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行业知识

低氮生物质颗粒燃烧机改造及应注意的问题

低氮生物质颗粒燃烧机改造及应注意的问题

    摘要:介绍了对锅炉进行低氮生物质颗粒燃烧机改造的设计思想、燃烧调试过程及运行中发生的问题,提出了今后低氮生物质颗粒燃烧机改造中应改进的方向。实践表明:分级送风技术可以抑制NO,的生成,但主燃烧区过量空气系数的降低也会影响锅炉热效率,两者必须综合平衡地考虑。

    远几年国家颁布了新的环保标准,对电站锅炉的NO,排放指标更加严格。为此桐乡濮院协鑫环保热电有限公司对90 t/h煤粉锅炉进行了低氮生物质颗粒燃烧机改造,收到了良好的效果。

1  锅炉概况

    锅炉为SG-9 015.3-M499型次高压、单锅筒、自然循环汽包炉;设计煤种为烟煤;制粉系统为中间仓储式、热风送粉、正四角直流式生物质颗粒燃烧机。

    原燃烧方式为正四角切向燃烧,燃用烟煤。采用二层一次风集中布置,热风送粉,喷口布置自上而下顺序为三、二、二、一、一、二。生物质颗粒燃烧机法兰中心标高为8 655 mm。下排二次风布置了油枪,作为点火及低负荷稳燃和冲管用。在燃用设计燃料时,50%以上负荷可不投油稳燃。

    生物质颗粒燃烧机设计参数:一次风温159℃,一次风率25%;二次风温约295℃,二次风率55%;三次风温60℃,三次风率20%。

    原锅炉烟气排放的NO,质量浓度为780~820 mglm:3,同时存在炉内结焦现象。为了降低改造投资,主要进行低氮生物质颗粒燃烧机改造。

2  低氮生物质颗粒燃烧机改造方案

    NO,主要有燃料型、热力型及快速型三种‘1]:燃料型Nn生成量约占60%~80%,是低Nn生物质颗粒燃烧机控制的主要对象;其次是热力型NO,,主要由于炉内局部高温造成,其生成量约占10%~15%,应采用适当措施加以控制;而快速型NO,生成量很少。在锅炉燃烧中采取的控制措施主要降低燃料型及热力型的NO。生成。

Z 1结构与布置

    90 t/h锅炉采用低NO,生物质颗粒燃烧机,生物质颗粒燃烧机的喷口重新进行布置,自上而下的顺序为二、二、三、二、一、二、一、二;新命名为F层、E层、D层、C屡、B层、AB层、A层、Y层。生物质颗粒燃烧机法兰中心标高为8 655 mm。下排二次风口内布置了油枪。

22燃烧区域分类

    采用分级燃烧方法,将炉膛自下而上的分成三个燃烧区域,分别为主燃烧区、再燃区和燃尽区。

2.2.1主燃烧区

低热值生物质气生物质燃烧机的影响因素及优化的数值模拟

摘要:对3种低热值生物质气生物质燃烧机进行了全尺寸的三维燃烧数值模拟,比较了热态下不同燃烧器出口的流动和燃烧特性。结果表明:部分预混生物质燃烧机射流刚性好,中心回流区逆向速度最大,主流直径最小,燃烧温度最高,且高温区域分布广。进一步研究了喷口型式对部分预混生物质燃烧机燃烧效率的影响,得出了该生物质燃烧机的最佳喷口形式。

    本文所研究的3种生物质燃烧机为工业实际装置,以煤矿井下抽放生物质气[11为燃料。该生物质气经SC-2000气相色谱仪分析,其所含主要可燃成分是CH4,体积分数在30%~32%之间;其余是N2和C02等不可燃气体。生物质气低位热值约为11000 kJ /ri3。决定混合气体燃烧特性的主要因素是可燃气体浓度,利用CH4体积比为30%的混合气体对上述生物质燃烧机进行研究是可行的。

    生物质燃烧机按照燃烧方式可分为完全预混式燃烧器、部分预混式生物质燃烧机和扩散式生物质燃烧机。其内部是复杂的三维流场,物理模型实验研究受实验条件的限制,无法对生物质燃烧机的燃烧状况及流场得到全面的了解。随着湍流流动和燃烧模型的不断完善以及计算机技术的飞速发展,数值模拟逐渐成为研究燃烧器的燃烧、流动等问题的常用方法。本文建立燃烧器完整真实的三维几何结构,对3种生物质燃烧机在100%热负荷下进行了全尺寸的燃烧数值模拟,并进一步研究了生物质燃烧机的最佳结构形式。

