油頁(yè)巖半焦焚燒處理干餾廢水熱態(tài)試驗(yàn)

肖雙全

(大慶油田牡丹江新能源有限責(zé)任公司，黑龍江 牡丹江 157000)

油頁(yè)巖半焦焚燒處理干餾廢水熱態(tài)試驗(yàn)

肖雙全

(大慶油田牡丹江新能源有限責(zé)任公司，黑龍江 牡丹江 157000)

摘要：以油頁(yè)巖干餾半焦作為油頁(yè)巖干餾廢水焚燒處理的輔助燃料，干餾半焦的主要性質(zhì)測(cè)試表明本次試驗(yàn)所采用的樣品著火溫度為358 ℃，燃盡溫度為610.5 ℃，能夠滿足作為焚燒廢水輔助燃料的要求。在一座熱輸入功率為90 KW的鼓泡流化床焚燒試驗(yàn)裝置上進(jìn)行油頁(yè)巖干餾廢水焚燒試驗(yàn)，考察床溫、過(guò)量空氣系數(shù)和一二次風(fēng)比等條件對(duì)燃燒的影響。結(jié)果表明，燃燒效率隨著床溫的升高而升高；隨著過(guò)量空氣系數(shù)的增加，燃燒效率先上升后下降；在過(guò)量空氣系數(shù)不變的情況下，隨著二次風(fēng)比例的增加，燃燒效率呈上升趨勢(shì)；焚燒爐實(shí)際運(yùn)行時(shí)過(guò)量空氣系數(shù)可取1.3左右，一二次風(fēng)比選為80/20，密相區(qū)床溫控制在850 ℃-950 ℃。

關(guān)鍵詞：油頁(yè)巖干餾廢水；鼓泡流化床；焚燒試驗(yàn)；半焦

圖1　鼓泡流化床熱態(tài)焚燒試驗(yàn)系統(tǒng)簡(jiǎn)圖

油頁(yè)巖干餾制取頁(yè)巖油的同時(shí)產(chǎn)生了高濃度有機(jī)干餾廢水。廢水中有機(jī)物和氨氮含量高，且富含對(duì)微生物有抑制能力的芳烴和含氧化合物，難以生化降解[1]。在工業(yè)化運(yùn)行的油頁(yè)巖工藝中，愛(ài)沙尼亞葛洛特工藝采用焚燒法處理廢水[2]。煤化工領(lǐng)域采用焚燒法處理高濃度的工業(yè)廢水，如上海焦化有限公司利用德士古爐焚燒生產(chǎn)過(guò)程中產(chǎn)生的含有油、萘、苯等有機(jī)廢物且難以用一般的生化方法處理的廢水，取得了良好的社會(huì)效益[3]。焚燒法技術(shù)作為一種可行高效的廢水處理方法更適合處理油頁(yè)巖干餾廢水[4]。本文在鼓泡流化床熱態(tài)試驗(yàn)臺(tái)上進(jìn)行了油頁(yè)巖干餾廢水的焚燒試驗(yàn)，開(kāi)展床溫、過(guò)量空氣系數(shù)、一二次風(fēng)比等因素對(duì)輔助燃料半焦燃燒的影響規(guī)律研究，為焚燒爐輔助燃料的選擇提供依據(jù)。

1試驗(yàn)部分

1.1試驗(yàn)裝置介紹

鼓泡流化床熱態(tài)焚燒試驗(yàn)裝置系統(tǒng)簡(jiǎn)圖如圖1所示。流化床焚燒爐本體分風(fēng)室、密相區(qū)、過(guò)渡區(qū)和稀相區(qū)四部分，總高7 m。密相區(qū)高1.16 m，床截面積為(0.23×0.23)m2；過(guò)渡區(qū)高0.2 m；稀相區(qū)總高為5.64 m，截面積為(0.46×0.395)m2。

1.2實(shí)驗(yàn)用干餾廢水和半焦

1.2.1干餾廢水主要性質(zhì)

油頁(yè)巖干餾廢水樣品的主要污染物見(jiàn)表1所示，可見(jiàn)干餾廢水的有機(jī)污染和氨氮污染較為嚴(yán)重[5-6]。干餾廢水CODcr/BOD5的值為3.5。從經(jīng)濟(jì)性角度考慮，廢水中CODcr/BOD5比值超過(guò)2.5時(shí)，不適合采用生物降解法進(jìn)行處理。

表1　油頁(yè)巖干餾廢水的成分及含量

1.2.2輔助燃料主要性質(zhì)

本文所用的輔助燃料為油頁(yè)巖干餾半焦，其性質(zhì)見(jiàn)表2，由表可見(jiàn)干餾半焦熱值較高，可以單獨(dú)燃燒，焦渣無(wú)粘結(jié)性。

