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      生物质燃烧机炉降低NOx生成的数?#30340;?#25311;

      作者:郑州达冠节能环保设备有限公司 ?????来源:http://www.ivgb.tw/news/350.html?????发?#38469;?#38388;:2017-06-19 23:21
      导?#31890;?/span>生物质燃烧机炉降低NOx生成的数?#30340;?#25311; 搞要:针对某电厂运行中NO,排放量过高的问题,通过对NO。生成机制以及电厂实际燃用煤质的分析,采用去除部分卫燃带以及将主燃区内部分三

      生物质燃烧机炉降低NOx生成的数?#30340;?#25311;
      搞要:针对某电厂运行中NO,排放量过高的问题,通过对NO。生成机制以及电厂实际燃用煤质的分析,采用去除部分卫燃带以及将主燃区内部分三次风移至主燃区上?#38477;?#31354;气分级燃烧?#38469;酰?#23545;炉内进行降低算软件对改造前后的炉内温度水平、组分分布及NO。生成规律进行研究。计算结果表明,改造后,主燃区内氧量降低.炉内整体温度分布水平下降,缺氧燃烧造成主燃区内还原性气氛增强,有效地抑制了燃烧过程中NO,的生成。改造后的试验结果也表明,上移三次风后,炉内NO。生成量显著降低。继续增大上移三次风量的比例,NO。排?#25490;?#24230;?#20013;?#38477;低,但飞灰含碳量逐渐升高。综合改造后的试验结果,上移三次风比例为70%?#20445;?#28809;膛出口NO。浓度较改造前降低了40%且对炉内燃烧影响较小,改造效果较好。
      0  引言
          火电厂是大气污染物NO。的主要排放源【1]。近年来,随着经济的发展,我国对电力需求不断增加。截至2009年底,全国发电装机容量达到8.74亿千其中,火电达到6.5205亿千瓦,约?#30002;?#23481;量74.6%。2007年底NO。的排放量为840万?#37073;?#39044;?#39057;?015年,火电将达10亿千瓦,NO。的排放量将达到1310万吨[2]。因此,对火电厂NO。的排放必须进行有效控制,以减少其对环境的影响。
          目前国内燃煤电厂普遍采用的NO。控制?#38469;?#26377;2类。一种为控制NO。在燃烧过程中生成的低氮燃烧?#38469;酰?#21478;一种为控制燃烧后产生烟气中的NO。的烟气脱硝?#38469;酢?#20302;氮燃烧?#38469;?#20027;要通过调整炉内燃烧及加装低氮燃烧装噩等方法控制燃烧过程中NO。生成。主要有空气分级燃烧?#38469;酢?#29123;料分级燃烧?#38469;?#21644;低氮燃烧器等,具有投资与运行费用低、?#38469;?#25104;熟、减排效果明显等优点,并已得到广?#27827;?#29992;。烟气脱硝?#38469;?#20027;要是利用还原剂在低温有催化剂或者高温无催化剂的情况下,还原燃烧过程中已生成的NO。。主要有选择?#28304;?#21270;还原法?#33073;?#25321;性非催化还原法两种。选择?#28304;?#21270;还原法脱硝效率可稳定在70%~90%且?#38469;?#25104;熟,但投资和运行费用较高;择性非催化还原法具有?#20302;?#31616;单、占地小、投资低等优点,但工艺参数选择受机组负荷影响较大、脱硝效率较低,一般为25%~40%。因此,综合?#38469;酢?#25237;资及运行费用等因素,对现有机组主要还是采用低氮燃烧?#38469;鮗3]。
          本文主要采用空气分级燃烧?#38469;酰?#35299;决国内某300 MW机组NO。排放量过高的问题。通过数值计算软件对改造前后炉内温度水平、组分浓度以及NO。排放的影响规律进行研究,并对改造后的机组进行试验研究及比较,以确定最佳的低NO。运行方案。
