隨著經濟的快速發展，污泥產生量逐年增加，但環保標準日益提高，開發并完善符合“四化”要求（無害化、穩定化、減量化和資源化）的市政污泥處理技術是解決“重水輕泥”問題的關鍵。采用熱水解+厭氧消化工藝處理污泥，可殺滅污泥中的病原菌，并將生物質轉化為沼氣，實現污泥的無害化、穩定化、減量化和資源化處置，已成為目前常用的處置技術之一，并得到了相關政策的鼓勵。我國市政污泥存在有機質含量低、含砂量高等問題，而熱水解+厭氧消化工藝存在耗熱量大、影響因素多和設計準確性不夠等問題，容易出現工藝熱能無法自持平衡的情況。筆者以實際工程為基礎，分析了污泥泥質的變化趨勢和熱能利用與分布情況，總結了工程熱能特性與供熱環節中存在的問題，明確了工藝的熱能平衡點，并提出了供熱控制與維護優化的建議。
1、工程概況
1.1 工藝流程及運行參數
某市政污泥集中處置工程設計處理污水廠剩余污泥及餐廚垃圾，采用的主體工藝為熱水解+高溫厭氧消化+板框脫水+帶式干化，工藝流程如圖1所示。該工程于2014年年初啟動調試，同年10月厭氧罐全部投入運行。因餐廚垃圾一直未進入，因此該工程在未摻混餐廚垃圾的情況下已連續運行約8年。
該工程的處理規模為500t/d（含固率為22.4%，VSS為53%），其中生活污水處理廠剩余污泥量為434t/d（含固率為20%），餐廚垃圾為66t/d（含固率為40%）。厭氧消化產生的沼氣用于鍋爐及污泥干化。鍋爐產生的蒸汽用于熱水解系統、厭氧消化保溫及辦公樓冬季供暖，污泥干化則利用沼氣燃燒產生的高溫煙氣對經板框脫水的污泥進行深度干化處理。各工藝段設計及實際運行參數見表1。
1.2 分析項目及方法
污泥含固率采用《城鎮污水處理廠污泥泥質》（GB24188—2009）進行測定，有機質含量采用《城鎮污水處理廠污染物排放標準》（GB18918—2002）進行測定，鍋爐灰的灰分采用《煤的工業分析方法》（GB/T212—2008）進行測定，鍋爐積灰中的硅元素采用《鉛精礦化學分析方法第14部分：二氧化硅含量的測定鉬藍分光光度法》（GB/T8152.14—2019）進行測定。
2、結果與討論
2.1 進泥泥質
工程實際進泥為污水處理廠經脫水后的剩余污泥，各月的日均進泥量和泥質情況如圖2所示。可知，工程的進泥量全年基本穩定，進泥含固率呈先升高后降低的趨勢，月度最高值與最低值分別出現在8月與1月；污泥有機質含量呈現先穩定再降低最后升高的趨勢，月度極大值與極小值分別出現在3月與8月。全年含固率極大值與有機質含量極小值同時出現在8月，造成上述情況的原因是生活污水處理廠進水水質受季節性降雨的影響，導致污泥有機質含量波動，進而造成脫水后污泥的含固率變化。整體泥質情況與王磊及陳思思等結論相似。
2.2 工程熱能消耗分布分析
工程熱能消耗單元包括熱水解、污泥干化、汽水換熱器及鍋爐除氧器4個部分。年內各單元不同月份熱能消耗占比表明，各單元不同月份熱能消耗占比基本穩定，其中熱水解單元各月份的占比最高，達到48.43%~60.09%；其次是污泥干化，為34.39%~39.55%；汽水換熱器的占比較小，為1.52%~9.09%，受不同時段氣溫及厭氧消化罐保溫作用的影響，其呈現夏季占比小、冬季占比大的季節性波動；鍋爐除氧器的占比最低，僅為1.54%~3.23%。