表2　油頁(yè)巖半焦特性(收到基)

本文采用法國(guó)SETARAM公司的TGA92型常壓熱重分析儀測(cè)量所用燃料的著火及燃盡溫度，所得的燃燒熱重曲線(TG-DTG)如圖2所示。

圖2 大慶半焦的TG、DTG曲線圖3 TG-DTG法著火溫度定義示意圖

圖2為空氣氣氛下，大慶半焦的TG、DTG曲線。半焦試樣的著火溫度采用TG-DTG法確定，其步驟如圖3所示。在DTG曲線上，過(guò)峰值點(diǎn)A作垂線與TG曲線交于一點(diǎn)B，過(guò)B點(diǎn)作TG曲線的切線，該切線與失重開(kāi)始時(shí)平行線的交點(diǎn)C所對(duì)應(yīng)的溫度定義為著火溫度，半焦樣品的著火溫度為358 ℃。本研究將試樣的燃燒失重占總?cè)紵е氐?9%時(shí)所對(duì)應(yīng)的溫度定義為燃盡溫度，設(shè)定為610.5 ℃。

1.3試驗(yàn)內(nèi)容

本次工況設(shè)計(jì)為：每小時(shí)處理廢水30 L，所需半焦燃料18 kg。過(guò)量空氣系數(shù)范圍1.1-1.5，一二次風(fēng)配比范圍85/15-100/0，Ca/S比控制范圍1.5-2.5。

輔助燃料的燃燒是流化床焚燒爐內(nèi)所發(fā)生的最重要的過(guò)程之一。它涉及到流動(dòng)、傳熱、化學(xué)反應(yīng)及若干相關(guān)的物理化學(xué)現(xiàn)象。燃燒過(guò)程大致可分為揮發(fā)分析出燃燒和焦炭燃燒兩個(gè)階段。氣態(tài)揮發(fā)物主要由H2、CH4、CO、CO2、C2H2、C2H4、C3H6等氣體組成。揮發(fā)分釋放后剩下的焦炭燃燒是氣固非均相反應(yīng)。目前廣泛接受的觀點(diǎn)是在碳粒表面同時(shí)生成CO和CO2，而且CO/CO2比值隨著工況的變化而變化。此時(shí)，床層溫度、過(guò)量空氣系數(shù)、一二次風(fēng)比等參數(shù)都會(huì)對(duì)燃燒效率產(chǎn)生影響。本次研究從可燃?xì)怏w和固態(tài)燃料燃燒兩方面分析以上因素對(duì)廢水流化床的燃燒熱損失影響。

可燃?xì)怏w未完全燃燒熱損失也稱作化學(xué)未完全燃燒熱損失，記為q3。它是指焚燒爐排煙中殘留的可燃?xì)怏w如CO、H2、CH4和CmHn等未放出燃燒熱而造成的熱損失。在本實(shí)驗(yàn)中，H2、CH4和CmHn較少，可忽略不計(jì)，主要以CO作為q3的主要來(lái)源[7]。

固體不完全燃燒熱損失又稱為機(jī)械未完全燃燒熱損失，記為q4。它是指部分固體燃料顆粒在爐內(nèi)未能燃盡就被排出爐外而造成的熱損失。這些未燃盡的顆?？赡茈S底渣從爐膛中排出，或以飛灰形式隨煙氣一起逸出。鑒于本文熱態(tài)試驗(yàn)采用的燃料顆粒較細(xì)，同時(shí)又是在鼓泡流化床裝置中燃燒，因此在計(jì)算q4時(shí)，底渣和飛灰的質(zhì)量份額各取50%。

本文中燃燒效率η定義為：η=100-q4-q3。

2試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1床溫對(duì)燃燒效率的影響

可燃?xì)怏w未完全燃燒熱損失q3隨著床層溫度的變化如圖4所示。由圖可知，隨著流化床床溫的升高，焚燒爐的氣體不完全燃燒熱損失是降低的，因?yàn)樵谙嗤倪^(guò)量空氣系數(shù)和二次風(fēng)比下，溫度升高使CO的氧化反應(yīng)更容易發(fā)生，進(jìn)行的也更徹底。

固體不完全燃燒熱損失q4隨床溫的變化如圖5所示，隨著床層溫度的升高，q4逐漸降低，燃燒效率隨著溫度的升高而升高?？梢酝茰y(cè)，熱態(tài)試驗(yàn)中床溫的升高加快了燃料的燃燒反應(yīng)速度，減少了燃盡時(shí)間，同時(shí)高溫又加強(qiáng)了顆粒破碎的程度，使燃料的比表面積增大，加速了顆粒的燃燒，從而使飛灰和底渣中的含碳量降低，q4降低，燃燒效率升高。上述規(guī)律同浙江大學(xué)方夢(mèng)祥的研究結(jié)果相一致[8]。

