同時，主燃區每邊切角也布置了4層二次風噴口，分別為AA、BC、DE、FF。在燃盡區布置了5層分離式燃盡風噴口(SOFA 1～SOFA 5)。鍋爐本體結構、燃燒器截面和噴口布置如圖1所示。模擬采用的煤種為淮南煙煤(HNM)，3種生活污泥(WN1、WN3、WN-PJ)樣品來自淮南3個污水處理廠。煙煤與污泥樣品元素和工業分析見表1，3種污泥不含固定碳，且含水量遠高于淮南煤，而發熱量遠低于煙煤。因此，摻混污泥必然對燃煤鍋爐的燃燒過程產生影響。

圖1 鍋爐本體結構與燃燒器截面

表1 煙煤與污泥樣品元素和工業分析

2 數學模型和計算方法

2.1 網格劃分

本研究采用結構化網格對鍋爐幾何模型進行了相應的劃分，整體網格包括3個子塊，為灰斗區域、燃燒器區域和爐膛上部區域。由于燃燒器區域為主要燃燒反應區，且此區域反應十分劇烈，因此在燃燒器區域對網格進行相應加密以便準確模擬該區域的流動特性。此外，為了避免數值發生偽擴散，燃燒器入口的網格線方向與流動方向基本一致，具體網格如圖2所示。

圖2 鍋爐與燃燒器部分網格示意

2.2 計算模型

煤粉燃燒過程主要包括熱分解、揮發氣相燃燒、焦炭燃燒等物理化學過程，這些過程非常復雜。由于涉及的因素很多，在Fluent里選擇不同模型得到的模擬結果不盡相同，因而選擇合適的計算模型對模擬結果至關重要。本研究采用realizablek-ε湍流模型模擬氣相湍流；焦炭燃燒采用動力/擴散控制反應速率模型；輻射傳熱計算采用P1輻射模型；采用顆粒隨機軌道模型模擬煤粉顆粒與污泥顆粒的運動。使用有限速率/渦耗散模型(EDM)模擬組分運輸和燃燒，采用 EDM 模擬煤泥混燒時，輸入的是燃料工業分析的收到基，研究污泥水分對煤泥混燒后鍋爐燃燒特性的影響。揮發分析出燃燒為雙步反應[23]，設定其摩爾質量，根據煤和污泥工業分析和元素分析的結果，得出煤和污泥揮發分的燃燒過程，反應系數和標準生成焓。第1步生成CO，第2步生成CO2，反應機理見式(1)、(2)。

(1)

(2)

氮氧化物的生成過程對爐內溫度和組分影響不大，因此NOx濃度分布的求解是在數值模擬得到爐內流場、溫度場和組分分布后，獨立進行相應模擬計算。由于快速型NOx在煤粉鍋爐中生成量很少，因此本文不考慮快速型NOx的生成。NOx生成模型主要考慮了熱力型NOx和燃料型NOx。其中，熱力NOx生成模型采用經典的廣義Zeldovich機理，燃料型NOx則根據De Soete機理[24]。

2.3 模型與網格驗證

本研究在100%負荷下燃燒淮南煤，分別設置了3種不同網格數的算例，通過對算例模擬結果進行對比得到能夠精確快速計算的網格數目。不同網格數目下，爐膛不同高度橫截面的平均溫度如圖3所示。由圖3可知，3種網格數的結果基本一致，說明此時網格數的增加對計算結果影響不大。因此，本研究選取網格數目1 146 781進行數值模擬。

圖3 沿爐膛高度方向溫度分布

爐膛出口參數的仿真結果與實際結果比較見表2?？芍c實際結果相比，爐膛出口溫度模擬結果的誤差只有1.38%。此外，實際運行過程中，爐膛出口含氧量在3.2%，而模擬結果氧含量為3.4%，相對誤差為6.25%，滿足工程誤差允許范圍。

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表2 爐膛出口參數的仿真結果與實際結果的比較

2.4 邊界條件及模擬工況

鍋爐運行工況為MCR工況，該工況關閉了燃燒器A層。在摻燒不同比例的污泥時，總的燃料量保持269.9 t/h。以純煤燃燒為例，煙煤給煤量為74.97 kg/s。過量空氣系數為1.2，一次風比例占總風量的30%，燃盡風占總風量的30%，一次風溫為344.7 K，二次風及燃盡風溫為576 K。

在模擬過程中保持爐膛空氣過量系數保持1.2不變，考慮到實際磨煤機的負荷出力，保持總的燃料量為269.9 t/h不變，由于污泥高含水率、低熱值的特點，污泥摻混會出現負荷一定幅度的下降，具體模擬工況見表3。

表3 模擬工況

3 結果與討論

3.1 污泥摻混比對摻燒的影響

基于WN-PJ煤樣，得到不同污泥摻燒比例下爐膛中心截面溫度和流場云圖如圖4、5所示。可知溫度場和流場在燃燒器截面形成一個清晰的環狀區，這是由于燃燒器4個角噴入爐膛的煤粉氣流在爐內強烈旋轉，環狀區內流速較高，而環狀區兩側流速較低，使得環狀區中心形成一個低壓區。同時截面溫度最高的位置在燃燒器的環形四角處，而中心處溫度最低。這表明煤粉射流著火后，在強旋流作用下，不斷盤旋上升，爐膛中心溫度較低，環流溫度高，這表明火焰中心是合理的。