      1  研究对象
          电厂采用B&WB-1025/17.5-M型自然循环、墙式对冲燃烧、固态排渣锅炉(radiant boiler-carolinatype,RBC),亚临界,单炉膛平衡通风,全悬吊结构,尾部烟道倒L型布置。炉膛结构如图1所示。
          锅炉采用EI-DRB塑燃烧器对冲布置在炉膛的前后墙上。前后墙各3层,每层4个。每2层燃烧器之间布置有1层三次风,每层有4个喷口。为控制NO。生成,燃烧?#20302;?#26412;身己采用空气分级燃烧?#38469;酰?#22312;整个燃烧器的上方布置有一层燃尽风喷口(NO。喷口),风量来自于二次风,主要为煤粉的后期燃尽提供必须的氧量,以控制飞灰中的含碳量。
      2计算中采用的模型及NOx生成机制
      2.1  计算区域的选定及网格的划分
          选取从炉膛下部的冷灰斗到炉膛出口之间的区域为计算域。根据炉膛的结?#22266;?#28857;以及烟气在炉内的流动特点,采用分区网格生成?#38469;?#23558;整个计算区域分成3个区段:冷灰斗区、主燃区、上炉膛区。各计算区域可以根据要求布置网格的结?#36141;?#30095;密,?#20063;?#21463;相邻区域网格的影响,这样既可满足计算精度,又可以大大减少网格数目,加快计算速度。图2为炉膛整体网格划分。在主燃区内由于各物理量变化较为复杂,可采用非结构化四面体?#25176;?#24418;网格进行?#29992;?#26469;提高计算精度,尤其是在燃烧器附近区域,网格划?#20540;?#26356;加细密一些,如图3所示。非结构化网格对复杂结构及复杂流动都具有良好的?#35270;?#24615;,主燃区划分网格数量为601 626个。由于燃烧器附近区域己进行网格?#29992;埽?#22914;果继续增加主燃区内网格数量,也只是增加炉膛申部区域的网格数量,对主要的湍流燃烧计算已无太大影响。主燃区尺寸为12 300 mmx12 350 mmx15 193mm,601626个网格已可满足计算精度要求。
          而对于冷灰斗区和上炉膛区,由于其结构较为规则,采用结构化六面体网格进行划分就可以满足计算要求,并且结构化网格对计算域进行划分不仅网格数量较少,而且计算精度较高,2个区域的网格数量为81 144个。另外,气流在这2个区域内流动?#38382;?#20063;较为简单,即使增加网格数量,对计算精度也无太大影响。
          炉膛整体网格数量为682 770个。
          受计算条件的限制,若将24台燃烧器都放入计算域内,计算量过大,?#29616;?#24433;响计算时间。因此,对每台燃烧器?#30002;?#20102;相应的简化。将燃烧器出口的速度条件作为进入燃烧器的入口条件,并详细设置其进入炉膛前的轴向和切向速度以模拟进入炉膛的真实情况。
          由于燃烧器、主燃区、冷灰斗以及炉膛上部的网格划分都有所不同,并且这些区域边界之间的网格也不同,属于?#19988;?#33268;边界的区域,因此,采用Fluent中的interface命令将两个?#19988;?#33268;边界联接起来,Fluent会计算这两个组成边界界面区域的交叉点并产生一个内部区域,在这个区域内,两个界面区域重叠,可以保证计算的连续性。
          如图4所示为数值计算模拟炉膛截面速度分布。炉内燃烧器为对冲布置,两侧燃烧器出口气流在炉膛中部交汇,且改变流向向上运动,截面中间速度达最低。同?#20445;?#37096;分烟气回流至射流根部,加热燃烧器出口气流,以达到稳定煤粉着火和燃烧的目的。表明对燃烧器的简化和炉内网格的划?#37073;?#21487;以很好地?#20174;?#28809;膛内的真实燃烧情况。