圖4 床溫對(duì)q3的影響圖5 床溫對(duì)q4的影響

2.2過(guò)量空氣系數(shù)對(duì)燃燒效率的影響

q3隨著過(guò)量空氣系數(shù)的變化如圖6所示，可見(jiàn)隨著過(guò)量空氣系數(shù)的增加，q3呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢(shì)。這是因?yàn)殡S著過(guò)量空氣系數(shù)的增加，爐內(nèi)氧濃度升高，流化速度逐漸增大，混合效果明顯增強(qiáng)，因而q3降低。但是隨著過(guò)?？諝庀禂?shù)的繼續(xù)升高，CO在爐內(nèi)的停留時(shí)間縮短，同時(shí)床溫也會(huì)有所降低，此時(shí)過(guò)量空氣系數(shù)的增加對(duì)燃燒產(chǎn)生了消極影響，使q3升高[9]。

q4隨過(guò)?？諝庀禂?shù)的變化如圖7所示，隨著過(guò)量空氣系數(shù)的增加，飛灰含碳量呈先降低后升高的趨勢(shì)，而底渣含碳量雖發(fā)生波動(dòng)，但總體變化不大。隨著過(guò)量空氣系數(shù)的增加，爐內(nèi)氧濃度增大，流化風(fēng)速提高，混合效果增強(qiáng)，可降低q4，提高燃燒效率。隨著過(guò)?？諝庀禂?shù)的進(jìn)一步增大，流化風(fēng)速同步增大，密相區(qū)顆粒的夾帶、揚(yáng)析量增大，燃料在爐內(nèi)的總體停留時(shí)間縮短，不利于燃盡，從而降低了燃燒效率。因此，從燃燒效率的角度考慮，焚燒爐運(yùn)行時(shí)存在一個(gè)最佳過(guò)量空氣系數(shù)。從試驗(yàn)結(jié)果看，本文中的最佳過(guò)量空氣系數(shù)應(yīng)在1.2-1.3之間。

2.3一二次風(fēng)比的變化對(duì)燃燒效率的影響

一二次風(fēng)比對(duì)q3的影響如圖8所示。如圖可知，隨著二次風(fēng)比例的增加，q3增大。雖然分級(jí)配風(fēng)可以有效減少燃料型NOx的生成。但是，隨著二次風(fēng)比例的增加，密相區(qū)的還原性氣氛變濃，CO等可燃?xì)怏w的產(chǎn)生量增大，使得燃燒效率下降，q3升高。

q4隨一二次風(fēng)比的變化如圖9所示。隨著二次風(fēng)率的增加，q4減小，燃燒效率呈上升趨勢(shì)。一方面，隨著二次風(fēng)率的增大，在總風(fēng)量不變的情況下，一次風(fēng)量相應(yīng)減小，密相區(qū)流化風(fēng)速減小，揚(yáng)析夾帶量減少，從整體上延長(zhǎng)了燃料顆粒在爐內(nèi)的停留時(shí)間；同時(shí)，二次風(fēng)量的增加加強(qiáng)了懸浮空間的大尺度擾動(dòng)，加速了氧氣的對(duì)流、擴(kuò)散及其與顆粒間的傳質(zhì)過(guò)程，從而改善了燃料顆粒的燃燒條件，促進(jìn)其進(jìn)一步燃盡。另一方面，流化床鍋爐運(yùn)行過(guò)程中，邊壁處顆粒濃度高，中心區(qū)域顆粒濃度低，同時(shí)存在的顆粒返落過(guò)程削弱了二次風(fēng)的射流能力，從而在爐膛中心處形成了“貧氧區(qū)域”[10]，此時(shí)需要提高二次風(fēng)率，增加稀相區(qū)氧濃度，強(qiáng)化細(xì)燃料顆粒的燃燒。由此可見(jiàn)，適當(dāng)增大二次風(fēng)比例對(duì)燃燒是有利的。隨著二次風(fēng)率的增加，q4的降低幅度減緩。這是因?yàn)檫^(guò)高的二次風(fēng)率會(huì)使密相區(qū)燃料顆粒未完全燃燒的程度增大，底渣中的殘?zhí)苛可?，使q4產(chǎn)生了增大的趨勢(shì)，燃燒效率增長(zhǎng)幅度減緩。

圖8 一二次風(fēng)比對(duì)q3的影響圖9 一二次風(fēng)比對(duì)q4的影響

3結(jié)論

本文在鼓泡流化床熱態(tài)試驗(yàn)裝置上進(jìn)行了油頁(yè)巖干餾廢水的焚燒試驗(yàn)，研究了床溫、過(guò)量空氣系數(shù)、一二次風(fēng)比等因素對(duì)輔助燃料燃燒特性的影響規(guī)律，并得出以下結(jié)論：

