• <blockquote id="dac7b"><sup id="dac7b"><option id="dac7b"></option></sup></blockquote>
    <acronym id="dac7b"><button id="dac7b"><address id="dac7b"></address></button></acronym>
        <mark id="dac7b"><button id="dac7b"><address id="dac7b"></address></button></mark>
        <big id="dac7b"><strong id="dac7b"></strong></big>
      1. <delect id="dac7b"></delect>

      2. <blockquote id="dac7b"><ruby id="dac7b"></ruby></blockquote>
        <output id="dac7b"><ruby id="dac7b"></ruby></output>

        <output id="dac7b"></output>

      3. <meter id="dac7b"><strong id="dac7b"></strong></meter>

          1. <td id="dac7b"><strong id="dac7b"><mark id="dac7b"></mark></strong></td>

                          ?
                          我們的位置???客戶評價 銷售熱線:0371-55862358??
                          您的位置: 主頁 > 資訊中心 >

                          產品導航

                          熱銷產品

                          鋸末燃燒機
                          鋸末燃燒機

                          鋸末燃燒機_鋸末燃燒機廠家_鋸末燃燒機價格_達...

                          120萬大卡生物質燃燒機
                          120萬大卡生物質燃燒機

                          120萬大卡生物質燃燒機,120萬大卡生物質顆粒燃燒...

                          秸稈氣化爐
                          秸稈氣化爐

                          秸稈氣化爐,新型秸稈氣化爐,秸稈氣化爐原理,河...

                          4噸鍋爐改造方案
                          4噸鍋爐改造方案

                          4噸鍋爐改造方案,4噸燃煤鍋爐改造方案,鍋爐改造...

                          生物質燃燒機爐降低NOx生成的數值模擬

                          作者:鄭州達冠節能環保設備有限公司 ?????來源:http://www.irui.tw/news/350.html?????發布時間:2017-06-19 23:21
                          導讀:生物質燃燒機爐降低NOx生成的數值模擬 搞要:針對某電廠運行中NO,排放量過高的問題,通過對NO。生成機制以及電廠實際燃用煤質的分析,采用去除部分衛燃帶以及將主燃區內部分三

