循環(huán)流化床燃煤鍋爐摻燒造紙污泥的運行特性分析

盛洪產(chǎn)，何國賓，金孝祥，樓 軍，劉道銀，馬吉亮，唐 智，陳曉平

（1.浙江富春江環(huán)保熱電股份有限公司，富陽311418；2.東南大學(xué) 能源與環(huán)境學(xué)院，能源熱轉(zhuǎn)換及其過程測控教育部重點實驗室，南京210096）

隨著造紙產(chǎn)業(yè)的發(fā)展，造紙污泥的合理處理是一個迫切需要解決的問題.由于焚燒法能最大限度實現(xiàn)污泥的減量化、資源化和穩(wěn)定化處理，因而日益受到重視，被認(rèn)為是最實用的污泥處理技術(shù)之一［1-3］.

典型污泥焚燒爐的爐型有回轉(zhuǎn)窯焚燒爐、多膛焚燒爐和流化床焚燒爐等.與前2種爐型相比，流化床焚燒爐具有傳熱傳質(zhì)效率高、熱容量大、體積小且易于高效控制NOx和SO2的排放等優(yōu)點.因此，流化床焚燒爐在國內(nèi)外污泥焚燒工程中得到了日益廣泛的應(yīng)用.

針對流化床污泥焚燒技術(shù)，國內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了大量的研究，其中主要以污泥燃燒特性為研究重點.Vesilind［4］通過熱重試驗指出，當(dāng)溫度超過400 ℃后，污泥的燃燒剩余物不存在任何熱值.Koch［5］指出污泥中的可燃碳主要以揮發(fā)分形式存在.Ogada等［6］指出污泥燃燒時的揮發(fā)過程與水分蒸發(fā)過程同步進(jìn)行，燃燒過程主要以揮發(fā)分燃燒為主，燃燒效率較高.姬鵬［7］通過熱重分析發(fā)現(xiàn)污泥是一種以揮發(fā)分為主的高灰分、低熱值燃料.鄒道安等［8］發(fā)現(xiàn)污泥燃燒在650 ℃左右已基本完成.

隨著流化床污泥焚燒技術(shù)的廣泛應(yīng)用，研究重點逐漸轉(zhuǎn)移到焚燒爐的運行特性.肖漢敏等［9］發(fā)現(xiàn)隨著污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)的增大，煤和污泥混合物的著火溫度明顯降低.張寧生［10］的研究表明，當(dāng)污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)小于6%時，鍋爐運行的穩(wěn)定性和安全性不會受到明顯影響.吳越等［11］基于熱態(tài)試驗指出，增大污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)會使鍋爐熱效率降低、減溫幅度增大、煤耗量和電耗量大幅增大.張翠玲等［12］對污泥和煤混燒發(fā)電系統(tǒng)進(jìn)行分析和優(yōu)化，優(yōu)化后系統(tǒng)的發(fā)電量增大了17.4%.綜上，污泥和煤混燒發(fā)電是處理污泥的一種有效途徑.

筆者對浙江富春江環(huán)保熱電股份有限公司的一臺130t／h循環(huán)流化床燃煤鍋爐摻燒造紙污泥的運行特性進(jìn)行了理論研究，運用鍋爐熱力平衡計算和煙風(fēng)阻力計算方法分析了污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)對焚燒爐主要運行參數(shù)（如鍋爐熱效率、爐膛出口煙氣溫度、燃料消耗量和灰量、空氣流速和煙氣流速、煙風(fēng)阻力和減溫水量等）的影響，為循環(huán)流化床燃煤鍋爐摻燒造紙污泥的運行優(yōu)化提供理論依據(jù).

1 熱力計算依據(jù)

1.1 循環(huán)流化床鍋爐結(jié)構(gòu)及設(shè)計參數(shù)

圖1為130t／h循環(huán)流化床鍋爐的主體結(jié)構(gòu)示意圖.該鍋爐主體由爐膛、轉(zhuǎn)向室、旋風(fēng)分離器、高溫過熱器、低溫過熱器、省煤器、上級空氣預(yù)熱器和下級空氣預(yù)熱器組成.該鍋爐的設(shè)計參數(shù)見表1.