(1)干餾半焦樣品著火溫度為358 ℃，燃盡溫度為610.5 ℃，熱值較高，能夠滿足作為焚燒廢水輔助燃料的要求；

(2)由于氧化反應(yīng)速度加快，流化床焚燒裝置的q4和q3隨著床層溫度的升高而降低，燃燒效率隨著溫度的升高而升高；

(3)隨著過(guò)量空氣系數(shù)的增加，q4和q3呈先減小后增大的趨勢(shì)，燃燒效率先上升后下降；

(4)在過(guò)量空氣系數(shù)不變的情況下，隨著二次風(fēng)比例的增加，顆粒在爐內(nèi)的停留時(shí)間延長(zhǎng)，擾動(dòng)增強(qiáng)，密相區(qū)還原性氣氛濃，從而使q4減小，q3增大，燃燒效率呈上升趨勢(shì)；

(5)焚燒爐實(shí)際運(yùn)行時(shí)過(guò)量空氣系數(shù)可取1.3左右，一二次風(fēng)比選為80/20，密相區(qū)床溫控制在850 ℃-950 ℃。

參考文獻(xiàn)

[1]高健.油頁(yè)巖干餾污水處理工藝及方法簡(jiǎn)介[J].沈陽(yáng)化學(xué)化工學(xué)報(bào)，2003，17(3)：236-239.

[2]錢(qián)家麟，尹亮.油頁(yè)巖：石油的補(bǔ)充能源[M].中國(guó)石化出版社，2008：358-373.

[3]李耀東.廢水焚燒對(duì)德士古氣化成本影響及解決辦法.化學(xué)工業(yè)，2007，34(2)：51-53.

[4]Saxena SC，Jotshi CK.Management and Combustion of Hazardous wastes[J].Prog.Energy Combust.Sci，1996 (22)：401-425.

[5]柏靜儒，許偉，潘朔，等.油頁(yè)巖干餾工藝積碳特性正交分析[J].東北電力大學(xué)報(bào)，2015，35(5):46-50.

[6]柏靜儒，韓冰，李夢(mèng)迪，等.黑龍江雞西油頁(yè)巖綜合利用過(guò)程能效分析[J].東北電力大學(xué)學(xué)報(bào)，2015,35(4)：56-61.

[7]范從振.鍋爐原理[M].北京：中國(guó)電力出版社，1986.

[8]方夢(mèng)祥，張鋒，程樂(lè)鳴，等.無(wú)煙煤CFB鍋爐燃盡特性的試驗(yàn)研究[J].熱電技術(shù)，2006，89(1)：1-5.

[9]新井紀(jì)男.燃燒生成物的發(fā)生與抑制[M].北京：科學(xué)出版社，2001：68-69.

[10] Zhang W N，Johnsson F，Leckner B.Fluid-dynamic Boundary Layers in CFB Boilers[J].Chemical Engineering Science，1995，50(2)：201-210.

Experimental Study on the Combustion of Semicoke for the Incineration of dry Distillation Wastewater of Oil Shales

XIAO Shuang-quan

(Daqing Oilfield MuDanjiang New Energy Company Ltd.，MuDanjiang Heilongjiang 157032)

Abstract：This paper focus on the combustion of auxiliary fuels for the incineration of retorting wastewater of oil shales.The ignition temperature of semicokes used is 358℃.Its burnout temperature is 610.5℃.Then an experiment was carried out in a bubbling fluidized bed facility with efficiency of 90 Kw to study the effects of bed temperature，excess air coefficient and ratio of primary and secondary air on the incomplete combustion heat loss.The results show that the combustion efficiency of fuels increases with bed temperature and increases first and decreases with excess air coefficient；In the premise of constant excess air coefficient，the increasing of secondary air ratio leads to an increase of combustion efficiency；The optimistic excess air ratio is 1.3 and the ratio of primary and secondary air ratio is 80/20.The bed temperature should be controlled within the range of 850℃ to 950℃.

Key words：Distillation wastewater of oil shale；Bubbling fluidized bed；Experiment of incineration；Semicoke

收稿日期：2016-04-12

基金項(xiàng)目：國(guó)家科技重大專項(xiàng)(2008ZX05055)

作者簡(jiǎn)介：肖雙全(1975-)，男，黑龍江省牡丹江市人，大慶油田牡丹江新能源有限責(zé)任公司工程師，碩士，主要研究方向：油巖漿巖的干餾利用.

文章編號(hào)：1005-2992(2016)03-0021-05

中圖分類號(hào)：TE349

文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A