1  物理和数学模型

1.1物理模型

    图1是生物质燃烧机结构简图,(a)为完全预混式燃烧器,(b)是部分预混式生物质燃烧机,(c)是扩散式生物质燃烧机。为了保证热负荷较低时生物质燃烧机的流动特性和燃烧效率,将燃气分配管分隔为两个独立腔室,燃气分两股进入不同的腔室,空气通过风机送入等速蜗壳产生旋流后进入空气环腔。完全预混式生物质燃烧机燃气从内、外腔室的数个小孔径向喷入空气环腔中和旋转空气入口

  (a)的空气流进行预混;部分预混式生物质燃烧机内腔室有若干沿轴向喷出的小孔,由此喷出的燃气不和空气预混;而扩散式生物质燃烧机燃气直接由内、外环腔喷出。燃烧器热负荷(Pd)150 kW,燃料为混合燃气(CH4体积比为30%,Nz体积比为70%),燃气低位热值10772kj/ff13,过剩空气系数1. 05。

    模拟采用带旋流修正的Realizable k-e模型,该模型继承了标准尼_£模型良好的收敛性,同时能较好模拟旋转射流的细致结构【5'q。模型常量为:C,。= 1. 44, Cz。-1.9,k= 1.0,£一1.2。用标准的壁面函数和SIMPLE算法‘7'8求解旋流生物质燃烧机的强旋射流有限差分方程;燃烧模型采用与容积反应有关的物质输运和通用有限速率化学反应,用Magrlssen和Hjertager提出的涡耗散燃烧模型模拟反应与湍流的相互作用;用P-l模型模拟辐射换热对燃烧的影响。

2  网格划分及边界条件

2.1  网格划分

    图2为其中一种生物质燃烧机的部分网格划分图。该生物质燃烧机结构较为复杂,截面尺寸变化较大,流动变化剧烈,不规则结构较多,对这些部位果用非结构化4面体网格,网格加密;喷口和燃烧区域采用结构化6面体网格,网格则随流动发展趋于平缓而逐渐变得稀疏。设定交界面将非结构化网格和结构化网格相连,总网格数约为57万个。生物质燃烧机出口计算域为+0. 8X2 m的圆柱域,图中只部分给出。

2.2边界条件

    空气、燃气入口设为质量流量入口边界,给定质量流量(见表1)、组分质量分数、湍流度和水力直径;计算域外圆面和出口设为压力出口边界压为0,给定出口湍流度、水力直径及组分质量分数;其余设为壁面绝热边界条件。入口流体温度设为300 K,求解初始温度为1200 K。

3  结果分析及结构优化

3.1 3种生物质燃烧机流动和燃烧特性分析

    模拟了生物质燃烧机在100%热负荷下搭配渐扩口(e= 12. 550)时的热态运行情况。为方便分析,预混式生物质燃烧机、部分预混式生物质燃烧机和扩散式生物质燃烧机依次记为M-l、M乏矛口M-3。

3.1.1轴向速度分布

    生物质燃烧机的旋转射流特性是燃烧稳定性、燃烧效率的重要影响因素。图3是生物质燃烧机出口中心轴线轴向速度分布图(坐标位于喷口出口中心处)。结果表明M-2生物质燃烧机射流刚性最好,速度绝对值大,衰减慢;M_3生物质燃烧机速度变化平缓,射流衰减最快。从图3可见:3种生物质燃烧机在出口附近均有逆向速度分布,即形成了中心回流区闱,对燃料迅速着火燃烧十分有利。逆向速度的大小主要取决于燃气喷射速度,同时受周围空气流动速度以及喷口形状和尺寸的影响。模拟显示M-2生物质燃烧机逆向速度峰值最大,原因是部分预混生物质燃烧机沿轴向同时喷射出多股高速燃气,形成很强的负压区,大星卷吸下游气体回流,从而更有效地产生了中心回流区。

