燃煤耦合城市污泥燃燒特性與NOx生成行為模擬

丁 先， 吳何來， 臧劍南， 康志忠

(1. 上海發電設備成套設計研究院有限責任公司， 上海 200240； 2. 華北電力大學 能源動力與機械工程學院， 北京 102206)

符號說明：

x,y——笛卡爾坐標系中兩互相垂直方向

φ——通用變量

Γ——通用系數

u,v——x,y方向分速度，m/s

S——源項

ρ——氣相密度，kg/m3

mp——顆粒質量，kg

cp——顆粒比熱容，J/(kg·K)

h——對流傳熱系數，W/(m2·K)

Ap——顆粒表面積，m2

T∞——顆粒所處環境溫度，K

Tp——顆粒溫度，K

εp——顆粒黑度

θR——輻射溫度，K

mv(t)——t時刻顆粒中揮發分質量，kg

ww,0——顆粒中初始水分質量分數

mp,0——顆粒初始質量，kg

ma——顆粒中灰分質量，kg

α1——一次反應的生成率因子，取0.3

R1——一次反應速率，s-1

α2——二次反應的生成率因子，取1.0

R2——二次反應速率，s-1

R——理想氣體常數，取8.314 J/(mol·K)

A——指前因子，s-1

k——化學反應速率，cm3/(mol·s)

T——化學反應溫度，K

n——溫度指數

E——活化能，J/mol

t——顆粒進入計算域的時間，s

近年來，隨著全球經濟不斷發展和工業規模飛速擴張，環境問題已成為關注的熱點問題。其中，城市污水和污泥的產量也在持續上升，如何處理污水處理廠產生的廢棄污泥成為一個難題。根據中國住建部最新公開資料《2019年城鄉建設統計年鑒》中顯示，2019年全國共產生干污泥約1.10×107t，平均每天產生干污泥超過3萬t，且在整個污水處理的過程中，污泥的處理成本超過50%[1]。

我國對城市污泥的處理方式主要包括填埋、焚燒和農業堆肥等[2]，目前超過50%的城市污泥處理以填埋為主[3]。而由德國率先提出的污泥干化焚燒技術具有明顯優勢：(1)高溫的焚燒環境可以快速處理污泥中的部分有害微生物；(2)相較于填埋處理，焚燒的處理周期短，而且無明顯二次污染的隱患；(3)焚燒可以大體量集中處置污泥，且可充分利用污泥中可燃物質釋放的熱量，實現減量化和資源化處理污泥。

燃煤與污泥耦合燃燒作為一種將廢物處理和能源生產相結合的新興技術，國內外許多學者對此進行了大量研究。Nadziakiewicz等[4]在研究煤和污泥共燃過程中，發現摻燒污泥時鍋爐的污染物排放量高于不摻燒時，且污泥與煤質量比存在一個極限值。Tan等[5]數值計算了100 MW機組鍋爐摻燒56%含水率的濕污泥的燃燒特性，結果表明污泥質量分數在10%以下時，其著火和燃燒穩定性未受到明顯的影響。張志遠等[6]利用電加熱式固定床研究了污泥與準東煤共氣化產氣特性，結果表明污泥與準東煤的摻混具有正向促進氣化反應的協同作用，并且在污泥與準東煤質量比為4∶6時共氣化的協同作用最強烈。

考慮到燃燒過程較為復雜和迅速，難以通過實驗準確測量燃燒過程中火焰溫度的變化以及各成分間的互相轉化。筆者基于以上理論研究，選取某電廠的旋流燃燒器為研究對象，根據煤與城市污泥的成分特點構建合適的燃燒模型，并利用Fluent軟件對不同摻燒比例下的燃燒特性和NOx生成行為進行計算分析，這對分析燃煤鍋爐摻燒城市污泥的能力以及進一步研究控制污染物NOx的生成是非常有意義的。

1 研究方法

由于在大爐膛中模擬多個燃燒器同時運行時，燃料的燃燒特性及氮的詳細遷移過程較難被關注。因此，選取在燃燒器出口處連接的一個空間較大、對燃燒過程影響較小的燃燒室，通過模擬單只燃燒器運行來研究煤與污泥燃燒時燃燒室內的速度場、NOx分布及生成行為。由于處理后的城市污泥水分含量差異較大，且燃料中水分對燃燒過程影響較大，如揮發分釋放過程和燃燒速率等[7-8]，因此選取干燥后的城市污泥，重點研究污泥中的可燃物質和含氮物質，忽略水分的影響。

1.1 物理模型

旋流燃燒器的物理模型如圖1所示，該燃燒器結構包括一次風管，內、外二次風管，中心風管，濃淡分離裝置及旋流器等，其中內二次風為軸向旋流，外二次風為徑向旋流。一次風氣流在經過濃淡分離裝置后形成“內濃外淡”的“煤粉+污泥”的混合氣流進入燃燒室，然后受到內、外二次風旋流作用，開始徑向擴散并形成回流區，不斷卷吸燃燒末端的高溫煙氣，這有利于新進入燃燒室的燃料著火。

