0.3 MWth循環流化床污泥與煤摻燒試驗

蔣孟宴，張自麗，孫 光，段元強，段倫博

(1.中化泉州石化有限公司，福建 泉州 362000；2.福建省鍋爐壓力容器檢驗研究院 國家工業鍋爐質量檢驗檢測中心(福建)，福建 福州 350008； 3.東南大學 能源與環境學院，江蘇 南京 210096；4.東南大學 能源熱轉換及其過程測控教育部重點實驗室，江蘇 南京 210096)

0 引 言

近年來，隨著我國城鎮污水處理廠數量逐漸增加，污水處理副產物——污泥產量也急劇上升，據統計，我國每年市政污泥的產量超過3 000萬t[1]。污泥中含有病原體微生物及重金屬等有害物質，因此如何高效實現污泥減量化、穩定化、無害化和資源化利用是亟待解決的問題。焚燒法具有很好的減容效果，能有效分解污泥中有毒有害的有機物，是最具發展前景的污泥處置方法[2]。

由于市政污泥含水量高、熱值較低，在實際焚燒過程中可能會帶來著火困難、燃燒不穩定等問題。且污泥焚燒廠建設和運行費用高，設備一次性投資較大，污泥焚燒過程中污染物排放也需要重點考慮。通常將污泥與高熱值物質如生物質、煤等摻燒來改善其燃燒性能。若將污泥與煤摻燒應用于燃煤電廠，不僅能達到污泥的減量化、無害化處置和資源化利用，同時可以利用燃煤電廠較健全的污染物控制設備緩解污泥焚燒帶來的污染物排放問題，減少煤等化石能源的使用，降低發電成本。與煤粉爐相比，循環流化床(CFB)鍋爐具有燃料適應性廣、燃燒溫度低、原始NOx排放量低等優勢[3]。

目前，燃煤鍋爐耦合污泥焚燒已應用于實際燃煤發電鍋爐，但由于污泥與煤的物化性質差異較大，摻燒一定污泥必然會對原有燃煤鍋爐安全運行、污染物排放以及飛灰生成產生一定影響。因此，相對于工業化大型裝置，利用實驗室規模裝置模擬工業化裝置進行不同工況下煤與污泥摻燒，更能揭示不同污泥摻燒比例對NO、SO2轉化機理以及燃燒效率的影響。了解摻燒過程中的燃燒效率、污染物生成和排放及飛灰熔融特性，對工業化實際應用裝置運行參數調控、污染物減排和控制以及安全運行具有重要的指導意義。

國內一些研究者開展了燃煤電廠污泥摻燒的試驗及相關數值模擬研究。張宗振等[4]在某1 000 MW超超臨界機組開展煤與污泥摻燒試驗，結果表明摻燒6%污泥時，NOx和SOx排放量均符合超低排放標準。摻燒比例控制在10%以內，摻燒污泥對飛灰中金屬濃度影響不大。李鍔[5]在某300 MW鍋爐上進行了干化污泥摻燒試驗，結果表明分別添加5%、10%干化污泥摻燒，對鍋爐煙氣排放主要污染物指標幾乎無影響，飛灰重金屬成分幾乎不變。柯希瑋等[6]利用一維CFB數學模型模擬了污泥摻燒對330 MWe CFB鍋爐物料平衡特性的影響，發現摻燒10%污泥后，飛灰和底渣粒度變化很小，而循環灰粒度略增大。韓立鵬等[7]在240 t/h循環流化床鍋爐開展污泥協同摻燒研究，結果表明污泥摻燒比例在6%以下，對NOx生成量無明顯影響。目前，關于工業裝置污泥與煤摻燒研究大多集中在小比例污泥摻燒以及模擬研究，筆者利用0.3 MWth中試燃煤CFB燃燒試驗平臺針對大比例污泥摻燒進行探索，綜合評估了不同操作條件下污泥與煤大比例摻燒對NO和SO2排放特性、飛灰熔融特性以及燃燒效率等影響，探究CFB鍋爐大比例摻燒污泥的可行性，為提高燃煤CFB鍋爐污泥消納能力提供技術支撐。