                          生物質燃燒機爐降低NOx生成的數值模擬
                          搞要:針對某電廠運行中NO,排放量過高的問題,通過對NO。生成機制以及電廠實際燃用煤質的分析,采用去除部分衛燃帶以及將主燃區內部分三次風移至主燃區上方的空氣分級燃燒技術,對爐內進行降低算軟件對改造前后的爐內溫度水平、組分分布及NO。生成規律進行研究。計算結果表明,改造后,主燃區內氧量降低.爐內整體溫度分布水平下降,缺氧燃燒造成主燃區內還原性氣氛增強,有效地抑制了燃燒過程中NO,的生成。改造后的試驗結果也表明,上移三次風后,爐內NO。生成量顯著降低。繼續增大上移三次風量的比例,NO。排放濃度持續降低,但飛灰含碳量逐漸升高。綜合改造后的試驗結果,上移三次風比例為70%時,爐膛出口NO。濃度較改造前降低了40%且對爐內燃燒影響較小,改造效果較好。
                          0  引言
                              火電廠是大氣污染物NO。的主要排放源【1]。近年來,隨著經濟的發展,我國對電力需求不斷增加。截至2009年底,全國發電裝機容量達到8.74億千其中,火電達到6.5205億千瓦,約占總容量74.6%。2007年底NO。的排放量為840萬噸,預計到2015年,火電將達10億千瓦,NO。的排放量將達到1310萬噸[2]。因此,對火電廠NO。的排放必須進行有效控制,以減少其對環境的影響。
                              目前國內燃煤電廠普遍采用的NO。控制技術有2類。一種為控制NO。在燃燒過程中生成的低氮燃燒技術;另一種為控制燃燒后產生煙氣中的NO。的煙氣脫硝技術。低氮燃燒技術主要通過調整爐內燃燒及加裝低氮燃燒裝噩等方法控制燃燒過程中NO。生成。主要有空氣分級燃燒技術、燃料分級燃燒技術和低氮燃燒器等,具有投資與運行費用低、技術成熟、減排效果明顯等優點,并已得到廣泛應用。煙氣脫硝技術主要是利用還原劑在低溫有催化劑或者高溫無催化劑的情況下,還原燃燒過程中已生成的NO。。主要有選擇性催化還原法和選擇性非催化還原法兩種。選擇性催化還原法脫硝效率可穩定在70%~90%且技術成熟,但投資和運行費用較高;擇性非催化還原法具有系統簡單、占地小、投資低等優點,但工藝參數選擇受機組負荷影響較大、脫硝效率較低,一般為25%~40%。因此,綜合技術、投資及運行費用等因素,對現有機組主要還是采用低氮燃燒技術[3]。
                              本文主要采用空氣分級燃燒技術,解決國內某300 MW機組NO。排放量過高的問題。通過數值計算軟件對改造前后爐內溫度水平、組分濃度以及NO。排放的影響規律進行研究,并對改造后的機組進行試驗研究及比較,以確定最佳的低NO。運行方案。
                          1  研究對象
                              電廠采用B&WB-1025/17.5-M型自然循環、墻式對沖燃燒、固態排渣鍋爐(radiant boiler-carolinatype,RBC),亞臨界,單爐膛平衡通風,全懸吊結構,尾部煙道倒L型布置。爐膛結構如圖1所示。
                              鍋爐采用EI-DRB塑燃燒器對沖布置在爐膛的前后墻上。前后墻各3層,每層4個。每2層燃燒器之間布置有1層三次風,每層有4個噴口。為控制NO。生成,燃燒系統本身己采用空氣分級燃燒技術,在整個燃燒器的上方布置有一層燃盡風噴口(NO。噴口),風量來自于二次風,主要為煤粉的后期燃盡提供必須的氧量,以控制飛灰中的含碳量。
                          2計算中采用的模型及NOx生成機制
                          2.1  計算區域的選定及網格的劃分