按燃燒器設計結構尺寸1∶1進行建模，并參考文獻[9]中的方法對燃燒器進行簡化，保留燃燒器一次風管的文丘里結構以及部分進風管道間的擴角擋板，忽略部分風管和旋流裝置，并在燃燒器出口設置一個直徑為6 m、長度為10 m的燃燒室。為揭示燃燒器出口附近復雜的流動和反應情況，對燃燒器出口處的網格進行加密處理，燃燒器出口處部分尺寸如圖1所示，計算采用Fluent軟件中的二維軸對稱旋流模擬方法。

圖1 燃燒室結構簡化和網格劃分Fig.1 Structure simplification and meshing of the burner

1.2 邊界條件

將燃燒室各噴嘴入口定義為速度入口，指定進入燃燒室助燃空氣的速度和溫度等參數，燃燒室出口設置為壓力出口，各風管和燃燒室壁面參照實際運行情況定義為定溫邊界條件，溫度比內部流體低約50 K。燃燒器運行過程中一次風及內、外二次風風量分別約占總風量的24%、29.5%和44.5%。另外，為防止結渣和燒壞噴口，當煤質較好時，可設置少量中心風，且其風量以不超過總風量的5%為宜[10]。本研究中設置中心風風量約為總風量的2%，以防止煙氣回流，其中一次風與中心風速度方向垂直于入口截面，而內、外二次風分別設定軸向速度、切向速度和徑向速度3個方向分速度，三者數值大小比例為7.5∶1.5∶1.0。一次風射流中燃料顆粒的粒徑服從Rosin-Rammler分布，煤粉的平均粒徑為70 μm，污泥的平均粒徑為50 μm，分布指數為1.5。

本研究控制進入燃燒室的燃料總熱量、過量空氣系數及各風量的比例保持不變，以射入燃燒室煤粉質量流量為1 kg/s，過量空氣系數為1.15時為基本工況S0。根據現場運行經驗，燃煤鍋爐摻燒污泥質量分數(以下簡稱摻燒比例)一般小于10%，均勻選取摻燒比例為3%、6%和9% 3個工況，分別標記為S3、S6和S9，表1給出了4種工況下主要邊界條件的設定情況。

1.3 數學模型

煤粉和污泥隨一次風進入燃燒室，升溫后開始釋放揮發分，再進行揮發分和固定碳的燃燒反應，其過程涉及輻射和化學反應等多個復雜的物理化學過程。因此，有必要利用數學模型對該過程進行合理的簡化假設，參考有關燃燒模擬計算文獻[11]，引入以下合理假設：(1) 燃料燃燒過程中忽略重力對氣流和摩擦熱的影響；(2) 燃料均簡化為球狀顆粒，忽略自身存在的溫度等物理性質差異，認為顆粒內部物理性質分布一致；(3) 煤中焦炭成分以碳為主，污泥中焦炭含量較少，均視為碳；(4) 煤和污泥中的揮發分簡化為若干化合物組成的混合物。

表1 主要邊界條件設定

基于以上假設，本研究選用控制方程(1)，并根據式中通用物理變量φ不同求解質量、動量、能量湍流動能和湍流渦耗散方程。

(1)

燃料隨一次風進入燃燒室后，受到周圍煙氣對流換熱和輻射換熱的影響，升溫至揮發分釋放溫度，升溫過程的控制方程如式(2)所示。考慮到污泥具有比較明顯的低溫反應特性，采用雙競爭釋放速率模型定義揮發分釋放速度，控制方程如式(3)所示。在完成揮發分釋放后，氣相反應采用渦耗散概念(EDC)模型，焦炭燃燒反應采用顆粒表面反應模型。

(2)

(3)

2 燃燒模型構建

2.1 揮發分模型

表2列出了4種工況下燃料的物理化學性質。從工業分析結果看，污泥呈現出高灰分、低固定碳的特點，污泥中灰分質量分數超過燃煤的8倍，且摻燒比例每增加3個百分點，混合燃料中的灰分質量將比燃煤增加約21%，而污泥中固定碳質量分數約為燃煤的1/10。從元素分析結果看，污泥中碳質量分數約為燃煤的3/4，摻混少量的污泥對其質量分數變化影響較小，波動范圍低于3%，污泥中氫和氧質量分數均高于燃煤，說明其揮發分中烷烴質量分數較高，有助于提高混合燃料的著火性能。但是污泥中氮和硫質量分數較燃煤明顯提高，分別約為燃煤的5.33倍和3.26倍，在摻燒比例為9%時，混合燃料的氮和硫質量分數較燃煤分別提高了39%和20.3%，因此摻燒污泥會導致爐內H2S含量和爐膛出口NOx濃度升高，繼而增加爐內高溫腐蝕風險和選擇性催化還原(SCR)脫硝的壓力。