因此，筆者以城市生活污泥、徐州煙煤為研究對象，在0.3 MWth循環流化床試驗臺上開展煤與污泥摻燒試驗，探究污泥添加比例，一、二次風比例，過量空氣系數等試驗條件對燃燒效率、氣態污染物排放的影響，重點考察煤與污泥中氮、硫的賦存形態及其熱轉化特性，并分析煤與污泥摻燒過程中飛灰組分及熔融特性，以期為燃煤循環流化床鍋爐摻燒污泥技術的應用提供參考。

1 試 驗

1.1 試驗系統

試驗在0.3 MWth循環流化床燃燒試驗系統上開展，系統如圖1所示。該系統采用PLC控制，可以自動記錄溫度變化、調節螺旋給料電機、送風機頻率等。循環流化床燃燒室整體凈高度為7 186 mm，其中密相區高度為1 380 mm，內部尺寸為368 mm×368 mm。過渡段高度為500 mm，稀相區高度為4 580 mm，內部尺寸均為718 mm×718 mm。該燃燒試驗系統的理論給煤量約為50 kg/h，通過羅茨風機提供一次風、二次風以及返料風，燃燒室設計溫度為800～950 ℃。該裝置具有較好的燃料適應性，通過調節爐內水冷管中的冷卻水流量能夠有效避免爐膛超溫，滿足不同熱值燃料的燃燒需求。

為了考察不同操作參數對污染物原始排放的影響，在CFB鍋爐旋風分離器出口設置了煙氣取樣點，使用煙氣分析儀(MRU Nova Plus)監測煙氣中的O2、CO2、CO、NO和SO2濃度。分別在排渣口和布袋除塵器處對底渣和飛灰進行取樣，并使用X射線衍射儀(XRD，Smartlab 9 kW)、X射線熒光光譜儀(XRF，ZSX Primus II)和掃描電子顯微鏡(SEM，S-4800)分析床料、飛灰及底渣樣品的物相組成、化學成分及表面微觀形貌。

圖1 0.3 MWth循環流化床中試裝置系統Fig.1 System of 0.3 MWth circulating fluidized bed

1.2 試驗樣品

試驗燃料為徐州煙煤和南京市某污水處理廠經干化處理后的市政污泥，工業分析、元素分析見表1。為方便給料，煙煤和干化污泥的粒徑均為0～6 mm。

表1 煙煤和市政污泥的工業分析和元素分析

1.3 試驗工況

試驗共進行13個工況，在正式燃燒階段爐膛密相區的溫度始終維持在850～920 ℃，試驗總風量為350 m3/h(標況下)。詳細試驗工況見表2。

表2 CFB煤與市政污泥摻燒試驗工況

2 結果與討論

2.1 摻燒比例對氣態污染物排放的影響

出口氧氣體積分數為6%，一、二次風比例為3∶1時，添加不同比例污泥摻燒對出口煙氣成分的影響如圖2所示。可知各氣體組分逸出曲線的波動范圍與其平均值的偏差分別為CO<12%、NO<5%、SO2<10%。由圖2可知，煙煤純燃過程中，煙氣中NO平均體積分數為207.1×10-6，污泥摻燒比例由20%增至40%時，NO平均體積分數分別降至113.8×10-6和125.1×10-6。而純燃煙煤CO平均體積分數為254.4×10-6，污泥添加比例增至20%和40%時，CO平均體積分數分別增至352.3×10-6和422.3×10-6，主要是由于污泥揮發分高，且其中有機化合物分解溫度比煙煤低，在相似的流化狀態和停留時間下快速分解，造成CO體積分數更高。前期污泥與煤的熱重紅外結果表明[8]，污泥在燃燒過程中氮化物主要以HCN和NH3形式逸出，煙煤主要以NO及少量HCN形式逸出。摻燒污泥時會釋放更高濃度的HCN和NH3，同時污泥中大量揮發分快速析出，可燃氣體濃度增加會增強局部還原性氣氛，使得HCN和NH3在還原性條件下與NO反應生成N2，進而降低NO生成[9]。