1.2 入爐污泥和煤的工業(yè)分析和元素分析

圖1 130t／h循環(huán)流化床鍋爐示意圖Fig.1 Schematic diagram of the 130t／h CFB boiler

表1 130t／h 循環(huán)流化床鍋爐的設(shè)計參數(shù)Tab.1 Design parameters of the 130t／h CFB boiler

污泥來源不同，其成分也不同.以造紙行業(yè)產(chǎn)生的污泥為研究對象，污泥的初始含水率為80%，經(jīng)干化至含水率為43.10%后，送入循環(huán)流化床鍋爐與煤進(jìn)行混燒.干化污泥和煤的工業(yè)分析和元素分析見表2.

表2 干化污泥和煤的工業(yè)分析和元素分析Tab.2 Proximate and ultimate analysis of dried sludge and coal

1.3 鍋爐熱量平衡分析

污泥和煤的熱量通過燃燒的方式釋放出來，然后轉(zhuǎn)化為煙氣的熱能，通過輻射和對流等傳熱方式加熱工質(zhì)，最后排到大氣中，主要的能量傳遞過程如圖2所示.

圖2 鍋爐熱量平衡示意圖Fig.2 Heat balance diagram of the boiler

鍋爐的熱量平衡方程為

式中：Qn、Qm和Qwr分別為污泥、煤和入爐空氣帶入爐內(nèi)的熱量，kJ／kg；Q1為工質(zhì)吸熱量，kJ／kg；Q2為排煙熱損失，kJ／kg；Q3為氣體不完全燃燒熱損失，kJ／kg；Q4為機械不完全燃燒熱損失和化學(xué)不完全燃燒熱損失，kJ／kg；Q5為散熱損失，kJ／kg；Q6為灰渣物理熱損失，kJ／kg.

2 計算方法

對鍋爐進(jìn)行熱力平衡計算時，首先按照物質(zhì)平衡原則，根據(jù)化學(xué)反應(yīng)方程式計算出理論空氣量、理論煙氣量和燃料消耗量等參數(shù).然后初始化煙氣焓溫表和煙氣在各個受熱面的流量等相關(guān)參數(shù)，依次對爐膛、轉(zhuǎn)向室、高溫過熱器、低溫過熱器、省煤器、上級空氣預(yù)熱器和下級空氣預(yù)熱器等受熱面及減溫水量進(jìn)行熱量平衡計算，保證每一部分輸入和輸出熱量的相對誤差小于2%.最后檢查鍋爐總體輸入和輸出熱量的相對誤差是否小于0.5%.若相對誤差大于0.5%，則需重新進(jìn)行參數(shù)選取和熱力平衡計算，詳細(xì)計算過程見文獻(xiàn)［13］.鍋爐煙風(fēng)阻力計算以熱力平衡計算為基礎(chǔ)，輸入?yún)?shù)包括鍋爐各受熱面的空氣流速、煙氣流速、空氣溫度、煙氣溫度和相關(guān)結(jié)構(gòu)參數(shù)，具體計算過程見文獻(xiàn)［14］.

針對實際燃用煤種，采用鍋爐熱力平衡計算方法對摻燒污泥進(jìn)行熱力計算.熱力計算的6個工況見表3，其中污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)（折算為含水率80%的污泥）為0～80%.需要指出的是，各個計算工況按名義燃料摻燒比即污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)指定，名義燃料摻燒比為濕污泥（80%含水率）與熱值為25 080 kJ／kg的煤的質(zhì)量比，而實際入爐燃料摻燒比為干化污泥與實際燃用煤的質(zhì)量之比，以下分析采用污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù).

在各計算工況中，蒸發(fā)量均為130t／h，蒸汽壓力為5.4MPa，蒸汽溫度為485℃.計算過程中假設(shè)污泥燃盡程度與入爐煤完全一致，飛灰份額取0.7，飛灰和排渣的含碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別為6%和1.4%.

表3 熱力計算的工況Tab.3 Cases for the thermodynamic calculation

3 計算結(jié)果及分析

3.1 循環(huán)流化床鍋爐的熱力計算結(jié)果及分析

圖3～圖8分別給出了污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)對鍋爐熱效率、排煙溫度、爐膛出口煙氣溫度、燃料消耗量、空氣流速和煙氣流速及減溫水量的影響.