圖4 不同污泥摻混比例對溫度場的影響

隨著污泥摻混比例增大，爐膛主燃區的溫度降低。這主要是因為污泥熱值相較于淮南煙煤較低，隨著污泥在摻混燃料占比提高，高熱值煙煤量降低，爐膛內煙氣溫度下降。此外，摻混污泥后燃料中水分增大，進入爐膛中的水分相應提高，在爐膛燃燒過程中水分蒸發吸熱，導致沿爐膛高度方向的煙氣溫度下降。

圖5 不同污泥摻混比例對速度場的影響

不同污泥摻燒比例下沿爐膛高度方向溫度和煙氣組分參數分布如圖6所示?？芍S著污泥摻燒比例的增加，爐膛煙氣溫度降低。這是由于污泥的主要成分是灰分和揮發分，不含固定碳，故污泥燃燒主要過程是揮發分的析出與燃燒。因此相較于煤粉燃燒的主要過程是固定碳的燃燒，污泥會較早燃燒完全，從而導致后期爐膛中燃料不足，爐膛溫度下降。因此污泥摻燒比例不宜過大，較大的污泥摻燒比會使摻混燃料的著火與燃盡特性下降，從而使爐膛溫度降低。

圖6 爐膛橫截面平均溫度和煙氣組分沿爐膛高度分布

在爐膛高度方向，主燃燒區域NOx濃度較高，這是由于在主燃燒區域溫度很高，產生了大量熱力型NOx。高度繼續增加，NOx濃度逐漸下降，這是由于溫度下降導致熱力型NOx排放量下降，同時NOx也被還原導致濃度下降。隨著污泥摻混比例增大，NOx濃度有一定程度下降。這主要是隨著污泥摻混比例增大，爐膛溫度下降，熱力型NOx生成量降低。另一方面，雖然污泥的氮含量略高于煙煤，但本文以濕污泥(80%含水率)量為摻混比例，干污泥量相較煙煤量很少，影響較小。同時，污泥揮發分較高，揮發性N生成的HCN導致NOx被還原成NO，造成燃料型NOx下降。因此，摻混燃料的NOx排放量仍然下降。不同污泥摻燒比例下爐膛出口參數見表4。隨著污泥比例增大，爐膛出口煙氣溫度下降，燃盡率下降，飛灰含碳量上升。污泥摻混比例達到25%時，相較于純煤燃燒，煙氣出口溫度下降94 ℃，NOx濃度下降53%，但同時飛灰含碳量上升。

表4 不同污泥摻混比下爐膛出口參數

3.2 污泥種類對摻燒的影響

不同污泥種類的爐膛溫度和流場分布如圖7所示。不同種類污泥爐膛橫截面平均溫度和煙氣組分沿爐膛高度分布如圖8所示。由圖8可知，WN1在主燃區的煙氣溫度略高于WN3和WN-PJ，而在主燃區以上WN-PJ溫度略高，這可能是主燃區溫度較低導致燃料燃燒滯后，從而未燃盡的煤粉顆粒和污泥在燃盡區燃燒劇烈，WN-PJ在主燃區氧氣濃度最高也證明這點。3種污泥樣品在相同摻混比例下，沿爐膛高度溫度相差較小。這可能由于3種污泥干污泥(摻混污泥為含水率80%的濕污泥)占比相對較少，而且3種污泥的成分相差較小，尤其WN-PJ和WN3成分幾乎一致。因此，煤粉分別摻混3種污泥間燃燒特性差異較小。

圖7 污泥種類對溫度場分布的影響

圖8 爐膛橫截面平均溫度和煙氣組分沿爐膛高度分布

污泥摻燒比例為10%時，不同污泥煙煤摻燒爐膛出口參數見表5?？芍猈N3和WN-PJ的出口參數基本一致，這可能是由于2種污泥的成分基本一致。此外，雖然WN1樣品爐膛出口溫度與另外2種污泥出口溫度基本一致，但飛灰含碳量和NOx排放濃度略高，爐膛出口NOx濃度高比另外2種高9.52%左右。這主要是由于WN1中氮含量相對較高，燃料型NOx生成量高，從而總NOx排放濃度高。

