煤粉燃烧器（精选8篇）
煤粉燃烧器 篇1
1 前言
水泥工业在消纳城市废弃物、发展循环经济方面正起着日新月异的作用。欧洲一些工业发达国家现几乎没有单纯燃用天然燃料的水泥窑,大多同时共烧多种燃料和替代燃料,其二次燃料替代率一般为30%～50%,荷兰、德国和瑞士等国水泥工业的二次燃料替代率已超过50%,最高可达80%[1]。近年我国在这方面也进行了有效的试验和试生产[2,3,4,5],事实证明利用可燃性废弃物作为替代燃料,在技术上是可行的,具有节能、利废、环保、提高经济效益的多重作用,又可为减轻环境负荷作出贡献。
当前,欧洲较为流行的替代燃料利用方法,是采用可燃性废弃物制备成高质量的替代燃料,从窑头主燃烧器喂入[6]。其优点是能安全彻底地销毁废物中有害的有机物,以替代宝贵的优质天然燃料。我国水泥工业在这方面的研究才刚刚起步,替代燃料的运用处于尝试阶段,用量较少,尚需安全的工业化应用。窑用煤粉燃烧器作为水泥回转窑烧成系统的一个重要组成部分,不仅对回转窑煅烧过程的优化操作和系统稳定运转起着重要作用,还会对降低燃料消耗、提高熟料产质量、减少NOx气体排放有显著的影响。本文运用数值模拟方法,针对水泥窑用燃烧器在燃烧部分替代燃料时的燃烧状况进行了数值模拟分析和研究,以期为开发设计和生产操作控制提供一些指导性意见。
2 数学模型的选择
回转窑内煤粉的燃烧是一个复杂的物理化学过程,包含挥发分的释放与燃烧、固定碳的燃烧、辐射传热、颗粒运动、对流换热、气固两相流等,本文在计算过程中,气相流动采用标准k-ε湍流模型;煤粉颗粒与替代燃料颗粒运动采用随机轨道模型;用组分传输模型(Species Model)模拟气相湍流燃烧[7],物质传输反应率的控制选用了Finite-Rate/Eddy-Dissipation模型[7];辐射模型采用P1辐射模型[7];颗粒燃烧模型采用Diffusion-Limited表面反应模型[7];通过拟合计算假定煤粉颗粒中的挥发分为C2H5O,替代燃料颗粒中的挥发分为C2H4,挥发率取为常数50s-1。基本方程如下所示:
注:表中热值及温度点为中国中材国际南京水泥工业设计研究院技术中心实验所得。
(1)流体连续性方程及动量方程
流体连续性方程为:
雷诺平均N-S方程:
(2)标准k-ε湍流模型方程:
湍流粘度:
湍流动能k,湍流耗散率ε可由下式表示:
式中:Gk、Gb———速度梯度和浮力的作用项
YM———脉动扩散在可压缩湍流内对整体耗散率的影响
σk、σε———普朗特数
Sk、Sε———用户自定义源项,常数取经验值
(3)颗粒的运动方程:
式中:FD(u-up)———拖曳力
———重力
Fx———其他力
(4)颗粒能量方程:
式中:mp———颗粒的质量
Cp———颗粒的比热
Tp———颗粒的温度
h———对流传热系数
Ap———颗粒的表面积
T∞———气相温度
εp———颗粒的发射率
σ———波尔兹曼常数
θR———辐射温度
hfg———潜热
fh———份额常数
3 替代燃料及煤粉参数的设定
