李 凡, 趙小盼, 喬曉磊, 金 燕

(太原理工大學(xué) 電氣與動(dòng)力工程學(xué)院, 山西 太原 030024)

隨著城市的發(fā)展,我國(guó)城市污水處理量逐年遞增,污泥產(chǎn)量隨之增加,2020年我國(guó)污泥產(chǎn)量突破6 000萬(wàn)t[1]。污泥產(chǎn)量大、容積大,如果不妥善處理,將占用空間,污染環(huán)境。目前,對(duì)于污泥處理方式有建材使用、堆肥處理、填埋處理和焚燒處理等,其中焚燒法具有污泥減容化、無(wú)害化和回收利用污泥熱值等優(yōu)點(diǎn),具有較大的發(fā)展?jié)摿2]。燃煤機(jī)組耦合污泥燃燒發(fā)電技術(shù)作為焚燒處理的一種,具有適應(yīng)性強(qiáng)、處理能力大和徹底無(wú)害化處理等優(yōu)點(diǎn),在處理污泥過(guò)程中具有較大優(yōu)勢(shì)[3-4]。

目前,對(duì)中小型鍋爐摻燒污泥的研究較多。朱志斌等人[5]對(duì)220 t/h鍋爐摻燒污泥燃燒特性進(jìn)行了研究,發(fā)現(xiàn)摻混污泥后爐膛還原性氣氛增強(qiáng),NOx生成受抑制;朱天宇等人[6]使用雙混合分?jǐn)?shù)/PDF模型和渦耗散(Eddy Dissipation Model,EDM)模型分別模擬了100 MW煤粉鍋爐污泥與煤粉混燒過(guò)程,發(fā)現(xiàn)EDM模型在模擬煤粉污泥混燒過(guò)程中具有更強(qiáng)的適應(yīng)性,并且實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明,NOx生成量與模擬值相差較小。

對(duì)大型鍋爐摻燒污泥的研究相對(duì)較少,對(duì)于污泥摻混比例對(duì)燃燒影響的研究相對(duì)較多[7-8],但實(shí)際運(yùn)行中,污泥廠每日污泥產(chǎn)量一定,摻燒比例變化相對(duì)較小,但一日內(nèi)鍋爐負(fù)荷始終變化,為適應(yīng)電網(wǎng)調(diào)峰要求,實(shí)際鍋爐晝夜負(fù)荷變化較大,同時(shí)早、中、晚間負(fù)荷也存在一定的差異。針對(duì)某燃煤電廠2 027 t/h鍋爐進(jìn)行了研究。該電廠比鄰污水處理廠,鍋爐容量較大,較小的摻混比例就可以滿足污水處理廠污泥處理要求。對(duì)不同負(fù)荷下單煤粉燃燒、煤粉污泥混燒燃燒特性進(jìn)行數(shù)值模擬研究,研究結(jié)果可為實(shí)際鍋爐運(yùn)行中摻燒污泥提供一定參考依據(jù)。

1 研究對(duì)象概況

本文模擬對(duì)象為某2 027 t/h四角切圓煤粉鍋爐。鍋爐型號(hào)為SG-2027/25.4-M970,制粉系統(tǒng)為中速磨煤機(jī)、冷一次風(fēng)、正壓直吹式制粉系統(tǒng),鍋爐本體高為64 150 mm,深為18 144 mm,寬為18 816 mm。燃燒器采用四角布置,形成雙切圓燃燒(直徑為1 757.43 mm和2 090.42 mm),每角布置6層煤粉燃燒器(A,B,C,D,E,F),燃燒器噴口四周為周界風(fēng),每?jī)蓪訃娍陂g布置一層輔助風(fēng)。燃燒器采用濃淡分離燃燒技術(shù),中間結(jié)構(gòu)為鈍體,濃淡比為2∶1。燃燒器上方為2層緊湊式燃盡風(fēng)噴口和5層分離式燃盡風(fēng)噴口,燃盡風(fēng)噴口反切10°,以減少爐膛氣流的殘余旋轉(zhuǎn),降低出口煙溫偏差。過(guò)量空氣系數(shù)為1.2。鍋爐整體結(jié)構(gòu)和燃燒器布置如圖1所示。