圖2 不同污泥摻燒比例下的爐膛出口煙氣組分Fig.2 Composition of flue gas at furnace outlet at different sludge blending ratio

表3 煙煤與污泥中氮、硫賦存形態及質量分數

爐膛出口煙氣體積分數約6%、不同一次風比例(100%和75%)下摻燒試驗的CO、NO和SO2折算質量濃度如圖3所示。由圖3可以看出，采用全一次風燃燒時，污泥摻燒比例由0增至40%，CO質量濃度從359.7 mg/m3增至1 201.5 mg/m3，提高了3.3倍；而一次風率為75%時，CO質量濃度提高了1.7倍。這是因為與煙煤相比，污泥揮發分更高，揮發分的不完全燃燒是CO主要生成路徑之一，因此隨著摻燒污泥比例的增加，導致CO質量濃度逐漸升高。由圖3可以看出，在不同一、二次風比例條件下，增加污泥摻燒比例會降低NO質量濃度。這與陳曉平等[10]研究結果類似，其在1臺熱輸入功率為0.2 MWth循環流化床試驗臺上進行污泥混燒試驗，發現隨著污泥比例的增加，NO排放量逐漸降低，而N2O排放量則明顯上升。這是因為在燃料熱解過程中最主要的NOx前驅體是HCN和NH3，其中NH3是NO的主要前驅體，而HCN則是N2O的主要前驅體，其向N2O轉化的主要氣相反應可以表示為

(1)

(2)

(3)

(4)

圖3 污泥摻燒比例對爐膛出口煙氣中CO、NO和SO2質量濃度的影響Fig.3 Effect of sludge blending ratio on the CO,NO and SO2 emission in the flue gas at the outlet of the CFB boiler

污泥中揮發分大多為有機物，其中氮化合物存在形式主要為有機氮，循環流化床焚燒試驗中，污泥中芳香族化合物分解并生成HCN，在過渡段和稀相區與氧氣接觸被氧化為N2O。NO排放質量濃度隨污泥摻燒比例的增加而下降，主要原因是混合樣品揮發分隨污泥摻燒比例的增加而增大，增強了密相區及過渡段的還原性氣氛，有利于NO的還原反應。

由圖3可知，SO2質量濃度隨污泥摻燒比例的增加而明顯增大。表3表明污泥與煤的硫形態存在顯著差異。徐州煙煤中硫主要是硫酸鹽和硫鐵礦，其中大部分為熱穩定性較高的BaSO4和CaSO4，加之煤灰的自固硫能力，使得徐州煙煤單獨燃燒時硫大部分存在于底渣中，降低SO2排放量。而污泥中主要以非芳香硫類的有機硫化物和砜硫為主。非芳香硫類的有機硫化物熱穩定性較差，在400 ℃以下易發生分解并生成SO2。此外，污泥的添加還會導致大量揮發分快速釋放，CO質量濃度升高，促進稀相區還原性氣氛生成，通常在密相區缺氧條件下污泥中的有機硫會生成部分H2S，H2S與燃料中的鈣接觸會生成CaS，但CaS與氧接觸被進一步氧化生成CaO和SO2，剩余部分H2S可能在密相區或稀相區與氧接觸被氧化為SO2。同時，在還原性氣氛下還會促進CaSO4分解，造成少量SO2釋放[11]。因此，提高污泥摻燒比例后，煙氣中SO2質量濃度升高。

2.2 一次風比例對氣態污染物排放的影響

爐膛出口煙氣體積分數約6%時，不同污泥摻燒比例下一次風比例對CO、NO和SO2質量濃度的影響如圖4所示。

圖4 一次風比例對爐膛出口煙氣中CO、NO 和SO2濃度的影響Fig.4 Effect of primary air ratio on the CO,NO and SO2 emission in the flue gas at the outlet of the CFB boiler