      2.2  燃烧计算采用的数学模型
          采用标准尼一£方程模型计算炉内的湍流流动并结合标准壁面函数(standard wall function)将壁面上的物理量与炉内湍流核心区的物理量联系起来对壁面区的流动情况进行计算‘4]。
          采用混合?#36136;?#19968;概率密度函数模姒气相湍流燃烧。对于煤粉燃烧过程中的化学反应以及各组分的输运采用非预混燃烧模型模拟‘5]。
          采用Pl辐射模型,对煤粉燃烧过程中的火焰辐射传热、气体与颗粒之间的辐射换热以及壁面由于辐射而引起的加热/冷却以及流体相由辐射引起的热量源/汇进行计算‘6]。
          对于煤粉热解反应的模拟采用双平行反应模型。?#22266;?#29123;烧采用动力/扩散控制燃烧模型,燃烧过程中考虑颗粒的辐射传热模型,煤粉颗粒跟踪采用随机轨道模型来追踪颗粒相,计算中假设煤粉粒?#26007;?#20174;rosm-rammler分布,采用半隐式格式压力关联方程算法实现压力与速度的耦合。对于炉内NO。生成,采用后处理的方法进行模拟。
      2.3燃烧过程中NO。生成机制
          燃烧过程中生成的NO。主要有热力型NO。、快速型NO。和燃料型NO。3种。热力型NO。是助燃空气中的N2在高温下被氧化生成的氮氧化物。快速型NO。是碳氢系燃料在过量空气系数小于1的情况下,在火焰面内生成的氮氧化物。燃料型NO。是化石燃料中的氮元素在燃烧过程中被氧化生成的氮氧化物。
          1)热力型NO。的生成遵循Zedovich?#27492;?#21453;应机制,NO。的生成速率为
          由式(2)可知,温度和氧量是影响热力NO。生成的主要因素。尤其是温度,热力型NO。主要在1800 K以上温度区域内大量生成,并随温度的升高呈指数规律增长。在炉内的实际燃烧过程中,燃烧的不稳定将产生局部高温区,这是热力型NO。生量增大的主要原因,因此,在实际燃烧过程中应保证炉内热负荷均匀,避免高温区域的出现并减少N2在高温区的停留时间并?#23454;?#38477;低高温区的氧浓度,可降低热力NO。的生成[8]。
          2)快速型NO。主要是在富碳氢系燃料区域火焰中,燃料中CH基团与助燃空气中N2分子反应,生成含N的中间产物,随后氧化生成N0[9]。
          对于大多数的煤粉燃烧?#20302;常?#24555;速型NO。生成量很小。虽然在富燃料下,CH基?#25490;?#24230;增加,会促进含氮中间产物的生成,增加快速型NO。的生成量,但低的氧浓度将使更多的HCN向N2的转化,反而使快速型NOx的生成量减小[10]。
          3)燃料型NO。是在煤粉燃烧过程中生成,燃料中部分N受热分解,伴随挥发分析出,并且大量转化为含氮的中间产物,随后被氧化生成NO。,剩余N留在?#22266;?#20013;。
          对于挥发分中N,主要以含N气体中间产物HCN和NH3析出,随后被氧化生成NO。。但在富燃料欲氧条件下燃烧?#20445;?#26410;被氧化的HCN和NH3又将与NO。发生反应生成N2[11]。另外,残留在?#22266;?#20013;的部分N,也随?#22266;?#30340;燃烧被氧化为NO。。同?#20445;固?#26412;身具有一定的还原性,?#37096;?#23558;部分NO。还原成N2,并且?#22266;?#20013;的N含量较少,对整体燃料型N0。的影响并不是很大,因此,控制燃料中挥发分N的释放及反应条件是降低燃料型NO。生成的主要方法。第29期    白涛等:1 025 t/h生物质燃烧机炉降低NO。生成的数?#30340;?#25311;    19
      3  电厂实际燃用煤质分析
          电厂实际测得炉膛尾部烟气中NO。浓度为1278 mg/m3(标?#30002;?#24577;),?#23545;?#36229;过保证值800 mg/m3。