                              選取從爐膛下部的冷灰斗到爐膛出口之間的區域為計算域。根據爐膛的結構特點以及煙氣在爐內的流動特點,采用分區網格生成技術將整個計算區域分成3個區段:冷灰斗區、主燃區、上爐膛區。各計算區域可以根據要求布置網格的結構和疏密,且不受相鄰區域網格的影響,這樣既可滿足計算精度,又可以大大減少網格數目,加快計算速度。圖2為爐膛整體網格劃分。在主燃區內由于各物理量變化較為復雜,可采用非結構化四面體和楔形網格進行加密來提高計算精度,尤其是在燃燒器附近區域,網格劃分得更加細密一些,如圖3所示。非結構化網格對復雜結構及復雜流動都具有良好的適應性,主燃區劃分網格數量為601 626個。由于燃燒器附近區域己進行網格加密,如果繼續增加主燃區內網格數量,也只是增加爐膛申部區域的網格數量,對主要的湍流燃燒計算已無太大影響。主燃區尺寸為12 300 mmx12 350 mmx15 193mm,601626個網格已可滿足計算精度要求。
                              而對于冷灰斗區和上爐膛區,由于其結構較為規則,采用結構化六面體網格進行劃分就可以滿足計算要求,并且結構化網格對計算域進行劃分不僅網格數量較少,而且計算精度較高,2個區域的網格數量為81 144個。另外,氣流在這2個區域內流動形式也較為簡單,即使增加網格數量,對計算精度也無太大影響。
                              爐膛整體網格數量為682 770個。
                              受計算條件的限制,若將24臺燃燒器都放入計算域內,計算量過大,嚴重影響計算時間。因此,對每臺燃燒器都做了相應的簡化。將燃燒器出口的速度條件作為進入燃燒器的入口條件,并詳細設置其進入爐膛前的軸向和切向速度以模擬進入爐膛的真實情況。
                              由于燃燒器、主燃區、冷灰斗以及爐膛上部的網格劃分都有所不同,并且這些區域邊界之間的網格也不同,屬于非一致邊界的區域,因此,采用Fluent中的interface命令將兩個非一致邊界聯接起來,Fluent會計算這兩個組成邊界界面區域的交叉點并產生一個內部區域,在這個區域內,兩個界面區域重疊,可以保證計算的連續性。
                              如圖4所示為數值計算模擬爐膛截面速度分布。爐內燃燒器為對沖布置,兩側燃燒器出口氣流在爐膛中部交匯,且改變流向向上運動,截面中間速度達最低。同時,部分煙氣回流至射流根部,加熱燃燒器出口氣流,以達到穩定煤粉著火和燃燒的目的。表明對燃燒器的簡化和爐內網格的劃分,可以很好地反映爐膛內的真實燃燒情況。
                          2.2  燃燒計算采用的數學模型
                              采用標準尼一£方程模型計算爐內的湍流流動并結合標準壁面函數(standard wall function)將壁面上的物理量與爐內湍流核心區的物理量聯系起來對壁面區的流動情況進行計算‘4]。
                              采用混合分數一概率密度函數模姒氣相湍流燃燒。對于煤粉燃燒過程中的化學反應以及各組分的輸運采用非預混燃燒模型模擬‘5]。
                              采用Pl輻射模型,對煤粉燃燒過程中的火焰輻射傳熱、氣體與顆粒之間的輻射換熱以及壁面由于輻射而引起的加熱/冷卻以及流體相由輻射引起的熱量源/匯進行計算‘6]。
                              對于煤粉熱解反應的模擬采用雙平行反應模型。焦炭燃燒采用動力/擴散控制燃燒模型,燃燒過程中考慮顆粒的輻射傳熱模型,煤粉顆粒跟蹤采用隨機軌道模型來追蹤顆粒相,計算中假設煤粉粒徑服從rosm-rammler分布,采用半隱式格式壓力關聯方程算法實現壓力與速度的耦合。對于爐內NO。生成,采用后處理的方法進行模擬。
                          2.3燃燒過程中NO。生成機制
                              燃燒過程中生成的NO。主要有熱力型NO。、快速型NO。和燃料型NO。3種。熱力型NO。是助燃空氣中的N2在高溫下被氧化生成的氮氧化物。快速型NO。是碳氫系燃料在過量空氣系數小于1的情況下,在火焰面內生成的氮氧化物。燃料型NO。是化石燃料中的氮元素在燃燒過程中被氧化生成的氮氧化物。