    图4(a)~(d)给出了生物质燃烧机沿轴向不同位置横截面直径上的轴向速度分布,3种生物质燃烧机在燃烧区域0.5 m内沿径向方向均有逆向速度分布,有利于高温烟气的回流,形成稳定的高温区,而保证燃烧的稳定性和提高燃烧效率。主流核心区域直径随燃烧器出口距离的增加而逐渐变大,速度峰值相应减小。生物质燃烧机出口较近处速度分布出现明显的波谷,该处是受中心回流影响的区域。随着射流向下游发展,中心回流对主流的影响逐渐减小,图4(d)可看出1.0 m处3种生物质燃烧机主流波谷已经消失,图4(c)显示0.5 m处M-3生物质燃烧机主流仍有波谷出现,原因是M-3生物质燃烧机射流刚性差,受中心回流影响最大。速度分布沿生物质燃烧机中心轴不完全对称,主流略偏向上半部。这是由于蜗壳使空气产生强烈旋转,受空气旋转射流动量的作用,上半部主流的径向、轴向逆压梯度大于下半部所致。随着射流向下游扩展,旋转射流影响减弱,速度梯度逐渐减小。模拟结果表明M-2生物质燃烧机在整个燃烧区域轴向速度梯度最大,主流直径最小。

3.1.2温度分布

    图5给出了生物质燃烧机出口中心轴线上的温度分布。模拟结果显示M-l生物质燃烧机出口处的温度达到1700 K以上,表明在喷口内就开始剧烈燃烧,在0.3m处燃烧温度达到峰值,然后迅速下降;M-生物质燃烧机达到的燃烧温度最高,高温区域沿轴向分布最长,在0.9 m附近还能维持1000 K;M弓生物质燃烧机在0.6 m处才开始燃烧,温度峰值相对最低。

    燃烧区域纵截面温度等值线分布如图6(a)~(c)所示。由图可见,M乏生物质燃烧机主流核心面积最小,局部容积热强度最高,能达到最高燃烧温度;反之,M_3生物质燃烧机主流核心面积最大,燃烧温度相对最低。截面上高温分布区对应于燃烧化学反应最剧烈的部位,M-3生物质燃烧机高温区域离喷口最远,原因是M-3生物质燃烧机属于扩散燃烧方式,燃料和空气混合时间大大超过化学反应时间,所以燃烧推迟,火焰拉得较长;而M-l生物质燃烧机属于动力燃烧方式,决定燃烧反应的时间几乎只是化学反应的速度,所以在较短距离就达到很高的燃烧温度;M乏生物质燃烧机介于丙者之间。图6(a)~(c)显示M一1、M-2生物质燃烧机高温区域位于温度等值线4内,M_3生物质燃烧机高温区域为温度等值线2和3所围成的区域。相对而言,M-2生物质燃烧机高温区域分布最广。

3.1.3甲烷质量分数分布

    燃料质量分数沿轴向降低预示着燃烧过程的进行,反映了燃烧效率的高低。图7为中心轴线方向上的甲烷质量分数分布,图中可以看出M-3生物质燃烧机甲烷质量分数下降最慢,M-l生物质燃烧机下降最快。说明M-3生物质燃烧机燃尽距离最长,M一1生物质燃烧机最短。根据模拟结果:M-l和M-2生物质燃烧机在计算域出口的甲烷质量分数下降到2.80×10-13和5. 02×10_ 13,而M-3生物质燃烧机下降到4.68X  10-8,和前者相差了5个数量级。

3.2结构优化

    喷口有渐缩、渐扩以及缩放组合型式。为了优化生物质燃烧机结构,提高燃烧效率和燃烧稳定性。要对M-2生物质燃烧机搭配不同角度的喷口进行研究。表2列出了所要研究的喷口,分别记作N-l、N-2、N-3、N-4、N-5(表中角度为负值的喷口代表渐缩口,喷口进口截面直径和长度均为+59 mm和50 mm)。