本文在模拟过程中采用了含3%(质量分数)水分的替代燃料,其主要成分为高热值的聚乙烯和聚丙烯塑料薄片,具体干基成分见表1,通过计算得出此替代燃料的干基热值为41.4035MJ/kg,在模拟过程中考虑15%的热量替代率。从表1数据不难看出,该替代燃料着火温度、燃尽温度较低,所以在对该替代燃料进行参数拟合时考虑挥发分含量较高,具体拟合参数详见表2所示。在对替代燃料颗粒进行粒径拟合时,考虑聚乙烯和聚丙烯大小为15mm×15mm×0.075mm的薄片,其余成分大小考虑5mm的立方体,根据比表面积相同的原则,替代燃料具体拟合值见表3所示。煤粉颗粒的粒径分布采用的是某一水泥厂的实测值,见表3所示。
4 物理模型及边界条件
本文选用SINOMA研发的满足5000t/d生产要求的可燃用替代燃料燃烧器,其配套的回转窑规格为4.8m×74m,燃烧器端部结构和坐标系如图1所示。为了网格划分方便,做了两点简化:(1)设定从燃烧器端面向窑尾方向延伸45m的柱体区域(回转窑内一有效空间,4.3m×45m)为计算域,忽略窑皮变化对计算域的影响;(2)去除点火用喷油开孔及拢焰罩。燃烧器端部各速度出口条件如表5所设。
5 网格划分
整个计算域均采用四面体网格进行划分,由于燃烧器端头网格比较精细,整个计算域又比较大,在网格划分过程中设定了网格尺寸优化(Size Function),使得网格在燃烧器端头比较精细,远离燃烧器端头逐渐粗大,并且设定了最大网格尺寸。通过这样的处理不仅大大减少了网格总数量,而且还提高了网格的质量,有利于计算结果的收敛。图2为燃烧器端头计算域网格图。
6 结果和分析
6.1 流场
从图3可以看出,漩流风及一次风喷嘴处速度较大,出口速度的不均匀性,使得在大的速度入口附近形成了一负压区,附近速度较小的气体被卷吸入该区域而形成局部涡流,涡流的存在使得颗粒与气流充分接触,颗粒在短时间内被二次风迅速加热,释放出挥发分,着火燃烧;另外从图中可以看出,漩流风靠近送煤风,有利于煤粉颗粒的分散,提高燃烧效率。
6.2 温度场
从图4可以看出未加替代燃料时窑内的大致温度分布,在燃烧器端头有一小段黑火头,随着距离的延伸,窑内温度逐步增加达到最高点;窑内高温区主要集中在距燃烧器端面10m～27m之间,窑内最高温度大约为2450℃;随着窑距离的不断延伸,高温区逐渐向窑两侧和顶部扩散,并且温度逐渐降低。可以推测,煤粉颗粒刚进入窑内时,温度较低,不可能立即燃烧放出热量,所以出现了黑火头;煤粉颗粒在进入窑后,在燃烧器端口由于气体的卷吸作用,迅速与高温二次风混合,在二次风的加热下,煤粉颗粒中的挥发分迅速析出燃烧;挥发分燃烧放出热量后,颗粒温度继续升高,当达到固定碳的着火温度后,固定碳开始燃烧,放出大量热。
从图5可以看出,加替代燃料时窑内的大致温度分布,与图4相比,加替代燃料后窑内温度分布趋势基本与单烧煤粉温度分布一致,最高温度也基本相同。但是加替代燃料后燃烧器端头黑火头略微延长,这是由于:(1)替代燃料的加入,带入了一股送替代燃料的一次风;(2)替代燃料含有3%的水分,水分的气化需要热量。另外高温区主要集中在距燃烧器端面8m～27m之间,比未加替代燃料高温区向前移了2m左右,这主要是拟合的替代燃料挥发分较高,挥发分的燃烧就放出了大量的热量。
6.3 颗粒的运动轨迹及停留时间
从图6a、6b中可以看出,煤粉颗粒随着深入窑内,逐渐向边壁扩散,这就使得煤粉颗粒能与高温二次风充分混合,在氧气充足的情况下充分燃烧放热。从图6c中可以看出替代燃料颗粒的运动轨迹与煤粉颗粒基本相同。
6.4 数值模拟结果值分析