表2 燃料的物理化學性質

煤燃燒過程中的成分及其轉換過程復雜且較多，相關報道也非常豐富[12]，但其中的揮發分模型較為簡單，假定的揮發性物質熱值與實際燃料熱值差異較大或者無法準確反應其燃燒過程。筆者主要參考Merrick的揮發分模型計算過程[13-14]，考慮燃料中的可燃物質以及污染物中質量分數較大的NOx和SOx，忽略含量較少的金屬元素及其他微量元素，引入以下合理假設：(1) 飽和烴分為CH4和C2H62種；(2) 氣態氮化合物視作NH3；(3) 氣態硫化合物視作H2S；(4) CH4和C2H6分別消耗了煤中32.7%和4.4%的氫；(5) 生成CO和CO2分別消耗了煤中18.5%和11%的氧；(6) 焦油(Tar)和焦炭(Char)元素成分如表3所示。

表3 煤焦和焦油成分

根據以上假設條件，列出揮發分假設成分計算矩陣，見式(4)，基于干燥無灰基計算，其中前5行分別為C、H、O、N、S的質量平衡，第6行表示質量守恒，第7～第10行分別表示CH4、C2H6等產量的邊界條件假設。

解析矩陣式(4)，得到燃煤的揮發分模型如式(5)(其中w(Volcoal)為煤中釋放的揮發分的質量分數)所示，校核燃煤假定成分理論高位發熱量為23.70 MJ/kg，與通過氧彈法測得的高位發熱量的誤差為1.04%，即利用該模型假設的燃煤成分在質量和能量方面與實際燃料差異較小。

根據文獻[15]，城市污泥揮發分主要假定為CH4、CO和CO2以及少量H2和H2O，氮和硫分別假設為NH3和H2S，其揮發分假設成分計算矩陣如式(6)(基于干燥無灰基)所示，其中第7行為假設CO質量占揮發分47%的求解邊界條件。矩陣求解結果如式(7)(其中w(Volsludge)為污泥中釋放的揮發分的質量分數)所示，校核污泥假定成分的理論高位發熱量為9.20 MJ/kg，與通過氧彈法測得的污泥高位發熱量的誤差為1.89%，所得結果與實際燃料差異較小。

(4)

w(Volcoal)→7.440 8w(CH4)+1.249 6w(C2H6)+8.758 4w(CO)+4.105 5w(CO2)+10.597 1×

w(Tar)+0.076 6w(H2)+21.115w(H2O)+1.043 1w(NH3)+0.053 8w(H2S)

(5)

(6)

w(Volsludge)→21.458 3w(CH4)+42.048 5w(CO)+14.188 7w(CO2)+0.988 2w(H2)+

0.162w(H2O)+9.131 8w(NH3)+1.487 5w(H2S)

(7)

2.2 燃燒和NOx模型

當將化學反應過程模擬與流動過程模擬相結合時，需要兼顧計算效率和準確性，且化學反應機理以微觀層面為基礎，筆者從基元反應的角度探索總反應的動態變化，氣相反應中的各基元反應速率由Arrhenius方程控制，具體方程式如式(8)所示。

本文中所涉及的所有氣相反應機理在GADM98化學反應機理和Leeds反應模型基礎上進行適當簡化[16]，焦炭燃燒模型選擇顆粒表面反應模型，并且考慮焦炭異相還原NO的反應過程，具體反應式見式(9)～式(12)[17]。模擬過程中使用的熱力學數據來自NASA熱力學數據庫，所構建的燃燒反應模型涉及40種組分、102個氣相反應以及5個氣固反應。

(8)

(9)

(10)

(11)

(12)

3 結果與分析

3.1 燃燒特性分析

3.1.1 流場

圖2為S0工況和S9工況下距燃燒器出口不同距離(L)處的軸向速度分布圖。從計算結果看，各工況下流場較為相似。對比圖2(a)與圖2(b)可以看出，在燃燒器出口附近由于旋流氣體產生的負壓而形成穩定的回流區，回流區軸向速度小于5 m/s，回流區(軸向速度為負值的區域)呈一個長軸約為4 m、短軸約為2 m的橢圓形。穩定的回流區一方面可以卷吸燃燒室的高溫煙氣，有利于加熱一次風著火，另一方面可以延長煤粉、污泥在回流區的停留時間，且回流區軸向速度越小，回流區越大，停留時間越長，越有利于煤粉、污泥燃盡。