          通过表1对电厂实际燃用煤质的分析得出,锅炉燃用的煤?#36136;?#20110;低挥发分低发热量高灰分的贫煤。锅炉本身虽为低NO。燃烧,由于锅炉对实际燃用煤种的?#35270;?#24615;不好,炉内燃烧情况较差,这可能是造成NO。排放量过高的主要原因。依据《火电厂氮氧化物排放控制?#38469;?#26041;?#31174;?#31350;报告》,对于燃用烟煤和褐煤的锅炉采用低氮燃烧?#38469;跏保琋O。排?#25490;?#24230;较低,而燃用贫煤和无烟煤时NO。排?#25490;?#24230;相对较高。这表明低氮燃烧?#38469;?#23545;不同煤?#37073;?#20854;NO。的减排效果是有差别自勺[12]。因此,应对低氮燃烧?#38469;?#20570;进一?#38477;?#25913;进,以增强锅炉对煤种的?#35270;?#24615;,降低炉内NO。的生成。
      4改造方案
          燃烧过程中生成的NO。中热力型NO。占15%--20%,快速型NO。占5%,燃料型NO。占75%~80%。由于快速型NO。生成量较少,数值计算中主要孝虑热力型和燃料型NO。的生成。
          通过对NO。生成机制的分析,低温环境有助于抑制热力型NO。的生成;低氧燃烧不仅可以直接抑制燃料型NO。的生成,而且低氧燃烧所形成的还原性气氛还可以将部分已生成的NO。还原。
          空气分级燃烧?#38469;鮗13-14]即是通过调整炉内空气量分布,降低主燃区内氧量,造成煤粉的不完全燃烧,形成低温还原气氛,抑制主燃区内热力型及燃料型NO。的生成。剩余空气量以燃尽风的?#38382;?#20174;主燃区的上方送入,以保证煤粉的燃尽。
          本文主要采用空气分级燃烧?#38469;?#19978;移主燃区内部分三次风至主燃区上方以降低主燃区内氧量,强化主燃区内还原性气氛,抑制NO。的生成。
          具体改造措施如下。
          1)去除炉膛内前后墙及侧墙上层全部卫燃带阴影部分1,去除面积为42.6m2,占卫燃带总面积的35.2%,旨在降低主燃区内温度,防止高温区域的产生,减少热力型NO。生成。主燃区内温度的降低,将会减缓煤粉的燃烧速度。另外,由于燃用的煤质较差,将更不利于煤粉燃烧。实际改造中,应在燃烧器喷口加装稳燃齿及增大煤粉细度来强化着火,弥补主燃区温度降低对煤粉着火不利的影
      响。
          2)将主燃区内前后墙上下两层三次风中间8个喷口分两级移至主燃区上方以达到进一步空气分级燃烧降低主燃区内NO。生成的目的。由于移动靠近侧墙三次风喷口,会增加近壁区域生高温腐蚀的可能;为了维持近壁区较高的氧量,降低近壁区温度,减小发生高温腐蚀的可能,主要移动每层三次风中间的喷口。如图7和8所示为改造前后三次风位置。
          3)将上移三次风量增大至三次风总量的60%,这将继续减小主燃区内的氧量、增强主燃区内的还原性气氛,进一步抑制主燃区内NO。的生成。由于三次风量较高f?#30002;?#39118;量的17.7%1,并且对三次风进行调节也不会影响到一、二次风的运行,调节方法也较为简单,因此,调节三次风量控制主燃区内N0。生成?#24378;?#34892;的。
      5数值计算结果及分析
          为了验证数值计算的准确性,对改造前炉内的实测温度值与数值计算值进行比较,如图9所示。计算值所?#20174;?#30340;炉内温度变化趋势为主燃区内温度较高,随炉膛高度的增加,炉内温度又逐渐降低,这与电厂实测值的变化趋势相同。炉膛内的大部分区域,现场实测值与数值计算值的平均误差不超过24℃,虽在炉膛出口处有一定的误差,但可接受?#27573;?#20043;内。表明数值计算所采用模型可以描述实际的燃烧过程。