圖1 鍋爐整體結(jié)構(gòu)和燃燒器布置

燃煤和污泥的工業(yè)分析、元素分析及發(fā)熱量如表1所示。

由表1可以看出,污泥含水量和灰分相比煤粉較高,固定碳含量低,發(fā)熱量低。

表1 燃煤與污泥特性分析

2 數(shù)學(xué)模型和計(jì)算方法

2.1 數(shù)學(xué)模型

在模擬過(guò)程中,采用Realizablek-ε湍流模型模擬氣相湍流過(guò)程[9],煤粉和污泥顆粒軌跡運(yùn)動(dòng)過(guò)程采用顆粒隨機(jī)軌道模型[10],焦炭的燃燒采用動(dòng)力/擴(kuò)散控制燃燒速率模型[11],煤粉和污泥燃燒時(shí)輻射和對(duì)流放熱模型采用P1輻射模型[12]。采用有限容積法離散微分方程,采用一階迎風(fēng)格式離散對(duì)流相,采用Simple算法求解N-S方程。采用EDM模型模擬氣相湍流燃燒[6]。假定污泥水分隨揮發(fā)分析出,揮發(fā)分析出燃燒為雙步反應(yīng),并設(shè)定其摩爾質(zhì)量,根據(jù)工業(yè)分析和元素分析定義煤粉與污泥揮發(fā)分燃燒過(guò)程。其反應(yīng)系數(shù)和標(biāo)準(zhǔn)生成焓的公式分別為

Volatile+aO2→

bH2O+cN2+dCO+eCO2

(1)

CO+0.5O2→CO2

(2)

式中:a,b,c,d,e——具體反應(yīng)時(shí)化學(xué)當(dāng)量系數(shù)。

假定污泥中水分隨揮發(fā)分析出,即認(rèn)為污泥揮發(fā)分為Volatile·xH2O,揮發(fā)分析出過(guò)程為

Volatile·xH2O+aO2→

(b+x)H2O+cN2+dCO+eCO2

(3)

污泥干燥基中揮發(fā)分質(zhì)量比為φV,摩爾質(zhì)量為MV,模擬中污泥含水率為β,摩爾質(zhì)量為M,則x的表達(dá)式為

(4)

2.2 網(wǎng)格處理

采用分區(qū)劃分網(wǎng)格方法,將計(jì)算區(qū)域劃分為冷灰斗區(qū)域、燃燒器區(qū)域、燃盡區(qū)域和水平煙道區(qū)域。對(duì)燃燒器噴口附近進(jìn)行加密,網(wǎng)格線方向與流動(dòng)方向一致,以減少偽擴(kuò)散對(duì)模擬過(guò)程帶來(lái)的模擬誤差。兼顧網(wǎng)格的合理性和模擬過(guò)程計(jì)算量,分別對(duì)比83萬(wàn)、117萬(wàn)和143萬(wàn)網(wǎng)格計(jì)算結(jié)果,117萬(wàn)網(wǎng)格和143萬(wàn)網(wǎng)格爐膛截面平均溫度最大偏差為0.89%,故認(rèn)為117萬(wàn)網(wǎng)格能夠滿足計(jì)算要求。爐膛中心截面和燃燒器截面網(wǎng)格劃分如圖2所示。

圖2 爐膛中心截面和燃燒器截面網(wǎng)格劃分示意

2.3 邊界條件

離散方法采用一階迎風(fēng)格式,一次風(fēng)、二次風(fēng)采用速度進(jìn)口邊界條件,流量、溫度均為實(shí)際運(yùn)行參數(shù)。根據(jù)實(shí)際鍋爐尺寸建立入口模型;爐膛出口采用壓力出口邊界條件,出口壓力為-125 Pa。壁面采用標(biāo)準(zhǔn)壁面方程,熱交換采用第2類邊界條件即溫度邊界條件,壁面溫度設(shè)置為700 K,壁面輻射率設(shè)置為0.6。表2為600 MW工況下風(fēng)速及風(fēng)溫等運(yùn)行參數(shù)。

表2 燃燒器運(yùn)行參數(shù)

污水廠出廠污泥含水率高達(dá)80%以上,無(wú)法直接在鍋爐中摻燒,須經(jīng)一定干化處理以降低污泥的含水率。經(jīng)過(guò)一定的干化處理,污泥含水率可降到30%～40%。同時(shí)污泥產(chǎn)量有限,相對(duì)于鍋爐用煤,每日污泥摻混比例遠(yuǎn)低于10%。本文模擬摻混40%含水率、摻混比例為10%的污泥,對(duì)不同鍋爐負(fù)荷下?lián)綗勰嗳紵匦赃M(jìn)行模擬。為保證低負(fù)荷時(shí)煤粉射流剛度,在510 MW和450 MW負(fù)荷下適當(dāng)增加一次風(fēng)比例。鍋爐負(fù)荷為450 MW時(shí),為了使火焰集中,A層燃燒器停運(yùn),僅保留少量周界風(fēng)防止?fàn)t膛高溫對(duì)燃燒器的損壞。具體模擬工況如表3所示。