    图8为M-2生物质燃烧机搭配上述五种喷口在100%热负荷下的中心轴线方向上的甲烷质量分数分布。图中可以看出随着喷口角度的减小,喷口出口处(横坐标起点)的甲烷质量分数依次下降;在0.5 m范围内,N-4和N-5生物质燃烧机的甲烷质量分数均比N-l到N-3生物质燃烧机下降快,原因是喷口角度的减小使气流向中心汇集,燃料向中心轴线方向富集,局部燃烧温度更蒜加快了燃烧化学反应进程。模拟结果显示:N一1、N-2、N-3、N-4和N-5生物质燃烧机计算域出口甲烷质量分数依次下降到6. 35×10_ 11.1. 26×10 12.5. 02×10-'3、2. 06×10-'4和1. 37×10“。N-2、N-3和N-4渐扩口生物质燃烧机甲烷质量分数均小于渐缩口N-5,燃烧效率更高。N-4生物质燃烧机甲烷质量分数下降到10-14数量级,表明燃烧最为完全,燃烧效率相对最高。原因是N-4燃娆器在所有渐扩喷口中的扩散角最小,出口面积的减小使气流扩展减弱,在一定程度上削弱了气流轴向速度增加引起旋流强度下降的影响,使未预混燃气和空气的混合程度加j虽,燃烧强度更高;而当喷口角度增加日寸,出口面积的变大使气流扩展增强,射流衰减更快,主流的面积变大,容积燃烧强度下降,减缓了燃烧化学反应进程。模拟结果表明N 1生物质燃烧机(e一29. 550)计算域出口甲烷质量分数最高燃烧效率相对最低。当喷口型式由渐扩变为渐缩时,出口面积的进一步减小将引起气流轴向流速增加过大,此时旋流强度的下降成为影响燃烧效率的主导因素,使未燃烧的燃料和空气混合程度减弱,流速增加同时又导致混合时间变短,燃烧效率相应下降。以上说明部分预混式生物质燃烧机喷口的角度过大或过小均不利于该低热值气体的燃尽。

4结论

    对3种低热值生物质气生物质燃烧机进行了全尺寸的三维燃烧数值模拟研究,结果表明部分预混式生物质燃烧机在3种生物质燃烧机中综合性能最佳。具体表现在:

    (1)燃烧温度最高,高温区域贫布最广且燃烧效率高;

    (2)中心回流区逆向速度最大;

    (3)主流直径最小,燃烧区域轴向速度梯度最大;

    (4)射流刚性好,速度衰减慢;

    (5)e一6.870时,部分预混式生物质燃烧机的燃烧效率最高。

    主燃烧区域由A层和B层煤粉喷嘴和相邻的上下二次风喷嘴(Y层和C层)组成。

    在此区域内采用了低过量空气系数方法,使燃烧尽可能在接近理论空气量的条件下进行。随着烟气中氧气体积分数j5( 02)的减少,从而抑制NO,的生成。在此阶段,将从主生物质颗粒燃烧机供入炉膛的空气量减少到总助燃空气量的60%-70%,使燃料先在(缺氧的)富燃料条件下燃烧,过量空气系数取a<l,因而降低了燃烧区内的燃烧速度和温度水平。这不但延迟了燃烧过程,而且在还原性气氛中降低了生成NO,的反应率,抑制了NO,的生成量。但是如果炉内氧气质量浓度过低,会造成煤粉质量浓度急剧增加,增加化学不完全燃烧热损失,引起飞灰含碳质量分数增加,燃烧效率下降。因此在锅炉设计和运行时,应通过调节装置选取最合理的过量空气系数。

    同时对一次风煤粉喷嘴的布置和结构重新进行设计,提高喷嘴出口处局部的煤粉质量浓度.增强喷嘴出口煤粉与空气接触的面积和气流卷吸热烟气的能力。保证煤粉气流在低氧状况下的着火能力,抑制燃料型Nn的生成。A层和B层煤粉喷嘴的四周增加有周界风,当煤种变化时可以调节周界风量来控制煤粉的着火时间。

