500 t/d垃圾焚燒循環流化床鍋爐協同處置工業固廢的研究*

楊東偉

(上海電氣環保集團，上海市機電設計研究院有限公司，上海 200040)

采用循環流化床(CFB)鍋爐焚燒處理城市生活垃圾(以下簡稱垃圾)時，為使得焚燒溫度、煙氣停留時間、煙氣湍流度達到“3T”焚燒要求(焚燒溫度850～1 000 ℃，二燃室停留時間超過2.0 s，較大湍流度)，并提高鍋爐的整體蒸發量，一般會在鍋爐設計時考慮補充燃煤作為摻燒燃料。隨著環保政策收緊，同時為了進一步優化運營成本，急需尋找一種較好的燃煤替代品。另一方面，我國作為工業制造大國，工業固廢產量逐年增加，2018年我國工業固廢產量已達約30億t[1]。廢布料作為一種一般工業固廢，其熱值高、水分低，且在輕紡企業密集地區和家紡業務為主的省市產量巨大。據報道，“十二五”期間我國廢棄紡織物年均產量可達2 000萬t，但回收利用率卻不足10%[2-3]。因此，將廢布料作為燃煤替代品加入到垃圾焚燒CFB鍋爐中，不僅可節省采購燃煤的運行成本，同時還可以回收利用一部分廢布料，為企業創造收益。

垃圾焚燒CFB鍋爐協同處置高熱值工業固廢時存在摻燒比例不確定的問題，若摻燒比例過低，則處理量和處理效益不明顯；若摻燒比例過高，則鍋爐燃燒狀況發生較大改變，難以確保污染物排放達標。魏國俠等[4]針對一臺300 t/d垃圾焚燒CFB鍋爐進行摻燒污泥衍生燃料的工業實驗，發現此類摻燒有利于污染物控制，但由于該燃料熱值不滿足要求，因此仍然需要維持一定的給煤量。張世鑫等[5]研究了1 025 t/h燃煤CFB鍋爐摻燒垃圾衍生燃料(RDF)、皮革廢布料、生活污泥以及生物質的可行性，由于摻燒后入爐物料等效熱值變化不大，對鍋爐效率影響較小。馬攀等[6]針對羊毛加工產業產生的羊毛脂廢渣，研究了它在垃圾-煤混燒CFB鍋爐中的摻燒特性，確認了CFB鍋爐對高熱值燃料的良好適應性以及燃燒污染物的特點。

綜上可知，垃圾焚燒CFB鍋爐摻燒工業固廢的主要問題在于工業固廢熱值不同于原設計物料，從而對鍋爐燃燒產生一定影響，然而目前針對此問題的研究成果較少。為此，本研究結合實際采樣數據和在運行鍋爐數據，提出以絕熱燃燒溫度和爐膛出口煙溫為指標的評價模型，研究垃圾焚燒CFB鍋爐協同處置工業固廢的可行性，為今后此類工程工藝設計提供理論指導。

1 評價模型

為研究垃圾焚燒CFB鍋爐協同處置工業固廢的燃燒特性，構建評價模型，評價模型自變量包括：入爐垃圾熱值、入爐工業固廢熱值以及入爐工業固廢的摻燒比。由于垃圾和工業固廢焚燒過程中，二噁英的生成控制和高溫腐蝕是鍋爐運行的關注重點，因此評價模型的評價指標主要包括絕熱燃燒溫度和爐膛出口煙溫。

在垃圾焚燒產物中，二噁英是其中一項重要的排放指標。根據垃圾焚燒工藝要求，垃圾需要在>850 ℃的溫度區間停留2 s以上[7]，以達到分解二噁英的目的，因此絕熱燃燒溫度是衡量垃圾焚燒能否抑制二噁英生成的重要指標。絕熱燃燒溫度可以根據熱平衡方程，以物料焚燒的輻射熱效率、空氣攜帶顯熱、垃圾攜帶顯熱以及焚燒后的煙氣熱量等進行計算獲得，也可根據垃圾焚燒廠運行獲得的焚燒溫度回歸模型計算獲得。此外，可根據物料低位熱值和熱損失估算值、煙氣量來簡化計算絕熱燃燒溫度。考慮到評價模型今后用于工程設計且其中的參數設定來源于工程經驗，因此推薦使用簡化計算法進行快速計算。