2.3 整體熱能平衡性分析
為保證工程正常運行，以鄰近填埋場的填埋氣發電余熱鍋爐作為安全補充熱源。以當月沼氣耗量為基礎，結合當月沼氣鍋爐蒸汽的沼氣耗量換算補充蒸汽量，在有補充蒸汽工況和折算熱能（無補充蒸汽）工況下，工程全年熱能產耗盈虧情況見圖3。
由圖3可知，在無補充蒸汽工況下，工程熱能無法使用自持。為確保工程運行熱能平衡，扣除汽水換熱器（非必需）能耗，在進泥有機質含量為46.16%時，1t干污泥（DS）可產生沼氣約為201m³，生產耗氣量為220m³，需補充沼氣約為19m³；當進泥有機質含量為40%~45%時，工程可產生的沼氣約為147~182m³/t，生產耗氣量為191~214m³/t，需補充沼氣約為25~49m³/t；當進泥有機質含量為30%~40%時，工程可產生的沼氣約為89~131m³/t，生產耗氣量為187~234m³/t，需補充沼氣約為55~92m³/t。綜合污泥泥質全年的變化情況，建議后續工程在剩余污泥進行單獨消化時，充分分析擬接收污泥有機質含量的變化，在設計階段提前規劃潛在補充熱能來源或根據項目地點建立多項目間的協同供熱機制，以保障工程熱能平衡。
2.4 核心熱能模擬消耗分析
因部分類似污泥處理工程未設置干化單元，同時將厭氧系統的保溫熱能與熱水解降溫熱能進行綜合利用。為模擬類似工程工況，以無補充蒸汽熱源為前提，對同時去除本工程污泥干化與汽水換熱器熱能消耗的工況進行模擬熱能平衡分析。當熱能消耗僅為熱水解及鍋爐補水除氧單元時，工程月度熱能模擬消耗情況如圖4所示�？芍M工況下存在兩個熱能平衡點。5月—6月，當進泥有機質含量在33.14%~33.43%之間時，熱能已實現結余；12月，當進泥有機質含量達到36.88%時，熱能實現基本平衡。推測出現該情況的原因為，5月—6月的環境氣溫較高，而12月較低，熱水解單元向外散熱損失受外界氣溫影響差異較大。
相較包含干化的工況，模擬工況中熱能平衡所需的污泥有機質含量已可由實際污泥泥質滿足，建議后續類似聯合處理工程應著重保障餐廚垃圾的收運工作。當剩余污泥需單獨處理時，建議強化對厭氧消化后泥水混合物的化學調理，以期進一步降低脫水污泥的含水率。
2.5 熱水解能耗特性分析
設計兩套熱水解系統并聯運行，加熱方式為蒸汽直通，由兩臺設計蒸發量為5t/h的鍋爐負責提供所需蒸汽。熱水解運行參數設定加熱時長為15min，單線和雙線兩種運行工況下，加熱過程中蒸汽耗量情況見圖5。系統中蒸汽耗量以15min為1個周期，兩種工況下1個周期內蒸汽耗量均存在快速陡升與緩慢下降的過程，初始蒸汽耗量遠超出單臺或兩臺鍋爐的設計蒸發量。分析造成該現象的原因，熱水解蒸汽加熱方式為直通加熱，起始加熱階段罐內為常溫常壓，加熱閥門開啟后蒸汽快速進入罐內。隨著熱水解溫度升高，罐內壓力上升，受背壓升高的影響，蒸汽流量緩慢下降。上述現象導致在雙線并聯運行時，加熱階段鍋爐汽包壓力快速下降，同時出現假高水位。在單沖量鍋爐補水調節下，若人工干預不及時，極易出現假高水位后的真低水位報警聯鎖停爐。同時，蒸汽耗量反復大幅超出鍋爐設計的蒸發量易出現因汽化不均而引起的鍋爐受熱面溫度分布不均，進而導致波紋爐膽變形。