    底部的Y层喷嘴(安装了点火和稳燃用的油枪),通常作为二次风喷嘴,能托住煤粉,防止掉粉。

    中间的AB层二次风喷嘴用于调节燃烧时的空气量,采用低氧燃烧时可以全关。为了有效地降低NO,排放质量分数,主燃区是关键,必须将煤粉喷嘴集中布置,使煤粉集中燃烧。

2.2.2再燃区域

    再燃区域由C层和D层喷嘴组成。

    C层二次风喷嘴用于调节燃烧中期的空气量,其风门开度可根据燃烧的需求进行控制,采用低氧燃烧时可以关小风量。

    D层喷嘴作为三次风喷嘴,采用可以上下摆动的结构,根据燃烧情况改变喷射的角度和控制再燃区域的j5(O:),来降低NO,的生成。

    在此区域应利用调节空气和燃料量的方法,达到分级燃烧的目的,使燃料的燃烧过程分阶段完成。这一方法弥补了一级主燃烧区域的低过量空气燃烧的缺点。在第一级燃烧区内的过量空气系数越小,抑制N07生成的效果越好;但不完全燃烧产物越多,导致燃烧效率降低、引起结渣和腐蚀的可能性越大。因此为保证既能降低Nn质量分数,又能保证锅炉燃烧的经济性和可靠性,将部分燃料(其余15%-20%的燃料)送入主生物质颗粒燃烧机上部的二级燃烧区(再燃烧区),在a<l的条件下形成很强的还原性气氛,使得在一级燃烧区中生成的NO,在二级燃蛲区内被还原成N:。在再燃区域(送入二级燃烧区的燃料又称为二次燃料,或称再燃燃料),不仅使已生成的NO,得到还原,还抑制了新的N旺的生成,使NO,质量分数进一步降低。通过调试,采用燃料分级可使NO,质量分数降低50%以上。

2.2.3燃尽区域

    燃尽区域由E层和F层喷嘴(即SOFA喷嘴)组成。

    将E层和F层喷嘴与主生物质颗粒燃烧机拉开一定的距离,即在再燃区的上面布置二次风喷口,形成第三级燃烧区域,以保证再燃区中未完全燃烧产物的燃尽。设计的生物质颗粒燃烧机喷嘴可以单独上下摆动,又可水平摆动,使喷嘴出口的空气既可以控制喷射进入燃烧区域的方向和时间,又可以调整燃烧旋转气流的大小,还可以调节喷射气流的大小,增加了燃烧调整的手段。

    SOFA喷嘴的上下摆动非常重要,可对炉内火焰中心标高进行调整,同时能保证碳的及时燃尽;SOFA水平摆动可以消旋,在锅炉运行中对调节炉膛出口的烟温偏差作用明显。

2.3一、二次风采用正、反切圆

    为了更好地达到降低NO,排放质量浓度的效果,在主燃烧区域采用了一、二次风正、反切圆的技术,其主要作用是:

    (1)将一次风煤粉气流与二次风气流相差一个角度喷入炉膛,使煤粉及时地进入高温区着火,实现低氧燃烧,可有效抑制烘烧初期的NO,生成,增加煤粉颗粒在炉膛内的停留时间。利用一、二次风射流方向的差异,加大煤粉燃烧中后期与空气的混合,降低飞灰可燃物质量分数。

    (2)已着火的煤粉气流被二次风卷吸,进入主气流旋转方向,使之能得到大量的O。补充,正好达到分级燃烧的目的。

    (3)由于二次风气流的切圆大,可在锅炉炉膛的四周形成一圈氧化性气氛,对防止结焦和防止炉膛水冷壁的高温腐蚀极为有利。

3  热态调试及结果

    低NO,燃烧试验于2013年2月进行。在锅炉调试运行中首先关闭A层和B层煤粉喷嘴的周界风,并且关小AB层二次风(采用低过量空气系数),使主燃烧区域的燃烧过程尽可能在接近理论空气量(d<1)的条件下进行;随着烟气中过量氧的减少,就抑制了NO,的生成。

    然后对C层二次风喷嘴的风门开度进行调节,主要是控制再燃烧区域的j5(O:),同时对D层三次风煤粉喷嘴进行摆动调节,控制喷嘴气流的喷射方向和时间,调整燃烧区域的温度和再燃烧的时间,使部分已生成的NO,被还原。

    其次对E层和F层二次风( SOFA)喷嘴的风门开度进行调节,主要是控制燃尽区域的j5(O:)。通过调整发现:要降低N(),质量浓度,E层和F层SOFA风门开度对燃烧的影响很犬,关小SOFA风门时,NO,质量浓度增加;开大E层和F层风门挡板时(开度>80%)可以降低NO,质量浓度,曾经使NO,质量浓度降低到200 mglms以下。