高溫腐蝕與煙溫、煙氣成分直接相關[8-9]，易出現在高溫過熱器煙氣側。用工業固廢替換燃煤后，入爐物料等效Cl含量增高，因此控制過熱器管壁溫度成為避免高溫腐蝕的重要舉措。在鍋爐汽水側換熱分布和煙氣流量變化不大的條件下，爐膛出口煙溫直接影響煙氣經過過熱器時的管壁溫度。爐膛出口煙溫可根據煙氣側和汽水側的熱平衡計算獲得。單位時間內物料燃燒熱平衡公式見式(1)：

Qpy=Qin,LHV-Qhz-Qloss-ΔHqs

(1)

式中：Qpy為爐膛出口煙氣吸熱量，kJ/h；Qin,LHV為入爐物料輸入熱量，kJ/h；Qhz為飛灰和爐渣吸熱量，kJ/h；Qloss為鍋爐散熱損失量，kJ/h；ΔHqs為汽水側吸熱量，kJ/h。

式(1)為原設計參數下鍋爐的熱平衡方程，摻燒工業固廢后熱平衡方程有所變化，定壓比熱、汽水側參數、助燃空氣預熱溫度等鍋爐設計參數可參照原有設計值，而飛灰和爐渣吸熱量、鍋爐整體散熱損失量等與燃燒物料有關,可等比為以物料輸入熱量為自變量的因變量。因此，摻燒工業固廢后的熱平衡方程可轉化為：

Hlt,y-Hlt,a=Qin,LHV-(f1(Qin,LHV)-
Hhz,in)-f2(Qin,LHV)-ΔHqs

(2)

式中：Hlt,y為爐膛煙氣出口焓值，kJ/h；Hlt,a為爐膛煙氣等效進口焓值，kJ/h；f1(Qin,LHV)為基于物料輸入熱量的爐膛灰渣出口焓值，kJ/h；Hhz,in為鍋爐灰渣進口焓值，kJ/h；f2(Qin,LHV)為基于物料輸入熱量的鍋爐散熱損失量，kJ/h。采用工業固廢替換燃煤后，若設定鍋爐輸入熱量為定值，則煙氣量和鍋爐散熱損失量變化不大，根據熱力學推導最終得到式(3)：

Hlt,y=Qin,LHV-(f1(Qin,LHV)-Hhz,in)-
Qloss-ΔHqs+Hlt,a

(3)

根據煙氣比熱、煙氣量以及式(3)求得的爐膛煙氣出口焓值，最終可獲得爐膛出口煙溫。

2 采樣數據和鍋爐設計參數

為確認摻燒工業固廢對CFB鍋爐的影響，選擇江蘇省內某在運行垃圾焚燒CFB鍋爐和臨近地區工業固廢為研究對象進行研究，以該鍋爐設計參數和對應燃料作為輸入參數，并以實際處理的垃圾以及工業固廢采樣數據作為摻燒比的計算依據。工業固廢樣品為臨近地區廢布料，選取堆料場15種廢布料作為樣品，并送往檢測機構進行檢測。

垃圾焚燒CFB鍋爐基本參數見表1，鍋爐設計燃料見表2，實際采樣的垃圾參數及廢布料參數見表3。

表1 CFB鍋爐設計參數Table 1 Basic parameters of CFB boiler

3 結果和討論

基于評價模型和相關采樣、運行數據，以垃圾熱值和工業固廢熱值為邊界條件，垃圾處置量、鍋爐蒸發量、蒸汽參數為計算條件，可獲得工業固廢不同摻燒比的9組工況。從工藝參數、絕熱燃燒溫度、爐膛出口煙溫等角度分析摻燒工業固廢產生的影響，獲得合理摻燒比和對應的主要技術指標。