表3 模擬工況

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 數(shù)值模擬驗(yàn)證

為了驗(yàn)證幾何模型和數(shù)值模型選取的合理性,對(duì)600 MW工況(工況1)爐膛出口煙氣平均氧量、平均溫度和NOx排放濃度(6%O2)的模擬值和現(xiàn)場(chǎng)值進(jìn)行對(duì)比,結(jié)果如表4所示。由表4可知,模擬值與現(xiàn)場(chǎng)值的計(jì)算值誤差均在10%以內(nèi),在工程應(yīng)用允許誤差范圍之內(nèi),說(shuō)明本次使用的物理模型和計(jì)算模型較為合理,能夠模擬真實(shí)爐膛運(yùn)行情況。

表4 工況1實(shí)驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果對(duì)比

3.2 摻混污泥對(duì)速度場(chǎng)的影響

污泥含水率高、熱值低,摻混污泥后要保證鍋爐負(fù)荷不變,鍋爐燃料量消耗勢(shì)必增加,同時(shí)爐內(nèi)速度場(chǎng)也會(huì)相應(yīng)發(fā)生變化。圖3為不同鍋爐負(fù)荷最下層一次風(fēng)燃燒器中心截面速度場(chǎng)云圖(工況3為B層燃燒器層)。

由圖3可知:不同工況下,切圓形成較好,切圓中心與爐膛中心相近,無(wú)明顯偏斜、刷墻現(xiàn)象;隨著負(fù)荷的降低,爐內(nèi)總風(fēng)量減小,切圓直徑變小,摻燒污泥后,污水析出,速度場(chǎng)有增大趨勢(shì),但變化較小,各工況下?lián)交煳勰嗪鬆t內(nèi)速度場(chǎng)基本相似,故摻混污泥對(duì)爐內(nèi)燃燒速度場(chǎng)影響較小。

圖3 不同工況下最下層運(yùn)行一次風(fēng)燃燒器中心截面速度場(chǎng)云圖

3.3 摻混污泥對(duì)溫度場(chǎng)及NOx的影響

不同工況下?tīng)t膛中心截面的溫度分布如圖4所示。由圖4可以看出,不同工況下,燃燒器區(qū)域(17～25 m)燃燒最為強(qiáng)烈,溫度水平最高,爐膛燃燒器區(qū)域中心截面溫度呈W型,燃盡風(fēng)及以上區(qū)域溫度呈倒U型,從燃燒器區(qū)域至爐膛出口區(qū)域溫度水平逐漸遞減,與四角切圓鍋爐燃燒規(guī)律相符[13];單煤粉燃燒時(shí),隨著負(fù)荷的降低,入爐煤量和總風(fēng)量降低,爐膛截面溫度水平降低;負(fù)荷為450 MW時(shí),A層燃燒器未投運(yùn),爐膛火焰中心上移,且各工況火焰充滿度高,燃燒穩(wěn)定;摻混污泥后,由于污泥含水率高,故煤粉污泥混合燃料進(jìn)入爐膛后水分蒸發(fā)吸熱,使得爐膛整體溫度水平下降,特別是燃燒器區(qū)域溫度水平降低,同時(shí)爐膛出口溫度水平也下降。

不同工況下最下層一次風(fēng)截面溫度場(chǎng)分布如圖5所示。由圖5可以看出:不同工況下,下層燃燒器截面火焰中心與爐膛中心相近,火焰充滿度高,燃燒穩(wěn)定,且火焰無(wú)明顯偏斜現(xiàn)象;隨著負(fù)荷的降低,最下層一次風(fēng)截面溫度水平降低。摻混污泥后,截面溫度主要受兩個(gè)因素影響:一是摻混污泥后,混合燃料水分增加,水分蒸發(fā)吸熱使得一次風(fēng)截面溫度水平有所降低;二是相對(duì)于煤粉,污泥的固定碳含量低,揮發(fā)分含量高,污泥煤粉混合燃料揮發(fā)分容易析出燃燒。此外,單煤粉燃燒時(shí),600 MW,510 MW,450 MW工況下對(duì)應(yīng)火焰最高溫度為2 034.2 K,1 994.7 K,1 865.7 K,摻混10%比例的污泥后,火焰最高溫度為1 990.5 K,1 943.4 K,1 836.9 K,表明不同負(fù)荷摻混污泥后爐內(nèi)火焰最高溫度有下降趨勢(shì)。