    通过低氮生物质颗粒燃烧机改造后,锅炉运行中基本上可以将NO,质量浓度控制在250 mg/m3以下。

    在低氮生物质颗粒燃烧机改造之后的锅炉运行中,炉膛出口的两侧烟温曾经出现偏差较大(大于60 K),这是由于燃烧切圆的旋转残余力矩大而引起的。通过调整顶部二次风喷嘴的喷射方向进行反切消旋后,降低了炉膛出口的两侧烟温偏差(在30 K内)。

4  结语

    低氮生物质颗粒燃烧机改造之后,在锅炉运行中发现:在第一级燃烧区内的过量空气系数越小,抑制NO。的生成效果越好,但不完全燃烧产物越多,会导致燃烧效率降低、引起结焦和腐蚀的可能性增大。因此为保证既能减少N O]的排放,又保证锅炉燃烧的经济性和可靠性,必须正确组织空气分级送风的过程,不能片面追求NO,的降低。

    对于不同的煤种,燃烧条件的不同、锅炉负荷的不同、燃烧温度的变化、所需的空气量不同,NO,的生成量将会变化,所以锅炉运行操作应该相应地变化,而降低NO,生成量的方法主要还是靠燃烧调整。在本次低氮生物质颗粒燃烧机改造中还增加了许多新的调节功能,如改善二次风门的调节装置、喷嘴的水平和上下摆动功能,增加周界风等,都是为了方便调控。

    在锅炉运行中三次风对燃烧的影响很大,关掉或减少三次风时,炉膛的燃烧和排放就会得到改善,增大三次风时就会使炉膛出口烟温升高,这是因为三次风中的煤粉使锅炉炉膛的燃烧延长,在今后的改造中将进一步研究和改进三次风喷嘴的设计布置,以达到更好的效果。

低NOx燃烧器与常规直流生物质燃烧机的NOx生成特性的研究

摘要:对350 MW电站锅炉采用低NO。燃烧器和常规直流生物质燃烧机的NO。生成特性进行了实验研究和数值模拟,结果表明:①最高温度、平均温度和中心温度等与炉膛高度的关系保持不变,即径向空气流分级不影响炉膛的燃烧特性;②采用低NO。燃烧器时,其炉膛中心的氧气浓度比采用常规直流生物质燃烧机时要小;③炉膛截面平均NO。浓度和中心NO。浓度随炉膛高度的关系基本相似,但NO。最大浓度随炉膛高度的分布规律不同,采用低NO。燃烧器时NO。最大浓度明显与一、二次凤布置有关,采用常规直流燃烧器的NO。最大浓度在燃烧器区域随高度分布呈现双峰形;④它们对应的平均NO。浓度最大值截面和平殉温度最大值的截面的高度分别相同,但平均NO。浓度最大值截面比平均温度最大值的截面要低;采用低NO。燃烧器时,截面NO。浓度最大值区域比常规直流燃烧器有大幅度的减小;⑤低NO。燃烧器可比常规直流燃烧器降低NO。

    低NO,燃烧技术是通过燃烧要素的重新调整达到降低NO。排放的技术,它又可以进一步分为窒气分级和燃料分级技术。空气分级是以传统燃烧器为基准,通过推迟空气与燃料混合降低NO,排放的方法,如炉膛整体空气分级(OFA)、同轴燃烧技术(CFS、TFS2000)、浓淡燃烧技术(旋风分离式、WR、PM和水平浓淡燃烧器)和低氧燃烧技术等,空气分级可降低NO。排放25%~35%。燃料分级的特征是组织部分燃料(10%~20%)在主燃烧器的下游燃烧以降低NO。排放的方法如细煤粉再燃、燃气再燃和生物质再燃等,燃料分级可降低NO。排放50%~60%。烟气NO,净化技术是运用非燃烧方法把已经生成的NO。还原为N2,从而降低NO。的排放量,烟气净化技术又可以进一步分为选择性催化还原法(SCR)和选择性非催化还原法(SNCR)。SCR技术能大幅度地降低NO。排放量(可达200 mg Nm3以下),但SCR法的配套设备价格昂贵,占电站投资的20%左右,而且其运行费用也很高。SCR技术的脱硝率为50%~90%。SNCR法设备简单,运行费用较低,但该技术的工作温度低于900℃时,NH3的还原反应不完全,会造成所谓的“氨穿透”,而工作温度高于1100 0C时NH3氧化为NO的量增加,导致NO,排放浓度增大。所以,SNCR注的工作温度要严格控制在950~1050 0C~ -狭窄的温度范围内。SNCR法的脱硝率为20%~50%,SNCR投资为SCR的1/6~1向。