3.1 不同工況的摻燒比

垃圾熱值選用極端條件熱值、原鍋爐設計熱值和現場運行分析熱值，分別為4 187、5 422、6 910 kJ/kg。工業固廢熱值選用實驗采集15種廢布料樣品的最低熱值、平均熱值和最高熱值，分別為15 668、20 104、24 432 kJ/kg。

邊界條件設定為鍋爐原設計垃圾處置量500 t/d，鍋爐蒸發量75.00 t/h，蒸汽壓力3.82 MPa，過熱蒸汽溫度450 ℃。為滿足鍋爐原設計蒸發量，獲得9組摻燒工況(見表4)，工業固廢摻燒比(以廢布料在總焚燒物料中的質量分數計)在16.11%～32.16%，其中最小摻燒比出現在工況9(垃圾和廢布料均取最高熱值)，最大摻燒比出現在工況1(垃圾和廢布料均取最低熱值)。計算9組工況下對應的燃燒空氣量和煙氣體積流量，結果見圖1。可以看出，鍋爐原設計一、二次風機總風量和引風機風量可分別滿足9組工況所需的燃燒空氣量和煙氣量。圖2為各工況燃燒空氣量、煙氣量和原始設計值的相對偏差，可以看出9組工況相對偏差均在±6%以內，工況3、工況5、工況8相對偏差可維持在±4%以內，說明摻燒工業固廢后，風機效率波動較小，在可接受范圍內。

表2 CFB鍋爐燃料的設計參數1)Table 2 Design parameters of fuel for CFB boiler

表3 垃圾和廢布料采樣平均值Table 3 Average value of sampling municipal solid waste and waste cloth

表4 不同工況的工業固廢摻燒比Table 4 Industrial solid waste mixed combustion ratio under different conditions

3.2 不同工況的絕熱燃燒溫度

為滿足爐膛內煙溫在>850 ℃停留2 s以上的要求，工程經驗推薦絕熱燃燒溫度≥1 234 ℃[10]，而浙江大學研究團隊提到CFB鍋爐的絕熱燃燒溫度至少應為1 080 ℃[11]。計算得到9組工況的絕熱燃燒溫度見表5。垃圾熱值為4 187 kJ/kg的工況1～3在現有額定出力下，摻燒不同熱值工業固廢的絕熱燃燒溫度均低于1 234 ℃，但高于1 100 ℃；而垃圾熱值為5 422 kJ/kg的工況4～6和垃圾熱值為6 910 kJ/kg的工況7～9，其絕熱燃燒溫度均高于1 234 ℃。

注：燃燒空氣量折算為20 ℃標準狀態下的體積流量，煙氣量折算為150 ℃下濕煙氣的體積流量。

圖2 不同工況燃燒空氣量、煙氣量的相對偏差Fig.2 Relative deviation of combustion air volume and flue gas volume under different conditions

若以基于滿足抑制二噁英生成要求的原始設計值(1 250 ℃)作為衡量標準，則不推薦工況1～3。

表5 不同工況的絕熱燃燒溫度Table 5 Adiabatic combustion temperature under different conditions

3.3 不同工況的高溫腐蝕評估

采用工業固廢替代原有CFB鍋爐的燃煤后，一方面入爐等效Cl含量隨之提高，另一方面爐膛出口煙溫發生變化，因而對CFB鍋爐的高溫腐蝕產生影響。9組工況的入爐等效Cl和煙氣HCl體積分數(按100%轉化考慮)的理論計算值見表6。

表6 不同工況的入爐等效Cl和煙氣HCl體積分數Table 6 Calculation values of equivalent chlorine content and HCl volumn fraction in flue gas under different conditions