从表6可以看出:(1)替代燃料的加入提高了煤粉颗粒的燃尽率,这是由于替代燃料挥发分极高,在颗粒进入回转窑内后,经过二次风的加热迅速释放出大量挥发分,着火燃烧放出热量,同时煤粉颗粒也被迅速加热燃烧;(2)替代燃料的燃尽率为95.40%,这主要是由于有些替代燃料颗粒比较大,又含有一部分水分,导致大颗粒内部燃烧比较缓慢;(3)出口平均温度降低了,这是由于替代燃料的加入带入了一部分额外一次风导致的。
7 小结与展望
通过数值模拟证实,替代燃料的引入并没有给水泥烧成制度带来不利影响,颗粒的运动轨迹及窑内的温度场均在正常范围内,废塑料作为替代燃料运用在水泥烧成系统是切实可行的。但是需要注意的是:
(1)废塑料的加入延长了黑火头,并且使得出口风温降低了约65℃,在条件允许的情况下,需尽量降低替代燃料含水量,减小替代燃料颗粒尺寸,提高替代燃料燃尽率。另外替代燃料的加入增加了一次风量,可适当增加燃料量,以达到稳定窑工况。
(2)模拟过程中只考虑了替代燃料在热能方面的影响,并没有考虑替代燃料中所带有的其他不利元素对水泥工艺的影响,比如氯元素。
(3)模拟过程中假定替代燃料为一高挥发分煤,在一定程度上减小了替代燃料复杂成分对烧成系统的影响。
参考文献
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[2]王霄京.“鸟巢”水泥供应商领跑环保水泥产业[J].中国建材,2008,(9):17-21.
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[5]凌伟煊.AFR在水泥回转窑替代煤的研究与应用[J].水泥技术,2007,(1):85-87.
[6]乔龄山.水泥厂利用废弃物的有关问题(五)[J].万方数据,2003,(5):1-9.
[7]FLUENT6.3User’s Guide[M].
煤粉燃烧器 篇2
摘要：选用超细化鹤岗、铁法、准噶尔3种原煤、脱灰煤(HCl/HF脱灰),与分别添加MgO、CaO、Al2O3和Fe3O4矿物的脱灰煤制成试验样品.使用DTG(热重/差热分析仪)对不同样品进行燃烧实验,GC-MS(气相色谱质谱联用仪)分析烟气中SO2,设定气体流量为50mL/min,氧气体积分数为20%,升温速率为20℃/min,考察矿物成分对煤粉燃烧时硫转化的影响.结果发现,超细化3种煤的原煤样品燃烧过程中SO2的释放曲线均是3峰曲线,脱灰样品在燃烧过程中SO2的释放曲线是双峰曲线;不同煤种燃烧过程中SO2的最大释放量出现的`温度不同,鹤岗煤在3个峰值范围内较均匀,铁法煤在500℃左右SO2的释放量最大,而准噶尔煤在200℃左右SO2的释放量最大;煤中的矿物成分MgO、CaO、Al2O3和Fe3O4对煤燃烧时硫转化有一定的固化作用,固化作用的大小与矿物成分的添加量、种类及煤的品种有关.作 者：魏砾宏 姜秀民 李爱民 WEI Li-hong JIANG Xiu-min LI Ai-min 作者单位：魏砾宏,WEI Li-hong(哈尔滨工业大学能源科学与工程学院,哈尔滨,150001;沈阳航空工业学院清洁能源与环境工程研究所,沈阳,110034)
姜秀民,JIANG Xiu-min(哈尔滨工业大学能源科学与工程学院,哈尔滨,150001;上海交通大学机械与动力工程学院,上海,40)