                              1)熱力型NO。的生成遵循Zedovich鏈鎖反應機制,NO。的生成速率為
                              由式(2)可知,溫度和氧量是影響熱力NO。生成的主要因素。尤其是溫度,熱力型NO。主要在1800 K以上溫度區域內大量生成,并隨溫度的升高呈指數規律增長。在爐內的實際燃燒過程中,燃燒的不穩定將產生局部高溫區,這是熱力型NO。生量增大的主要原因,因此,在實際燃燒過程中應保證爐內熱負荷均勻,避免高溫區域的出現并減少N2在高溫區的停留時間并適當降低高溫區的氧濃度,可降低熱力NO。的生成[8]。
                              2)快速型NO。主要是在富碳氫系燃料區域火焰中,燃料中CH基團與助燃空氣中N2分子反應,生成含N的中間產物,隨后氧化生成N0[9]。
                              對于大多數的煤粉燃燒系統,快速型NO。生成量很小。雖然在富燃料下,CH基團濃度增加,會促進含氮中間產物的生成,增加快速型NO。的生成量,但低的氧濃度將使更多的HCN向N2的轉化,反而使快速型NOx的生成量減小[10]。
                              3)燃料型NO。是在煤粉燃燒過程中生成,燃料中部分N受熱分解,伴隨揮發分析出,并且大量轉化為含氮的中間產物,隨后被氧化生成NO。,剩余N留在焦炭中。
                              對于揮發分中N,主要以含N氣體中間產物HCN和NH3析出,隨后被氧化生成NO。。但在富燃料欲氧條件下燃燒時,未被氧化的HCN和NH3又將與NO。發生反應生成N2[11]。另外,殘留在焦炭中的部分N,也隨焦炭的燃燒被氧化為NO。。同時,焦炭本身具有一定的還原性,也可將部分NO。還原成N2,并且焦炭中的N含量較少,對整體燃料型N0。的影響并不是很大,因此,控制燃料中揮發分N的釋放及反應條件是降低燃料型NO。生成的主要方法。第29期    白濤等:1 025 t/h生物質燃燒機爐降低NO。生成的數值模擬    19
                          3  電廠實際燃用煤質分析
                              電廠實際測得爐膛尾部煙氣中NO。濃度為1278 mg/m3(標準狀態),遠遠超過保證值800 mg/m3。
                              通過表1對電廠實際燃用煤質的分析得出,鍋爐燃用的煤種屬于低揮發分低發熱量高灰分的貧煤。鍋爐本身雖為低NO。燃燒,由于鍋爐對實際燃用煤種的適應性不好,爐內燃燒情況較差,這可能是造成NO。排放量過高的主要原因。依據《火電廠氮氧化物排放控制技術方案研究報告》,對于燃用煙煤和褐煤的鍋爐采用低氮燃燒技術時,NO。排放濃度較低,而燃用貧煤和無煙煤時NO。排放濃度相對較高。這表明低氮燃燒技術對不同煤種,其NO。的減排效果是有差別自勺[12]。因此,應對低氮燃燒技術做進一步的改進,以增強鍋爐對煤種的適應性,降低爐內NO。的生成。
                          4改造方案
                              燃燒過程中生成的NO。中熱力型NO。占15%--20%,快速型NO。占5%,燃料型NO。占75%~80%。由于快速型NO。生成量較少,數值計算中主要孝慮熱力型和燃料型NO。的生成。
                              通過對NO。生成機制的分析,低溫環境有助于抑制熱力型NO。的生成;低氧燃燒不僅可以直接抑制燃料型NO。的生成,而且低氧燃燒所形成的還原性氣氛還可以將部分已生成的NO。還原。
                              空氣分級燃燒技術[13-14]即是通過調整爐內空氣量分布,降低主燃區內氧量,造成煤粉的不完全燃燒,形成低溫還原氣氛,抑制主燃區內熱力型及燃料型NO。的生成。剩余空氣量以燃盡風的形式從主燃區的上方送入,以保證煤粉的燃盡。