圖5 最下層運(yùn)行一次風(fēng)燃燒器中心截面溫度場(chǎng)云圖

不同工況下沿高度方向爐膛平均溫度和NOx質(zhì)量濃度如圖6所示。圖6(a)、6(b)、6(c)中,上曲線為平均溫度,下曲線為NOx質(zhì)量濃度。由圖6可知:在燃燒器區(qū)域,由于一二次風(fēng)交替吹入,使得燃燒器截面平均溫度和NOx質(zhì)量濃度出現(xiàn)一定程度的波動(dòng),36～38 m為燃盡風(fēng)SOFA層,由于此處吹入燃盡風(fēng)量大,且風(fēng)溫低于煙氣溫度,使得該區(qū)域平均溫度出現(xiàn)大幅度下降:隨著負(fù)荷的降低,入爐煤量和總風(fēng)量降低,燃燒器區(qū)域平均溫度有所下降:單煤粉燃燒時(shí),600 MW,510 MW,450 MW工況下平均溫度峰值為1 640.7 K,1 618.3 K,1 615.1 K,摻混10%比例污泥后,平均溫度峰值為1 625.2 K,1 600.1 K,1 612.0 K,摻混污泥后由于總輸入熱量不變,故爐膛溫度降低幅度較小,平均溫度峰值分別降低了15.5 K,8.2 K,3.1 K。

圖6 不同工況下?tīng)t膛平均溫度和NOx平均質(zhì)量濃度

此外,由于燃燒器區(qū)域火焰溫度較高,NOx生成量大,故隨著爐膛高度的增加,爐膛溫度降低且入爐風(fēng)量增加,NOx質(zhì)量濃度降低。由于鍋爐存在空氣分級(jí),所以爐膛上方的NOx質(zhì)量濃度出現(xiàn)回升。摻混污泥后,爐膛整體平均溫度和平均溫度峰值降低,爐內(nèi)NOx質(zhì)量濃度降低。摻混污泥后,NOx生成主要受兩方面影響:一是摻混污泥后,混合燃料水分升高,水分蒸發(fā)吸熱,主燃區(qū)溫度水平降低,熱力型NOx生成減少;二是相對(duì)于煤粉,污泥的固定碳含量低,揮發(fā)分含量高,燃燒產(chǎn)生較多中間產(chǎn)物HCN,且水分吸熱使得煤粉燃燒不充分,導(dǎo)致燃燒滯后,燃燒器區(qū)域CO含量增加。

不同工況下燃燒器區(qū)域CO和HCN含量如圖7所示。由圖7可知,摻混污泥后中上層燃燒器截面平均CO和HCN含量增加,600 MW,510 MW,450 MW工況下?lián)交煳勰嗪?中層燃燒器C層平均CO分別增加了9.1%,6.6%,8.4%,燃燒器區(qū)域還原性氣氛增強(qiáng),NOx生成受到抑制,故摻混污泥后,NOx生成量有所減小。

圖7 不同工況下燃燒器區(qū)域CO和HCN含量

不同工況下?tīng)t膛出口參數(shù)如表5所示。

表5 爐膛出口參數(shù)對(duì)比

由表5可知,隨著負(fù)荷的降低,爐膛出口溫度也降低,摻混污泥后,600 MW,510 MW,450 MW工況下?tīng)t膛出口溫度分別降低了18.1 K,31.1 K,18.6 K,出口水分質(zhì)量分?jǐn)?shù)升高,污泥相對(duì)于煤粉固定碳含量低,爐膛出口CO2濃度降低,摻混污泥后爐膛出口NOx排放質(zhì)量濃度分別降低了37.8 mg/m3,48.0 mg/m3,28.2 mg/m3,降幅分別為10.9%,13.1%,8.1%,摻混污泥后爐膛出口NOx排放下降。這與文獻(xiàn)[14-15]的結(jié)論相一致。

4 結(jié) 論

(1) 對(duì)600 MW單煤粉燃燒工況進(jìn)行模擬,結(jié)果表明,速度場(chǎng)和溫度場(chǎng)分布合理,切圓形成良好,且爐膛出口參數(shù)誤差均在10%以內(nèi),在工程應(yīng)用允許誤差范圍之內(nèi),模型可以模擬鍋爐運(yùn)行情況。

(2) 摻混污泥后,切圓有增大趨勢(shì),但變化較小,摻混污泥對(duì)速度場(chǎng)影響較小。摻混污泥后混合燃料水分增加,水分蒸發(fā)吸熱使得爐膛火焰最高溫度、整體平均溫度和平均溫度峰值均有所降低,600 MW,510 MW,450 MW工況下平均溫度峰值分別降低了15.5 K,8.2 K,3.1 K。

(3) 摻混污泥后,中上層燃燒器區(qū)域CO和HCN生成量增加,600 MW,510 MW,450 MW工況下中層燃燒器CO分別增加了9.1%,6.6%,8.4%,爐膛還原性氣氛增強(qiáng),爐膛出口NOx排放下降,相比單煤粉燃燒,摻混污泥后出口NOx排放分別降低10.9%,13.1%,8.1%。

綜合爐膛燃燒速度場(chǎng)、溫度場(chǎng)和NOx排放質(zhì)量濃度,實(shí)際運(yùn)行中摻混含水率為40%、質(zhì)量分?jǐn)?shù)為10%的污泥是可行的。