          茌数值计算中,通过对卫燃带所在区域总的吸热量和辐射吸热量来描述改造前后卫燃带对所在区域水冷壁的影响。在数值计算中设置卫燃带为绝热。改造前,卫燃带所在水冷壁区域热流密度为0,吸热量为0。改造后,卫燃带去除,原卫燃带所在水冷壁区域吸热量为1.323 x107kW,辐射吸热量为1.284x107kW,且所吸收总的热量与辐射吸热量相差不多,合主燃区内水冷壁主要为辐射吸热的特点。
          在敷设卫燃带的水冷壁,热有效系数?#33073;?(角系数)XO.1(?#27425;?#31995;数)=0.09。卫燃带去除后的水冷壁,热有效系数r~0.9x0.35=0.315。由此可知,敷设卫燃带部分的水冷壁与去除卫燃带部分水冷壁有效系数相差较大,这一结果表明敷设卫燃带的水冷壁区域与未敷设卫燃带的水冷壁区域相比,其吸热量有很大的差距。
          空气分级燃烧对炉内的温度分布影响较大,如图10所示为改造前后炉膛截面温度随炉膛高度分布。由图可以看出,由于煤粉在主燃区燃烧放出的热量大于主燃区受热面的吸热量,使得主燃区温度较高。随着炉膛高度的增加,煤粉放热量减少,主燃区上方受热面吸热量大于放热量,炉内温度降低。尤其到达NOx喷口附近,温庋降低速率较快,随后温度降低速率有所减缓。这主要是由于上移的部分三次风在NO。喷口附近,使得主燃区上?#38477;?#29123;尽风总量增大,这会对炉内的温度产生两个方面的影响:?#29615;?#38754;是过量的空气将促进剩余煤粉的燃尽,使炉内的温度升高;另?#29615;?#38754;是上移的三次风与主燃区上?#38477;?#29123;尽风温度相对于烟气温度都比较低,当这两种风与烟气混合后,烟气温度可能降低。这两方面因素的作用,造成了NO。喷口附近温
      度的波动。
       
          受改造后主燃区内温度降低的影响,炉内整体温度水平较改造前有所将低。主燃区温度的降低有利于抑制燃烧过程中热力型NO。生成。改造后的主燃区平均温度水平较改造前降低了23℃。
          炉内空气分级燃烧主要改变炉内氧量分布以降低NO。的生成,如图11所示为改造前后炉膛内截面氧量随炉膛高度分布。由于燃烧器分层对冲布置于炉膛内,主燃区内的空气量为逐级加入。炉内从主燃区到NO。喷口的区域,氧量逐渐升高。在NO。喷口上方,由于煤粉的继续燃尽,氧量又逐渐降低直至炉膛出口。在NO。喷口附近改造后的氧量较改造前有所升高。这主要是由于上移三次风量增大了NO。喷口附近氧量所致。随煤粉的继续燃尽,改造前后炉膛出口氧量趋于一致。
          相对与改造前,改造后主燃区内氧量有所降低,但主燃区上?#38477;?#27687;量增大,可有效抑制燃料型NO。在主燃区内的生成。改造前,主燃区内空气量占炉内总空气量的90%,改造后的主燃区内空气量下降至81.5%,因此,改造后较改造前主燃区的氧量有所降低。
          图12为改造前后炉膛内截面CO随炉膛高度分布。改造后,由于主燃区内氧量减少,不完全燃烧煤粉量增多,在主燃区内改造后较改造前CO浓度明显升高。CO含量的升高使得主燃区至炉膛出口幽的区域内还原性气氛增强,可有效抑制主燃区内燃烧过程中NO。的生成并还原部分己生成的NO。,从而整体降低炉内NO。的生成量。
          改造前后,主燃区都为NO。的主要生成区域。改造前,炉内虽装有低氮燃烧器并且采用了空气分级燃烧?#38469;酰?#20294;由于煤质较差造成主燃区内NO,生成量较多,在主燃区上方至燃尽风喷口处,虽有大部分已生成的NO。被还原,但到达炉膛出口处NO。生成量还是较高,模拟计算值约为1136 mg/m3。改造后,炉内主燃区空气量减少、燃烧速?#29123;?#32531;、部分煤粉不完全燃烧造咸主燃区内温度降低,CO浓度升高,主燃区内氧量较低还原性气氛较强,有效抑制了NO。的生成。因此,在主燃区内,改造后的NO。浓度远低于改造前。随后,大部分的NO。在主燃区上方至NO。喷口之间炉膛区域内被还原。改造后,炉膛出口NO,浓度降低为871mg/m3[20-221。