由圖4可知，增加二次風比例會增強擾動，提高過渡段及稀相區的氧化性氣氛，有助于CO完全燃燒，使得CO質量濃度隨著二次風比例的增加而降低。純燃煙煤時，NO質量濃度隨著二次風比例的增加呈下降趨勢。摻入20%污泥后，NO質量濃度從150.4 mg/m3降至128.2 mg/m3。保持過量空氣系數不變，隨一次風比例降低，密相區的氧濃度下降，還原性氣氛增強，CO和焦炭促進NO還原反應，使NO生成量減少。同時，還原性氣氛也可以抑制焦炭氮轉化為NO，這是導致NO質量濃度隨二次風比例的增加而下降的主要原因[12]。研究表明[13]，二次風配比對SO2排放的影響主要體現在爐膛溫度，尤其是存在脫硫劑時，適當提高二次風占比使更多爐膛空間處于適宜脫硫的溫度范圍，有利于提高脫硫效率。

2.3 過量空氣系數對氣態污染物質量濃度的影響

過量空氣系數為1.2和1.4時,煙氣組分如圖5所示，其對應煙氣中氧體積分數分別為3.5%±1%和6%±1%。由圖5可知，過量空氣系數提高使得CO質量濃度降低。且隨著污泥摻燒比例增加， CO質量濃度逐漸下降。NO質量濃度隨過量空氣系數的升高而增加，這是因為隨過量空氣系數增大，煙氣中氧體積分數升高，使反應向生成NO方向進行[14]。同時，隨著過量空氣系數增大，燃燒效率提高，使得還原性氣氛減少，不利于NO還原反應。SO2質量濃度隨過量空氣系數的增加而升高，這是因為污泥中不穩定有機揮發分快速釋放，由于燃料與空氣分布不均勻，形成局部還原區域，區域氧體積分數越低，雖然SO2析出量越少，但燃料硫在還原性氣氛下主要以H2S的形式析出[15]，并在密相區或稀相區與氧接觸氧化生成SO2，當空氣過量系數增加時，一方面使可燃氣體更充分氧化，另一方面有助于增強整體的氧化性氣氛，并促使含硫前驅體向SO2轉化[16]。

圖5 過量空氣系數對爐膛出口煙氣中CO、NO和SO2質量濃度的影響Fig.5 Effect of excess air ratio on the CO,NO,and SO2 emission in the flue gas at the outlet of the CFB boiler

2.4 摻燒比例對燃燒效率的影響

為對比不同污泥摻燒比例對燃燒效率的影響，選取出口氧體積分數6%、一、二次風配比3∶1時的飛灰，分析飛灰含碳量，結果見表4。

表4 污泥摻燒比例對飛灰未燃碳及燃燒效率的影響

由表4可知，飛灰中未燃碳含量隨著污泥摻燒比例的升高而逐步增加，這可能是由于煙煤和污泥燃燒特性不同。污泥中不穩定有機物在焚燒過程極易分解使得大量揮發分快速析出，造成爐內局部供氧不足，導致未燃盡顆粒隨氣體被帶出，造成飛灰含碳量升高。

對試驗獲得的純燃污泥及純燃煙煤的飛灰進行粒徑分析，結果如圖6所示。由圖6可知，在氧濃度和一、二次風配比相同時，污泥和煙煤的飛灰平均粒徑分別是15.65 μm和27.77 μm，污泥飛灰粒徑更小。這意味著在高溫環境下污泥更容易破碎，生成的顆粒更細小，而未經充分燃燒的小顆粒在氣流夾帶下更易被帶出爐膛，導致摻燒污泥后飛灰中未燃碳含量升高。燃燒效率隨污泥比例的增加而降低。污泥添加比例增加對q3影響不大，而對q4影響較大。污泥添加量從0增至100%，入爐燃料中灰分顯著增加，同時飛灰含碳量從8.09%增至28.26%，導致q4從0.75%升高到12.18%，燃燒效率降低。因此，循環流化床燃煤鍋爐摻燒少量污泥(<20%)對燃燒效率影響較小。

圖6 純燃污泥及煙煤工況下布袋飛灰的粒徑分布Fig.6 Particle size distribution of fly ashduring co-combustion bituminous coal and municipal sewage sludge