(a) S0工況

(b) S9工況圖2 距燃燒器出口不同距離處沿半徑方向的軸向速度分布

3.1.2 燃盡速度

圖3給出了煤粉和污泥燃盡速度隨距燃燒器出口距離的變化。從圖3可以看出，煤粉和污泥燃燒過程存在2個明顯的階段，第一階段為揮發分燃燒階段(0 m

圖3 煤粉和污泥的燃盡速度隨距燃燒器出口距離的變化Fig.3 Variation of burnout rate of pulverized coal and sludge with the distance from the burner outlet

3.2 NOx分布及轉換行為

3.2.1 NOx分布特性

圖4給出了不同工況下燃燒室中NO的體積分數分布。從圖4可以看出，隨著污泥摻燒比例的增加，燃燒室中NO整體體積分數水平明顯上升，且各工況下均存在在回流區的后半段(2 m

對比圖4(a)與圖4(b)可以看出，由于單位熱量燃料中污泥的氮含量約為燃煤的13.62倍，因此在添加少量污泥后，S3工況下NO體積分數較S0工況明顯上升。對比圖4(c)與圖4(d)可以看出，S9工況的NO分布區域比S6工況大，這可能與燃燒過程有關，S9工況下因為焦炭表面氧擴散受限，燃燒滯后，NO前驅物的氧化過程相對變緩，即S6工況的NO分布相對S9工況更為集中，其體積分數最大值也較高。

為進一步定量說明煤粉與污泥共燃過程中含氮物質在燃燒室中的空間分布情況，圖5給出了S9工況下距燃燒器出口不同距離處縱截面上不同含氮物質的體積分數。從圖5可以看出，燃燒室中各含氮物質體積分數在空間上的分布存在明顯差異，說明各物質間存在相互轉換的行為，且在燃燒器出口附近含氮物質的存在形式也較為豐富。含氮物質以NH3形式釋放到煙氣中后，因為揮發分中存在可燃氣體，NH3體積分數迅速降低并趨于0[18]，大部分迅速轉換為HCN，少量轉換為HNO和NH2等，在回流區的后半段，HCN體積分數明顯降低，NO體積分數上升，隨著燃燒反應的進行，部分NO被還原成HCN和HNO。

(a) S0工況

(b) S3工況

(c) S6工況

(d) S9工況

圖5 距燃燒器出口不同距離處縱截面上含氮物質體積分數

3.2.2 氮生成行為

為進一步分析煤粉與污泥共燃過程中含氮物質間的轉化行為，筆者統計了S9工況下沿燃燒室中軸線上部分與NO直接相關的基元反應的反應速率情況(見圖6)。從圖6可以看出，NO生成、消耗速率變化較大的區域主要集中在前文所述的2個燃燒階段，其中第一階段的發生空間較小而速率變化較大，第二階段的發生空間較大而速率變化較小。在第一階段，生成NO的主要反應是NH被O和O2氧化，以及N被O2氧化，具體反應見式(13)～式(15)；NO消耗的主要反應是NO被CH3還原成HCN，少量NO被NH和NH2還原成N2，具體反應見式(16)～式(18)。在第二階段，即固定碳燃燒階段，有大量CO2生成，所以NO生成過程中除了有NH被O氧化，還有N被CO2氧化生成NO，具體反應見式(13)和式(19)；NO消耗的過程主要還是NO被CH3還原成HCN，反應見式(16)。

NH+O=NO+H

(13)

NH+O2=NO+OH

(14)

N+O2=NO+O

(15)

CH3+NO=HCN+H2O

(16)

NH+NO=N2+OH

(17)

NH2+NO=N2+H2O

(18)

N+CO2=NO+CO

(19)

圖6 距燃燒器出口不同距離處中軸線上NO生成、消耗速率變化Fig.6 Variation of NO generation and consumption rate on the center line at different distance from the burner outlet

4 結 論

(1) 該旋流燃燒器在摻混不同比例污泥燃燒運行中的流場相似，存在穩定的回流區，回流區軸向速度小于5 m/s，回流區呈長軸約為4 m、短軸約為2 m的橢圓形。

(2) 摻燒城市污泥對煤粉第一階段燃燒有助燃作用，在摻燒比例≤3%時，可使煤粉第二階段燃燒提前，在摻燒比例≥6%時，可使煤粉第二階段燃燒滯后。

(3) NO體積分數隨污泥摻燒比例的增加而上升，在燃燒器出口附近氮存在形式較為豐富，大部分NH3迅速轉換為HCN，少量轉換為HNO和NH2等，而在回流區的后半段，HCN體積分數明顯降低，NO體積分數上升，隨著燃燒反應的進行，部分NO被還原成HCN和HNO。

(4) 氮轉換行為主要集中發生在燃料燃燒的2個階段：在第一階段，NO的生成主要來源于NH被O和O2氧化以及N被O2氧化；第二階段NO生成主要來源于NH被O氧化以及N被CO2氧化。NO被CH3還原成HCN是2個階段中NO被還原的主要過程。