    空气分级技术在我国的电站锅炉上得到了广泛应用,但燃烧技术的复杂性、电站锅炉与试验模型的不相似性以及数值模拟的只可定性不可定量分析等使得空气分级技术改造工作有时会出现在相同的炉型,相同的燃烧器结构、相同的运行参数和相同的煤种等条件下。技术提升后的2台锅炉其氧化氮排放值却相差很大的情况。这说明虽然人们对NO。生成与破坏的许多基本机理达成共识,但对电站锅炉炉膛内NO。反应特性的认识还有待进一步的深入。本文采用水平浓淡型低NO,燃烧器和常规直流煤粉燃烧器对350 MW四角切圆电站锅炉的NO。反应特性进行研究。

1 350 MW电站锅炉简介

    本研究以某电厂350 MW四角切圆燃煤锅炉为对象,炉膛结构如图1所示,其宽度、深度和高度分别为14. 62 m、12. 43 m和55. 80 m。燃烧器区域的实际高度为14. 476 m,折烟角的倾角为50。,仰角为300,深度为2.735 mo -次风喷嘴截面尺寸为0. 35mX 0.46 m,周界风宽度为0.065 m,二次风喷嘴截面尺寸为0. 58 mX0.72 m,-、二次风中心距为0. 734 m,生物质燃烧机分5段布置,一次风喷嘴从下往上编号分别为G、H、I、J、K,相邻一次风的上、下2个二次风喷嘴合并,生物质燃烧机组如图2所示。其中(a)表示水平浓淡型低NO。燃烧器喷嘴;(b)表示常规直流生物质燃烧机喷嘴,锅炉炉膛火焰高度为24. 07 m,计算煤种为大同烟煤,燃料特性如表1所示。

2数值模拟方法

2.1计算模型选择

    紊流采用旋流修正k-e模型,煤粉流动采用颗粒轨道模型,挥发分析出采用双平行竞争反应模型,均相燃烧按快速反应模型,焦碳燃烧按扩散动力模型,辐射换热采用离散坐标模型,NO。湍流反应生成率哭用有限反应率的PDF模型。氧化氮计算过程。

2.2计算方法

    数值模拟首先计算等温气相流场,单相流场收敛后,用颗粒轨道模型耦合煤粉颗粒相,同时进行煤粉燃烧过程计算,当煤粉燃烧过程收敛以后,冻结温度场和氧气浓度场,采用组分输运方程对NO。生成和排放特性进行计算,直至收敛。

    炉膛进口边界条件如表2所示,出口条件采用自由出口,即所有变量在流动方向上的梯度为零,壁面采用无滑移边界条件,即认为垂直于壁面的速度梯度为零,锅炉过量空气系数取1.2。

3  试验结果及分析

    粉燃烧器的炉肉温度分布基本相同,即这2种燃烧图3、图4和图5分别示出了炉膛截面最高温  器的燃烧特性相同,燃烧器区域炉膛截面最大温度度、平均温度和中心温度随炉膛高度的变化关系。    与平均温度相差350~700℃,在折烟角下炉膛截面最大温度与平均温度相差100~400℃炉膛截面中心温度分布与模型试验结果吻合较好。这是因为燃烧煤粒比烟气温度高200℃多,使得燃烧器区域温度分布的不均匀性较大,越靠近炉膛出口,其截面温度分布越均匀。

    图6、图7分别表示炉内截面平均氧气质量分数、截面中心氧气赝量分数随高度的变化关系。由图可知:采用低NO。燃烧器时,其炉膛中心的氧气质量分数明显低于常规直流生物质燃烧机的氧气质量分数,在燃烧器区域,对应这2种燃烧器的截面平均氧气质量分数有差别。这是因为低NO、燃烧器组织径向空气分级的缘故,说明低NO。燃烧器较常规直流生物质燃烧机能有效的防止炉壁结渣。