2.5 摻燒比例對飛灰組分及熔融性的影響

為研究污泥摻燒比例對飛灰熔融特性的影響，利用XRF分析飛灰的礦物質組成，結果見表5。由表5可知，排除飛灰中碳含量后，摻燒污泥會降低灰中SiO2質量分數，但P2O5質量分數略上升，其余成分如Al2O3、CaO變化不明顯。為進一步進行焚燒風險評估，采用以下常用的灰熔融指數預測燃燒飛灰的結渣及熔融特性[17]：

表5 不同摻燒比例下的飛灰成分(排除C)

RB/A=[w(Fe2O3)+w(CaO)+w(MgO)+w(K2O)+w(Na2O)]/[w(SiO2)+w(TiO2)+w(Al2O3)]，

(5)

Fu=RB/A[w(K2O)+w(Na2O)]，

(6)

F=[w(SiO2)+w(K2O)+w(P2O5)]/ [w(CaO)+w(MgO)]，

(7)

其中，RB/A為酸堿比；Fu為結渣指數；F為熔融溫度指數。RB/A<0.5，Fu<0.6時，飛灰結渣可能較低；RB/A>1，Fu>40時，飛灰易發生結渣；F值越大，飛灰熔融溫度越高[18]。

由計算結果可知，煙煤、污泥及其摻燒樣品的飛灰發生結渣的風險較低，但隨著污泥添加比例增加，結渣指數隨之增大，表明摻燒污泥增加了結渣的風險。這主要是因為污泥中熔點較低的Fe2O3和堿金屬含量較高，摻燒過程降低了飛灰的熔融溫度[19]。

不同煙煤、污泥摻燒比例下測得飛灰樣品的變形溫度、軟化溫度、半球溫度、流動溫度見表6。由表6可知，隨著污泥添加比例的增加，飛灰變形溫度、軟化溫度、半球溫度、流動溫度隨之下降。污泥摻燒比例達40%時，混合燃料飛灰樣的軟化溫度為1 180 ℃，僅比純污泥飛灰高70 ℃。污泥和煤混樣是由單煤與單污泥按一定比例混合而成，但混合樣品灰熔融溫度與各樣品灰熔融溫度的加權平均值不一致，這主要是因為不同樣品混合后，由于礦物質的組成、含量發生變化及其在燃燒過程中相互影響，使不同礦物質之間發生復雜的化學反應，生成熔點不同的無機化合物，如污泥中含量較高的堿金屬可能與煙煤中含量較高的硅鋁反應生成硅鋁酸鹽，而硅鋁酸鹽的熔點高于污泥中的堿金屬，但低于SiO2，因此在摻燒過程生成新的化合物改變了飛灰熔融特性[20]。此外，影響飛灰熔點主要有以下路徑[19]：總堿金屬氧化物(Fe2O3+CaO+MgO+Na2O+K2O)質量分數小于36%時，隨總堿金屬氧化物質量分數增加，軟化溫度下降[20]。當總堿金屬氧化物質量分數大于36%時，隨著總堿金屬氧化物質量分數增加，軟化溫度增大。由表5和表6可知，摻燒一定比例污泥后，混合燃料飛灰中SiO2質量分數下降、而Fe2O3和堿金屬氧化物質量分數呈上升趨勢，這些組分質量分數的升高會降低飛灰的熔點，因此在摻燒污泥過程中需考慮灰熔融溫度降低對鍋爐安全運行的影響。

表6 污泥摻燒比例對飛灰熔融特性的影響

3 結 論

1)污泥添加比例由0增至40%時，煙氣中CO平均體積分數由254.4×10-6升高至422.3×10-6，NO平均體積分數由207.1×10-6降低到125.1×10-6，SO2平均體積分數由248.6×10-6升高至389.2×10-6。

2)增大二次風比例，CO、NO質量濃度降低，但對SO2影響不大；過量空氣系數由1.2增至1.4時，NO與SO2質量濃度隨之增加，CO質量濃度降低。

3)污泥添加比例由0增至100%，飛灰含碳量由8.09%增至28.26%，燃燒效率由99.23%降至87.76%。相對于煤單燒，摻燒污泥降低了飛灰的熔融溫度。