孔祥思等[12]對12Cr1MoVG合金管高溫腐蝕特性的研究表明，在HCl體積分數為1×10-3時，500、550、600 ℃下12Cr1MoVG的年腐蝕量分別為0.147 2、0.170 8、0.752 3 mm/a，說明該條件下的HCl對鍋爐運行的腐蝕量均在可承受范圍內，表6中9組工況煙氣的HCl體積分數均低于上述實驗工況，此時管壁溫度成為高溫腐蝕的重要衡量指標。考慮到鍋爐爐膛出口煙溫是鍋爐從轉向室受熱面開始的煙溫最高值，同時為了避免煙溫過低導致尾部受熱面低溫腐蝕[13-14]加重的問題，需要研究不同摻燒工況的爐膛出口煙溫，宜和原設計值(914 ℃)的差值在±30 ℃以內。9組工況下，爐膛出口煙溫預測值見表7。其中工況3、工況4、工況5、工況7和工況8的爐膛出口煙溫與原設計值的差值在±30 ℃以內。除了工況3低于原設計值外，其余4種工況都高于原設計值。從實際工程設計角度考慮，鍋爐初始設計的高溫過熱器采用逆流換熱方式，煙氣進口側管壁溫度會高于順流式換熱，因此在摻燒工業固廢后，為應對工況4、工況5、工況7和工況8煙溫提高引起的高溫腐蝕加劇問題，需要將高溫過熱器煙氣進口側前兩排換熱管進行堆焊、噴涂處理，必要時考慮整體替換為更高一級的材質(如TP347H)。

表7 不同工況的爐膛出口煙溫Table 7 Flue gas temperature at furnace outlet under different conditions

3.4 不同工況的主要技術指標

綜合考慮摻燒工業固廢后的絕熱燃燒溫度和爐膛出口煙溫變化，同時滿足兩項指標的合理摻燒比為工況4、工況5、工況7和工況8。因此，CFB鍋爐按照上述4種工況下的摻燒比運行，其主要技術指標見表8。4種工況對CFB鍋爐及輔機影響不大，需要的改造幅度較小。僅從垃圾、工業固廢處置收益及燃煤采購費來看，CFB鍋爐在原設計運行工況下，垃圾無法滿足熱值需求，需要摻燒燃煤來滿足設計要求，而垃圾處置費無法抵消燃煤采購費，要依托工藝配套的發電供熱來獲得收益；而摻燒工業固廢后，一方面不產生燃煤采購費，另一方面工業固廢的處置費用可進一步提高收益。4種摻燒工況中，雖然工況8的噸垃圾處置收益略低于其他3種工況，但該工況摻燒比最低(低于20%)，最接近原始燃煤摻燒比設計值，可行性最高，可應用于垃圾焚燒CFB鍋爐摻燒工業固廢的項目推進中。

表8 不同工況下的主要技術指標Table 8 Main technical indexes under different conditions

4 結 論

基于某臺500 t/d 垃圾焚燒CFB鍋爐的運行數據、設計參數以及工業固廢采樣檢測數據，從摻燒特性角度評估9組工業固廢摻燒工況，獲得如下結論：

(1) 9組工況的燃燒空氣量和煙氣量分別在現有一、二風機總風量和引風機風量范圍內，且9組工況的風量相較于原始設計值的相對偏差在±6%以內，工況3、工況5和工況8的相對偏差在±4%以內，確保摻燒工業固廢后，風機處于較好的風機效率范圍。

(2) 工況1～3的絕熱燃燒溫度低于原有鍋爐絕熱燃燒溫度設計值(1 250 ℃)和工程經驗推薦值(1 234 ℃)，因此不考慮工況1～3的摻燒方案。

(3) 工況4、工況5、工況7和工況8的入爐等效Cl所轉化的HCl體積分數均低于1×10-3，但爐膛出口煙溫比原設計值高，會導致高溫腐蝕加劇，因此應將高溫過熱器煙氣進口側前兩排換熱管進行堆焊、噴涂處理，必要時考慮整體替換為更高一級的材質(如TP347H)。

(4) 基于摻燒特性和原鍋爐風機適用性，工況4、工況5、工況7和工況8的摻燒比均較適宜。與原CFB鍋爐摻煤工藝相比，摻燒工業固廢的收益整體提高，工況8的可行性最大。