表5 不同污泥種類下爐膛出口參數

3.3 不同二次配風方式對摻燒的影響

二次風配風方式分別采用倒塔配風、鼓腰配風、均等配風、束腰配風和正塔配風5種方式，相應的配風比例如圖9所示。不同配風方式下溫度場的分布如圖10所示，沿爐膛高度溫度和煙氣組分分布如圖11所示。由圖10、11可知，各種配風方式的工況均在爐膛主燃區內形成了高溫區域，其中鼓腰配風條件下的溫度相對較高。5種二次風配風方式的煙氣溫度峰值均在主燃區與燃盡區高度之間，這是由于污泥含水率較高，致使摻混燃料燃燒滯后。采用鼓腰配風時，主燃區中部較大的風量使得污泥與煤的摻混燃料在相對充足的氧氣條件下充分燃燒，主燃區的煙氣溫度相對較高。在主燃區下部，倒塔配風下溫度較低，可能是下部二次風量小，造成燃料燃燒不完全，從而溫度較低，這與主燃區下部倒塔配風型氧氣濃度較高相符合。倒塔型配風在主燃區隨著爐膛高度升高二次風量增大，煙氣溫度逐漸升高。鼓腰配風在主燃區NOx濃度峰值遠高于其他二次風配風工況，而束腰型配風在主燃區的NOx濃度峰值最低。這主要由于鼓腰配風在主燃區中部二次風量較大，充足的氧含量使得還原性氣氛減弱，NOx濃度高，而束腰配風與之相反。

圖9 二次風配風方式

圖10 不同二次風配風方式對溫度場的影響

在燃盡區及以上部位，束腰型配風煙氣溫度較高，鼓腰型則溫度較低。而束腰型與鼓腰型NOx排放濃度沿高度方向與溫度分布趨勢相反。

不同主燃區配風工況的爐膛出口參數見表6。可知束腰配風方式的出口NOx排放濃度最低，同時飛灰含碳量較低，而出口溫度相對較高，為1 332 K。倒塔配風出口溫度最高(1 341 K)，NOx濃度相對較低。而鼓腰配風出口溫度最低，可能是鼓腰配風下爐膛主燃區燃燒較為充分，后期燃料不足導致出口溫度下降，這與圖11中鼓腰配風在主燃區溫度較高，燃盡區后溫度逐漸下降一致。因此，采用束腰配風和倒塔配風2種配風方式，煙氣出口溫度較高，同時NOx排放濃度相對較低。

圖11 不同二次風下沿爐膛高度溫度和煙氣組分分布

3.4 主燃區過量空氣系數對摻燒的影響

污泥摻混比例10%時，不同主燃區過量空氣系數的條件下，爐膛橫截面平均溫度和煙氣組分沿爐膛高度分布如圖12所示?？芍S著主燃區過量空氣系數增長，主燃區煙氣溫度降低，而在主燃區以上部位溫度分布呈相反趨勢。這說明主燃區空氣量較大時，較大的風量起冷卻作用，從而降低了主燃區煙氣溫度。同時，主燃區較大的風量使得燃料在主燃區停留時間相應減小，因此在主燃區以上溫度升高。

表6 不同二次風配風下爐膛出口參數

圖12 不同主燃區過量空氣系數下沿爐膛高度溫度和煙氣組分分布

主燃區過量空氣系數為0.72時，氧量消耗較為劇烈，主燃區氧量一直處于較低狀態。而主燃區過量空氣系數為0.96時，由于主燃區空氣量充足，氧量一直較高。同時，隨著主燃區過量空氣系數增大，NOx濃度隨之上升。這是由于主燃區過量空氣系數較小時，較低的氧氣量會在主燃區形成還原性氣氛，從而抑制氮氧化物的生成。隨著主燃區過量空氣系數增大，較高的氧氣含量使得還原性氣氛減弱，NOx濃度相應提高。主燃區空氣量較大時，相應在燃盡區的風量越小，還原性氣氛越強，NOx濃度下降較快。因此，控制氮氧化物的生成，需要平衡不同區域內的氧量，需要合適的主燃區過量空氣系數。

不同主燃區過量空氣系數爐膛出口參數的對比見表7。可知隨著主燃區過量空氣系數的增大，NOx濃度不斷增加，出口溫度略有升高。當主燃區過量空氣系數從0.72增長到0.96，出口溫度僅提高了15 K；過量空氣系數分別為0.84和0.96時，出口溫度基本一致。主燃區過量空氣系數0.96與0.84相比，出口溫度基本一致，而NOx濃度則大幅度增長，增長了67.16%，燃盡率略有降低。

表7 不同主燃區過量空氣系數爐膛出口參數

4 結 論

1)隨著污泥摻混比例提高，摻混燃料燃燒特性變差，爐膛內煙氣溫度呈下降趨勢，NOx濃度降低，而飛灰含碳量增加。因此，摻混污泥比例不宜過大，較高的摻混比影響爐內燃燒的穩定性。

2)二次風配風方式影響煤泥摻燒過程中燃燒和污染物排放特性，由于相同污泥摻混比下爐膛出口NOx濃度最低，僅有156.42 mg/m3，且對出口溫度影響較小(1 332 K)，推薦采用束腰配風方式。

3)隨著主燃區過量空氣系數增加，爐膛出口溫度增長較小，而出口NOx濃度則大幅度增長。主燃區過量空氣系數由0.72增長到0.96，出口NOx濃度約增長了50.4%。比較3種主燃區過量空氣系數對污泥摻混燃燒特性和污染物排放特性的影響，推薦主燃區過量空氣系數采用0.84。