圖3 污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)對鍋爐熱效率的影響Fig.3 Effect of sludge proportion on boiler thermal efficiency

圖4 污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)對排煙溫度的影響Fig.4 Effect of sludge proportion on exhaust gas temperature

由圖3可知，隨著污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)的增大，鍋爐熱效率逐漸降低，且降低梯度變大.當(dāng)摻燒濕污泥質(zhì)量分?jǐn)?shù)由0增大到60%時，鍋爐熱效率由93%降低為91.5%，降低了1.5%；當(dāng)污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)由60%增大到80%時，鍋爐熱效率由91.5%降低為89%，約降低2.5%.

由圖4可知，排煙溫度隨污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)的增大而升高，當(dāng)污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)增大到60%以上時，排煙溫度的升高幅度明顯變大.污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)增大導(dǎo)致鍋爐熱效率下降的主要原因在于排煙溫度升高和煙氣量增加而造成排煙熱損失增大.

圖5 污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)對爐膛出口煙氣溫度的影響Fig.5 Effect of sludge proportion on furnace exit gas temperature

圖6 污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)對實際燃料消耗量的影響Fig.6 Effect of sludge proportion on fuel consumption

由圖5可知，隨著污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)的增大，爐膛出口煙氣溫度逐漸降低，且降低幅度逐漸變大.當(dāng)污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)由0增大到60%時，爐膛出口煙氣溫度由894 ℃降為875 ℃，下降了約20K；然而當(dāng)污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)由60%增大到80%時，爐膛出口煙氣溫度由875 ℃降為850 ℃，下降了約25K.當(dāng)循環(huán)流化床鍋爐燃用低揮發(fā)分的無煙煤或貧煤時，為確保燃燒效率，爐膛溫度不宜低于880 ℃，此時污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)宜控制在60%以內(nèi).如果污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)必須達(dá)到80%，則應(yīng)進(jìn)一步降低入爐污泥的水分以提高其熱值或選用揮發(fā)分較高的煙煤作為循環(huán)流化床鍋爐燃料.

由圖6可知，隨著污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)的增大，入爐干化污泥量增加，且增加幅度逐漸變大，當(dāng)污泥摻燒，質(zhì)量分?jǐn)?shù)達(dá)到80%時，干化污泥量已超過入爐煤量.另外，隨著污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)的增大，入爐煤量有所減少，當(dāng)污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)由0增大到80%時，入爐煤量由17 511kg／h減小為16 560kg／h，減小了951kg／h.根據(jù)濕污泥量和節(jié)省的入爐煤量，可以估算摻燒污泥的經(jīng)濟(jì)效益.

與燃料消耗量隨污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)的變化規(guī)律對應(yīng)，隨著污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)的增大，煙氣量逐漸增加，煙氣流速增大.以下級空氣預(yù)熱器為例，隨著污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)的增大，煙氣流速和空氣流速均增大（見圖7）.當(dāng)摻燒濕污泥質(zhì)量分?jǐn)?shù)由0 增大到80%時，煙氣流速由5m／s增大為7m／s，空氣流速由13m／s增大為15m／s.對流受熱面煙氣流速的選擇既與受熱面的傳熱強度有關(guān)，又與煙氣側(cè)流阻和受熱面的磨損積灰有關(guān).提高煙氣流速會加強傳熱，減少受熱面積，從而節(jié)省鋼材，但卻會增大流阻，加劇受熱面的磨損.研究表明，管子磨損量與煙氣流速的3.1～3.5次方成正比.因此，煙氣流速增大后需要密切關(guān)注對流受熱面的磨損問題.空氣流速和煙氣流速均增大，煙風(fēng)系統(tǒng)的阻力也會增大.為此，筆者對循環(huán)流化床鍋爐系統(tǒng)的煙風(fēng)阻力進(jìn)行了計算.

圖7 污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)對下級空氣預(yù)熱器煙氣流速和空氣流速的影響Fig.7 Effect of sludge proportion on flue gas／air velocity in the following air preheater

由圖8可知，隨著污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)的增大，減溫水量增加，且增加梯度逐漸變大.當(dāng)污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)由0增大到80%時，減溫水量由4t／h增加為11t／h，增加了近2倍.因此必須對循環(huán)流化床鍋爐噴水減溫系統(tǒng)的負(fù)荷進(jìn)行核算.