    图8、图9和图10分别是炉内截面最大NOx浓度、平均NO。浓度和中心NO。浓度随炉膛高度的变化关系。可以看出,低NO。燃烧器较常规直流煤粉燃烧器能明显降低NO。排放,这2种燃烧器的截面平均NO,浓度和炉膛中心NO,浓度随高度的变化相似,但截面最大NO。浓度的分布规律在燃烧器区域不同,低NO。燃烧器的截面最大NO。浓度在燃烧器区域随一、二次风布置不同,具有明显震荡,而常规直流生物质燃烧机的截面最大NO。浓度在燃烧器区域随高度分布为不规则的双峰形。这是因为低NO。燃烧器使燃烧要素氧气和燃料分布在燃烧器区域内发生了有利于减小NO。生成的变化,截面最大NO;浓度的不规则双峰分布说明烟煤的相邻各段煤粉燃烧喷嘴具有一定的燃料分级特性。

    图11表示K层一次风截面的NO。浓度分布。可以看出:截面NO。的最大值区域位于旋转火焰与两相邻射流的交汇处,低NO。燃烧器对应截面NO。

    图12表示炉膛纵截面上的NO。浓度分布。可以看出:炉内最大NO;浓度区城位于燃烧器区域,在燃烧器区域内,NO。浓度分布随炉膛高度增加而增大,烟气离开燃烧器区域以后,其NO。浓度变化较小,且趋于均匀。

    图13示出了350 MW电站锅炉分别采用低NO,燃烧器和常规直流生物质燃烧机的NO。排放试验值和计算结果的对比(6%Oz)。可以看出:大型电站锅炉煤粉燃烧过程N0。反应的数值模拟与试验结果(a)常规直流生物质燃烧机

在趋势上吻合较好,但是仍然存在着一定的误差,低NO。燃烧器锅炉NOx排放浓度的试验值与计算值的偏差为5.1%,常规直流生物质燃烧机锅炉NO,排放浓度的试验值与计算值的偏差为  20. 4%。造成试验与计算值误差的原因很多,如燃烧模型和NO。

    图14为NO。的截面平均生成速率随高度的变化关系。由图可知,NO。的生成速率在燃烧器区域最大,说明电站锅炉的NO。排放主要是在燃烧器区域生成的,低NO。燃烧器的NO。生成速率比常规直流生物质燃烧机的NO。生成速率大1.5倍,所以,低NO。燃烧器能有效降低NO,的排放浓度。

4结论

    (1)电站锅炉采用低NO。燃烧器或常规直流燃烧器日寸,炉膛截面最商温度、平均温度和中心温度随炉膛高度的关系基本相同,即径向空气流分级不影响炉膛的燃烧特性;

    (2)电站锅炉采用低NO,燃烧器时,其炉膛中心的氧气浓度比采用常规直流生物质燃烧机时要小,导致2种燃烧器在燃烧器区域的截面氧气平均浓度有差别;

    (3)电站锅炉采用低NO。燃烧器或常规直流煤粉燃烧器时,炉膛截面平均NO。浓度和中心NO。浓度随炉膛高度的关系基本相似,但这2种燃烧器对应的炉膛截面NOx浓度最大值随炉膛高度的分布规律明显不同,采用低NO。燃烧器的NO。最大浓度在燃烧器区域随一、二次风布置不同,有明显震荡,采用常规直流生物质燃烧机的NO。最大浓度在燃烧器区域随高度分布呈现双峰形;

    (4)电站锅炉采用低NO。燃烧器或常规直流燃烧器日寸,它们对应的平均NO。浓度最大值截面和平均温度最大值的截面的高度分别相同,平均NO。浓度最大值截面比平均温度最大值的截面要低;

    (5)电站锅炉采用低NO,燃烧器时,截面NO。浓度最大值区域比采用常规直流燃烧器的有大幅度的减小,低NOx燃烧器比常规直流燃烧器可降低NO,排放28.6%,低NOx燃烧器锅炉NO。排放浓度的试验值与计算值的偏差为5.1%,常规直流煤粉燃烧器锅炉NO,排放浓度的试验值与计算值的偏差为20.4%。


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点击次数:  更新时间:2018-10-04 15:09:43  【打印此页】  【关闭