                              本文主要采用空氣分級燃燒技術上移主燃區內部分三次風至主燃區上方以降低主燃區內氧量,強化主燃區內還原性氣氛,抑制NO。的生成。
                              具體改造措施如下。
                              1)去除爐膛內前后墻及側墻上層全部衛燃帶陰影部分1,去除面積為42.6m2,占衛燃帶總面積的35.2%,旨在降低主燃區內溫度,防止高溫區域的產生,減少熱力型NO。生成。主燃區內溫度的降低,將會減緩煤粉的燃燒速度。另外,由于燃用的煤質較差,將更不利于煤粉燃燒。實際改造中,應在燃燒器噴口加裝穩燃齒及增大煤粉細度來強化著火,彌補主燃區溫度降低對煤粉著火不利的影
                          響。
                              2)將主燃區內前后墻上下兩層三次風中間8個噴口分兩級移至主燃區上方以達到進一步空氣分級燃燒降低主燃區內NO。生成的目的。由于移動靠近側墻三次風噴口,會增加近壁區域生高溫腐蝕的可能;為了維持近壁區較高的氧量,降低近壁區溫度,減小發生高溫腐蝕的可能,主要移動每層三次風中間的噴口。如圖7和8所示為改造前后三次風位置。
                              3)將上移三次風量增大至三次風總量的60%,這將繼續減小主燃區內的氧量、增強主燃區內的還原性氣氛,進一步抑制主燃區內NO。的生成。由于三次風量較高f占總風量的17.7%1,并且對三次風進行調節也不會影響到一、二次風的運行,調節方法也較為簡單,因此,調節三次風量控制主燃區內N0。生成是可行的。
                          5數值計算結果及分析
                              為了驗證數值計算的準確性,對改造前爐內的實測溫度值與數值計算值進行比較,如圖9所示。計算值所反映的爐內溫度變化趨勢為主燃區內溫度較高,隨爐膛高度的增加,爐內溫度又逐漸降低,這與電廠實測值的變化趨勢相同。爐膛內的大部分區域,現場實測值與數值計算值的平均誤差不超過24℃,雖在爐膛出口處有一定的誤差,但可接受范圍之內。表明數值計算所采用模型可以描述實際的燃燒過程。
                              茌數值計算中,通過對衛燃帶所在區域總的吸熱量和輻射吸熱量來描述改造前后衛燃帶對所在區域水冷壁的影響。在數值計算中設置衛燃帶為絕熱。改造前,衛燃帶所在水冷壁區域熱流密度為0,吸熱量為0。改造后,衛燃帶去除,原衛燃帶所在水冷壁區域吸熱量為1.323 x107kW,輻射吸熱量為1.284x107kW,且所吸收總的熱量與輻射吸熱量相差不多,合主燃區內水冷壁主要為輻射吸熱的特點。
                              在敷設衛燃帶的水冷壁,熱有效系數臚旬.9(角系數)XO.1(沾污系數)=0.09。衛燃帶去除后的水冷壁,熱有效系數r~0.9x0.35=0.315。由此可知,敷設衛燃帶部分的水冷壁與去除衛燃帶部分水冷壁有效系數相差較大,這一結果表明敷設衛燃帶的水冷壁區域與未敷設衛燃帶的水冷壁區域相比,其吸熱量有很大的差距。
                              空氣分級燃燒對爐內的溫度分布影響較大,如圖10所示為改造前后爐膛截面溫度隨爐膛高度分布。由圖可以看出,由于煤粉在主燃區燃燒放出的熱量大于主燃區受熱面的吸熱量,使得主燃區溫度較高。隨著爐膛高度的增加,煤粉放熱量減少,主燃區上方受熱面吸熱量大于放熱量,爐內溫度降低。尤其到達NOx噴口附近,溫庋降低速率較快,隨后溫度降低速率有所減緩。這主要是由于上移的部分三次風在NO。噴口附近,使得主燃區上方的燃盡風總量增大,這會對爐內的溫度產生兩個方面的影響:一方面是過量的空氣將促進剩余煤粉的燃盡,使爐內的溫度升高;另一方面是上移的三次風與主燃區上方的燃盡風溫度相對于煙氣溫度都比較低,當這兩種風與煙氣混合后,煙氣溫度可能降低。這兩方面因素的作用,造成了NO。噴口附近溫
                          度的波動。
                           