李爱民,LI Ai-min(沈阳航空工业学院清洁能源与环境工程研究所,沈阳,110034)
煤粉燃烧器 篇3
奎山宝塔石化2×350 MW热电联产项目采用1 163t/h超临界压力直流锅炉, 燃烧方式采用摆动式四角切圆燃烧技术。直流煤粉燃烧器, 若要产生稳定的煤粉火焰, 不仅需要同层各个角燃烧器的燃烧配合, 而且需要上下层燃烧器的配风支持。因此研究燃烧器四角气流的相互配合作用, 即四角气流相互作用所形成的实际切圆, 是直流煤粉燃烧器能得以稳定燃烧的关键所在。着重分析直流煤粉燃烧器的结构和四角切圆的形成及对燃烧的影响。
1 直流燃烧器的结构
奎山宝塔石化2台锅炉煤粉燃烧器均采用四角布置、切向燃烧、摆动式燃烧器。燃烧器分主燃烧器4组, 高位燃烬风燃烧器 (SOFA燃烧器) 4组分5层布置于炉膛下部四角, 煤粉和空气从四角送入, 在炉膛中呈圆方式燃烧。燃烧器共设置5层煤粉喷嘴、锅炉配置5台HP863型中速磨煤机, 每台磨煤机的出口由4根煤粉管连接炉膛四角的同层煤粉炉喷嘴, 锅炉MCR和ECR负荷时均设4层, 另1层备用。直流煤粉燃烧器的出口是由1组圆形、矩形或多边的喷口所组成。燃烧器喷口之间保持一定距离, 以满足煤粉稳定着火和燃烧的需要。喷口射出的直流射流多为水平方向, 也有的向上或向下倾斜一定角度。奎山宝塔锅炉机组采用可摆动式的, 锅炉运行时可上、下摆动的范围为200°~250°, 主要用于调节再热汽温。因为奎山宝塔热电联产项目燃烧煤种为烟煤, 所以一、二次风口相间布置, 采用均等配风结构, 即在两个一次风喷口之间均等布置1个或2个二次风喷口。其各角的一次风和二次风以相同的角度射入炉膛, 1#角、3#角和2#角、4#角分别构成Φ1 546 mm和Φ1 378 mm的同心同向旋转假想切圆, 这是最常见的切圆布置方式。这种方式的优点是一、二次风射流刚性好, 穿透能力强, 炉内混合好。一、二次风相互紧靠, 有利于一、二次风的较早混合, 使一次风煤粉气流在着火后就能够得到足够的空气补充。燃烧器最高层为上二次风喷口, 目的是:
a) 供应上排煤粉燃烧器所需的空气;b) 提供炉内未燃尽的煤粉继续燃烧时所需空气;c) 强化燃尽阶段的混合。最低层为下二次风喷口, 目的是:a) 供应下排煤粉燃烧器所需空气;b) 把煤粉气流中析出的大颗粒托住, 延长在炉内的停留时间, 减少q4 (机械不完全燃烧损失) 损失;c) 降低炉膛下部温度, 防止结焦。
2 直流煤粉燃烧器切圆的形成
现今大型锅炉基本采用直流煤粉燃烧器四角布置切圆燃烧方式, 每一层的4个角燃烧器喷口中心线相切于以炉膛中心为圆心的1个圆或2个圆上, 该圆叫安装切圆或假想切圆。4股气流喷射到达炉膛中心位置时, 以切圆形式汇合, 形成旋转燃烧火焰, 由于射流的卷吸作用, 与周围烟气进行着强烈的物质交换和热量交换, 不断地将烟气卷吸到射流中来, 随射流一起运动, 因此射流的流量逐渐增加, 截面逐渐扩大, 流速逐渐减小。同时在炉膛内形成一个自下而上的旋涡状气流。