          通过数?#30340;?#25311;结果可知,改造措施可以抑制炉内NO。的生成,炉膛出口NO。的生成量由改造前的1136mg/m3降至改造后的871 mg/m3,NO。生成量下降了23.3%。表明改造后降低NO。排放效果较好,对现场改造有一定的指导意义。
      6  改造后现场试验结果及分析
          通过现场改造后的试验结果表明,上移部分三次风的改造方案,使氮氧化物的生成量由原来的1278 mg/m3降低至改造后的852 mg/m3,降低了31.8%。
          现场试验对上移三次风量变化后炉膛出口NO。的生成量进行了测量,结果如图14所示。随着上移三次风比例的增加,主燃区内氧量继续降低,还原性气氛加强,空预器出口处测得的NO。生成量也逐渐降低。上移三次风量为60%?#20445;琋O。含量为852 mg/m3;上移三次风量为70%?#20445;琋O。含量为767 mg/m3;上移三次风量为80%?#20445;琋O。22    中  国  电机工程学报    第30卷含量为740 mg/m3。由此可知,主燃区内空气量的减少可有效抑制NO。的生成,且氧量降低幅度越大,炉膛出口NO。含量?#38477;汀?#22270;15为现场试验测得炉内上三次风比例变化对空预器出口飞灰含碳量以及锅炉热效率的影响。当上移三次风比例由60%升至70%,飞灰含碳量略有增加且锅炉热效率随之减少;当上移三次风比例由70%升至80%,飞灰含碳量大幅增加,?#23545;?#36229;过上移三次风比例由60%升至70%的幅度,锅炉热效率也逐渐减少。结果表明飞灰含碳量并非随上移三次风比例增长呈线性增大,上移三次风比例由70%升至80%对炉内飞灰含碳量的上升幅度较大;锅炉热效率随三次风比例的增大虽呈线性减小,但仍在电厂保证值91.75%以上。
          练合以上试验数据,将三次风量调至80%,虽可以保证炉膛出口NO。较低的排放量,但主燃区内完全燃烧的加剧,造成主燃区上游未燃尽煤粉量增多,炉膛出口飞灰含碳量较改造前大幅度增加,锅炉燃烧效率降低。当上三次风量为70%?#20445;?#39134;灰含碳量较改造前变化不大,炉膛出口NO。排放值为767mg/m’,NO。生成量较改造前降低了40%。
      7结论
          针对某300 MW生物质燃烧机锅炉炉膛出口NO。含量过高的问题,综合采用去除主燃区部分卫燃带及上移部分三次风的改造方案降低炉内NO。的生成。通过数?#30340;?#25311;软件对锅炉改造前后的工况进行了数?#30340;?#25311;研究并进行结合改造后现场试验数据,得出以下结论:
          1)现场测得改造前炉内平均温度分布与数?#30340;?#25311;计算所得数据的平均误差不超过24℃,表明对炉内燃烧的数值计算结果可以真实?#20174;?#28809;内的燃烧情况并可以对炉内的其他工况进行预测。
          2)数?#30340;?#25311;结果表明,采用去除主燃区内部分卫燃带以及上移50%的三次风喷口的改造方案后,炉内整体温度水平降低,还原性气氛增强,NO。的生成量由改造茼的1 136 mg/m3降至改造后的871mg/m3,NO。生成量下降了23.3%。
          3)对现场改造后的试验结果分析可得,上移三次风量增大至70%?#20445;?#28809;内NO。生成量较改造前的1278 mg/m3降低至767mg/m3,降低了40%且烟气中飞灰含碳量较小为3.31%,锅炉热效率为92.36%仍在电厂保证值f91.75%1以上,表明改造结果对炉内影响较小且改造效果较好。

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