                              受改造后主燃區內溫度降低的影響,爐內整體溫度水平較改造前有所將低。主燃區溫度的降低有利于抑制燃燒過程中熱力型NO。生成。改造后的主燃區平均溫度水平較改造前降低了23℃。
                              爐內空氣分級燃燒主要改變爐內氧量分布以降低NO。的生成,如圖11所示為改造前后爐膛內截面氧量隨爐膛高度分布。由于燃燒器分層對沖布置于爐膛內,主燃區內的空氣量為逐級加入。爐內從主燃區到NO。噴口的區域,氧量逐漸升高。在NO。噴口上方,由于煤粉的繼續燃盡,氧量又逐漸降低直至爐膛出口。在NO。噴口附近改造后的氧量較改造前有所升高。這主要是由于上移三次風量增大了NO。噴口附近氧量所致。隨煤粉的繼續燃盡,改造前后爐膛出口氧量趨于一致。
                              相對與改造前,改造后主燃區內氧量有所降低,但主燃區上方的氧量增大,可有效抑制燃料型NO。在主燃區內的生成。改造前,主燃區內空氣量占爐內總空氣量的90%,改造后的主燃區內空氣量下降至81.5%,因此,改造后較改造前主燃區的氧量有所降低。
                              圖12為改造前后爐膛內截面CO隨爐膛高度分布。改造后,由于主燃區內氧量減少,不完全燃燒煤粉量增多,在主燃區內改造后較改造前CO濃度明顯升高。CO含量的升高使得主燃區至爐膛出口幽的區域內還原性氣氛增強,可有效抑制主燃區內燃燒過程中NO。的生成并還原部分己生成的NO。,從而整體降低爐內NO。的生成量。
                              改造前后,主燃區都為NO。的主要生成區域。改造前,爐內雖裝有低氮燃燒器并且采用了空氣分級燃燒技術,但由于煤質較差造成主燃區內NO,生成量較多,在主燃區上方至燃盡風噴口處,雖有大部分已生成的NO。被還原,但到達爐膛出口處NO。生成量還是較高,模擬計算值約為1136 mg/m3。改造后,爐內主燃區空氣量減少、燃燒速度減緩、部分煤粉不完全燃燒造咸主燃區內溫度降低,CO濃度升高,主燃區內氧量較低還原性氣氛較強,有效抑制了NO。的生成。因此,在主燃區內,改造后的NO。濃度遠低于改造前。隨后,大部分的NO。在主燃區上方至NO。噴口之間爐膛區域內被還原。改造后,爐膛出口NO,濃度降低為871mg/m3[20-221。
                              通過數值模擬結果可知,改造措施可以抑制爐內NO。的生成,爐膛出口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。排放效果較好,對現場改造有一定的指導意義。
                          6  改造后現場試驗結果及分析
                              通過現場改造后的試驗結果表明,上移部分三次風的改造方案,使氮氧化物的生成量由原來的1278 mg/m3降低至改造后的852 mg/m3,降低了31.8%。
                              現場試驗對上移三次風量變化后爐膛出口NO。的生成量進行了測量,結果如圖14所示。隨著上移三次風比例的增加,主燃區內氧量繼續降低,還原性氣氛加強,空預器出口處測得的NO。生成量也逐漸降低。上移三次風量為60%時,NO。含量為852 mg/m3;上移三次風量為70%時,NO。含量為767 mg/m3;上移三次風量為80%時,NO。22    中  國  電機工程學報    第30卷含量為740 mg/m3。由此可知,主燃區內空氣量的減少可有效抑制NO。的生成,且氧量降低幅度越大,爐膛出口NO。含量越低。圖15為現場試驗測得爐內上三次風比例變化對空預器出口飛灰含碳量以及鍋爐熱效率的影響。當上移三次風比例由60%升至70%,飛灰含碳量略有增加且鍋爐熱效率隨之減少;當上移三次風比例由70%升至80%,飛灰含碳量大幅增加,遠遠超過上移三次風比例由60%升至70%的幅度,鍋爐熱效率也逐漸減少。結果表明飛灰含碳量并非隨上移三次風比例增長呈線性增大,上移三次風比例由70%升至80%對爐內飛灰含碳量的上升幅度較大;鍋爐熱效率隨三次風比例的增大雖呈線性減小,但仍在電廠保證值91.75%以上。
                              練合以上試驗數據,將三次風量調至80%,雖可以保證爐膛出口NO。較低的排放量,但主燃區內完全燃燒的加劇,造成主燃區上游未燃盡煤粉量增多,爐膛出口飛灰含碳量較改造前大幅度增加,鍋爐燃燒效率降低。當上三次風量為70%時,飛灰含碳量較改造前變化不大,爐膛出口NO。排放值為767mg/m’,NO。生成量較改造前降低了40%。
                          7結論
                              針對某300 MW生物質燃燒機鍋爐爐膛出口NO。含量過高的問題,綜合采用去除主燃區部分衛燃帶及上移部分三次風的改造方案降低爐內NO。的生成。通過數值模擬軟件對鍋爐改造前后的工況進行了數值模擬研究并進行結合改造后現場試驗數據,得出以下結論:
                              1)現場測得改造前爐內平均溫度分布與數值模擬計算所得數據的平均誤差不超過24℃,表明對爐內燃燒的數值計算結果可以真實反映爐內的燃燒情況并可以對爐內的其他工況進行預測。
                              2)數值模擬結果表明,采用去除主燃區內部分衛燃帶以及上移50%的三次風噴口的改造方案后,爐內整體溫度水平降低,還原性氣氛增強,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)對現場改造后的試驗結果分析可得,上移三次風量增大至70%時,爐內NO。生成量較改造前的1278 mg/m3降低至767mg/m3,降低了40%且煙氣中飛灰含碳量較小為3.31%,鍋爐熱效率為92.36%仍在電廠保證值f91.75%1以上,表明改造結果對爐內影響較小且改造效果較好。

                          最新產品

                          聯系我們

                          掃描微信 ?溝通無限

                          聯系電話:0371-55862358 E-mail:[email protected] 郵編:450000 傳真:0371-55862358豫ICP備14021661號XML網站地圖TXT網站地圖
                          最好用的手机pk10软件