本工程共安装4台SOFA燃烧器、4台上部燃烧器和4台下部燃烧器, 其中4台SOFA燃烧器布置在锅炉的4个切角处, 上部和下部燃烧器分别布置在单面侧墙的指定区域, 具体定位为1#角燃烧器在左侧墙炉膛中心线偏炉前4 539 mm处、2#角在后墙锅炉对称中心线偏炉左4 539 mm处、3#角在右侧墙炉膛中心线偏炉后4 539mm处、4#角在前墙锅炉对称中心线偏炉右4 539 mm处。在锅炉设计中, 假想切圆是很重要的, 而对于炉膛燃烧, 起到主要影响的是煤粉气流沿切线喷射在炉膛中实际形成的燃烧切圆。煤粉气流沿着假想切圆切线的方向以自身的初速度喷射进入炉膛, 在向前流动的过程中, 伴随着卷吸、扩散的作用。气流速度在向前流动的过程中不断衰减, 并且气流两侧受到的压力作用不同, 气流流动方向随之发生改变, 向四周水冷壁发生偏移, 形成了直径大于假想切圆的圆, 这个实际切圆也称热态切圆。实际切圆的大小受到很多因素的影响, 如煤粉气流的初速度、煤粉喷口的面积、每组喷口的高宽比等, 安装切圆也是其中的一种因素。初速越高, 即初始动量越大, 射程越长。射程长表示射流衰减慢, 在烟气介质中贯穿能力强, 对后期混合有利。对于矩形截面的喷口, 当初速与喷口流通面积不变时, 随喷口高宽比的增大, 射流周界面增大, 卷吸能力也增大。
通过和其它燃烧方式的对比, 四角切圆燃烧具有以下三个优势:a) 四角布置的燃烧器, 在一次风粉混合物沿燃烧器喷口喷射出一定的距离时, 射流空间受限, 对高温烟气产生吸引作用;b) 在上游邻角高温火焰的冲击下, 喷射进入炉内的一次风粉混合物着火稳定性优良;c) 四角燃烧器的射流相互配合、影响, 一方面使一次风和二次风的混合程度提高, 提高了燃烧的经济性, 另一方面使燃烧中煤粉颗粒外的灰壳相互撞击后脱落, 提高了煤粉颗粒内部的燃烧速度, 有利于煤粉的燃尽, 提高燃烧的经济性。
3 四角布置切圆燃烧的主要问题
3.1 一次风煤粉气流的偏斜
虽然煤粉气流在一定范围内的偏斜对煤粉气流的引燃有利, 但偏斜角度过大时, 会导致煤粉气流冲刷炉墙而造成水冷壁结渣, 因此应避免一次风煤粉气流的偏斜。影响一次风煤粉气流偏斜的主要原因有两个:a) 燃烧器的结构特性。燃烧器的高宽比或一次风喷口的高宽比越大, 射流的刚性或一次风的刚性就越小, 射流越容易产生偏斜, 因此当燃烧器高度过大时, 也应该对燃烧器进行分组;b) 射流两侧的补气条件。煤粉气流的两侧卷吸炉内烟气, 在射流两侧形成负压区, 但射流两侧的补气条件不同, 因此气流两侧的压力不同, 压差就形成了。在此压差作用下, 迫使射流向其中一侧偏转, 因此一般应采用正方形炉膛或炉膛宽深比小于1.1, 切圆的直径也不宜过大。切圆直径太小, 会使炉内气流旋转和混合不强烈, 不利于煤粉气流的着火和燃烧, 一般锅炉燃烧器设计中假想切圆直径为600 mm~1 200 mm。将同一角的燃烧器分成上下两组, 中间留有一定距离, 就可以起到平衡气流两侧压力的作用, 防止偏斜。
3.2 炉内易结渣
炉膛内温度或炉膛内局部温度过高、煤的灰燃点降低时, 处于熔融状态的灰粒粘结在受热面或炉墙上的现象称为结渣。如果一次风速过低, 煤粉气流着火离燃烧器喷口太近, 燃烧器周围容易结渣;一次风管风量分布不均易造成炉膛火焰偏斜, 炉膛火焰中心向风量小的一角倾斜, 使其附近水冷壁结渣;二次风速较低、刚性弱, 对一次风的保护能力降低, 一次风容易贴水冷壁, 造成炉内结渣;当采用摆动式燃烧器向下摆动调节汽温时, 例如下排燃烧器距冷灰斗转弯处较近, 易造成冷灰斗结渣等。