圖8 污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)對減溫水量的影響Fig.8 Effect of sludge proportion on mass flow rate of attempering water

3.2 循環(huán)流化床鍋爐系統(tǒng)煙風(fēng)阻力的計算結(jié)果及分析

圖9～圖11分別給出了污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)對焚燒爐一次風(fēng)空氣側(cè)阻力、二次風(fēng)空氣側(cè)阻力和煙氣側(cè)阻力的影響.隨著污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)的增大，3種阻力的變化趨勢相似.

圖9 污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)對一次風(fēng)空氣側(cè)阻力的影響Fig.9 Effect of sludge proportion on primary air resistance

圖10 污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)對二次風(fēng)空氣側(cè)阻力的影響Fig.10 Effect of sludge proportion on secondary air resistance

圖11 污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)對煙氣側(cè)阻力的影響Fig.11 Effect of sludge proportion on flue gas resistance

由圖9可知，隨著污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)的增大，一次風(fēng)空氣側(cè)阻力增大，且增加梯度逐漸變大.以實際燃用煤為例，當(dāng)污泥摻撓質(zhì)量分?jǐn)?shù)由0增大至60%時，一次風(fēng)空氣側(cè)阻力由14 267.3 Pa 增大至14 449.3Pa，增大了182Pa；當(dāng)污泥摻撓質(zhì)量分?jǐn)?shù)由60% 增大至80% 時，一次風(fēng)空氣側(cè)阻力由14 449.3Pa增大至14 696.4Pa，增大了247.1Pa.

由圖10可知，隨著污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)的增大，二次風(fēng)空氣側(cè)阻力增大，且增加梯度逐漸變大.以實際燃用煤為例，當(dāng)污泥摻撓質(zhì)量分?jǐn)?shù)由0 增大至60%時，二次風(fēng)空氣側(cè)阻力由2 453.2Pa增大至2 624.5Pa，增大了171.3Pa；當(dāng)污泥摻撓質(zhì)量分?jǐn)?shù)由60% 增大至80% 時，二次風(fēng)空氣側(cè)阻力由2 624.5Pa增大至2 977.2Pa，增大了352.7Pa.

由圖11可知，循環(huán)流化床鍋爐煙氣側(cè)阻力隨污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)的增大而增大，在污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)超過60%以后，煙氣側(cè)阻力增加梯度明顯變大，與一次風(fēng)空氣側(cè)阻力和二次風(fēng)空氣側(cè)阻力的變化規(guī)律相似.

綜上所述，當(dāng)污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)由0 增大至80%時，一次風(fēng)空氣側(cè)阻力、二次風(fēng)空氣側(cè)阻力和煙氣側(cè)阻力的增大率分別為3%、21.4%和17.8%，變化幅度均較大.當(dāng)污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)超過60%時，3種阻力明顯增大，這對一次風(fēng)機、二次風(fēng)機和引風(fēng)機的改造提出了相應(yīng)的要求.對該鍋爐的相關(guān)設(shè)備進(jìn)行校核計算，并提出了改造方案：

（1）增大噴水減溫系統(tǒng)的設(shè)計負(fù)荷.

（2）鍋爐燃用低揮發(fā)分的無煙煤或貧煤時，污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)應(yīng)控制在60%以內(nèi).

（3）針對飛灰量和飛灰質(zhì)量濃度的增加，應(yīng)提高吹灰頻率，減輕對流受熱面積灰，并密切關(guān)注受熱面磨損問題.

（4）增加入爐干化污泥破碎系統(tǒng)，以提高干化污泥燃盡程度.

在摻燒污泥前，對該循環(huán)流化床鍋爐尾部煙氣處理采用半干法脫硫和布袋除塵.在摻燒造紙污泥后，為了控制重金屬和二噁英的排放，尾部煙氣處理增加了活性炭吸附系統(tǒng).

4 結(jié) 論

（1）當(dāng)污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)由0增大至80%時，爐膛出口煙氣溫度降低約45K，排煙溫度升高約10 K，鍋爐熱效率降低約4%.

（2）隨著污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)的增加，入爐干化污泥量大幅增加，而入爐煤量略有減??；煙氣量和灰量增加，尤其是灰量顯著增加，過熱器的減溫水量也顯著增加.

（3）隨著污泥摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)的增大，一次風(fēng)空氣側(cè)阻力、二次風(fēng)空氣側(cè)阻力和煙氣側(cè)阻力均增大，且增加梯度逐漸變大.

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