因該類加熱方式在短時間內引起蒸汽耗量的極大波動，鍋爐火力與單沖量補水自動調節系統無法及時響應，必須人工提前對鍋爐火力及補水流量進行多次干預，不僅存在較大安全隱患，且不利于整體系統的穩定運行。后續工程可考慮采用錯時錯峰的運行方式來避免蒸汽耗量的同時疊加，緩解鍋爐短時間的高低負載波動。同時，建議將鍋爐補水控制改為三沖量調節，以優化假高水位時鍋爐補水控制，緩解汽包水位的大幅變化。
2.6 鍋爐運行特性分析
2.6.1 鍋爐積灰影響分析
設計兩臺蒸發量為5t/h的三回程火管鍋爐，分別于1月初和6月底進行清灰作業。以1月沼氣中甲烷濃度為基準，換算鍋爐全年各月噸蒸汽燃料單耗，結果如圖6所示。可知，鍋爐在使用厭氧沼氣作為燃料時，運行6個月后燃料單耗上漲約8.4%，對沼氣耗量的影響顯著，但可通過定期清除爐膛及火管積灰的方式予以消除。
為進一步確定積灰成分，對鍋爐積灰進行取樣分析。積灰為灰白色粉，積灰溶水后pH為1.82，呈強酸性，成分含量（以質量分數計）：灰分為78.9%、硅為27.25%、硫酸鹽為0.11%、總鐵為0.69%、總硫為0.95%。推測積灰中的灰分來自空氣，硅來自厭氧消化產生的沼氣。因其中含有少量硫與鐵元素，說明受熱面存在一定酸腐蝕現象。
鍋爐受熱面積灰使其在短期內熱效率降低，排煙溫度與噸蒸汽燃料單耗明顯上升。同時，因積灰水溶后pH呈強酸性，鍋爐尾部煙道低溫受熱面（如煙氣換熱器）易出現酸露點腐蝕問題。建議類似工程定期檢查低溫受熱面腐蝕情況，鍋爐清灰作業時段宜避開濕度較高的季節，以防因積灰回潮導致受熱面整體腐蝕。
2.6.2 鍋爐負荷分析
鍋爐負荷取決于燃燒器功率。受空氣灰分及燃料氣特性影響，燃燒器穩焰盤極易積灰。穩焰盤積灰后，火焰在旋流燃燒的情況下容易因內部氣場變化而產生脫盤熄火。因沼氣成分中甲烷含量低于天然氣，在以沼氣為燃料氣時，相同燃料流量下熱值偏低且火焰長度明顯大于天然氣，導致鍋爐實際最大穩定蒸發量為4.1t/h。因此。在后續類似工程設計中，鍋爐設計負荷除應考慮整體蒸汽耗量外，仍需進一步考慮生產負荷的變化，并適當預留部分蒸發量，以避免因瞬時負載變化及燃料特性差異導致實際鍋爐負荷小于設計或運行要求值的問題。
3、結論
①污泥的有機質含量呈夏季低、冬季高的規律性變化。
②采用熱水解+高溫厭氧消化+板框脫水+帶式干化工藝處理市政污泥時，在不考慮厭氧罐二次保溫的情況下，當進泥有機質含量為30%~46.16%時，處理1t干污泥需補充的沼氣量約為19~92m³，工程可實現熱能平衡。
③采用熱水解+高溫厭氧消化+板框工藝處理污泥時，在不考慮厭氧罐二次保溫和行政辦公取暖的情況下，當進泥有機質含量高于36.88%時，工程可實現熱能平衡。
④熱水解蒸汽負載特性對鍋爐蒸發量的影響極大，宜采用錯峰錯時方式降低鍋爐負荷，并考慮三沖量進水調控模式進行鍋爐補水調節。
⑤空氣灰塵及厭氧沼氣中硅含量是鍋爐熱效率的關鍵限制因素，受熱面清灰周期不宜高于6個月。負載端的變化特性及燃料燃燒特性是影響沼氣鍋爐穩定運行的重要因素，在進行設計時應予以充分考慮并適當提高鍋爐余量。（來源：湖南軍信環保股份有限公司）