3.3 炉膛出口及水平烟道两侧烟温的偏差较大
在四角燃烧锅炉中, 燃烧器区域的高温火焰是强烈旋转的, 在炉膛出口处, 虽然旋转强度有所减弱, 但仍存在较大的残余旋转, 造成炉膛出口处烟温和烟速的偏差, 导致过热器、再热器的热偏差, 甚至超温爆管。一般炉膛出口处的烟温偏差能达100℃, 严重时甚至达到300℃。气流逆时针方向旋转时, 左侧烟温高于右侧烟温, 左侧烟速高于右侧烟速。
4 结语
中国目前电厂锅炉大部分机组均采用四角切圆燃烧技术, 并且中国的四角切圆燃烧技术日趋成熟。由此可见, 今后电厂发展的一段时期内, 四角切圆燃烧技术仍然是中国电厂锅炉机组主要采用的燃烧方式。四角切圆燃烧由于烟气在炉内旋转上升, 使其具有火焰行程长、炉内混合好、燃烧经济性高等特点, 被大部分电厂推广使用。但正是由于这种旋转, 在炉膛出口烟道形成烟气能量分布不均、烟温偏差较大等不利一面, 引起人们的普遍关注。
摘要：以新疆奎山宝塔热电新建项目1 163 t/h超临界压力直流锅炉为例, 通过1#、2#锅炉的燃烧器的安装分析讨论直流燃烧器的结构、燃烧器切圆的形成及对燃烧的影响。
煤粉燃烧器 篇4
关键词：锅炉,水平浓淡燃烧器,分析
一、设备简介
热电厂3#CG-130/3.82-M16型四角切圆煤气混烧锅炉，采用固态排渣、中间贮仓乏气送粉，锅炉设计煤质为新疆塔城和丰地区烟煤，燃气为炼厂废气。2001年12月28日投入运行后，应用水平浓淡燃烧器，但低氮排放、高负荷防止结渣的预期目标未能真正实现。
锅炉应用气力调节型水平浓淡煤粉燃烧器、单枪多孔扩散式气体燃烧器，纯燃煤、纯燃气额定出力分别为130t/h、91t/h。燃烧器一、二次风射流中心线假想切圆直径分别为Ф350mm、Ф400mm，逆时针旋转，每组燃烧器一、二次风及气喷口共8层交错布置，由上至下排序为：2—1—2—2(上层气)—2—1—2(点火枪)—2(下层气)。燃气分两路：一路为天然气，供点火气枪;一路为炼厂废气，供上、下层燃气喷口。
二、水平浓淡燃烧器结构及原理
西安交通大学于1987年率先在国内提出水平浓淡燃烧概念，并先后研发出不同结构型式的水平浓淡燃烧器。其基本技术原理是，在水平弯管内，当弯曲角度超过1rad时，固体颗粒在惯性力作用下开始大量向弯管外壁聚集，约在1～2rad的范围内，85%以上的固体颗粒集中在弯管的外侧壁，形成煤粉浓度的最高区域，不考虑煤粉浓度恢复效应，则在切圆燃烧锅炉的炉膛截面上，会出现图1所示的浓度分布。利用一次风进入炉膛前弯头的惯性离心分离作用，使含粉气流在弯头出口形成贫粉流和富粉流两部分，用煤粉浓缩器将富粉流引至向火侧，贫粉流引到背火侧。图1中c、d角，富粉流已处于向火侧，只需在弯头后的直管段中用隔板在铅直方向将贫、富粉流隔开;a、b角富粉流处于背火面，利用浓缩扭曲板将管道外侧的富粉流引至管道内侧，将管道内侧的贫粉流引至管道外侧，从而使富粉流处于向火面，贫粉流处于背火面。若隔板位置恰当，煤粉气流浓缩比Rc=2.9，阻力系数ζ=0.08，浓缩扭曲板阻力系数ζ=0.15～0.40，实测隔板、浓缩板阻力为100～400Pa。为了在负荷变化时能调节煤粉浓度，并抑制高负荷工况燃烧器喷口可能出现的结渣，在浓淡燃烧器上加装了气力式煤粉浓度调节装置，如图2所示。
水平浓淡煤粉燃烧器富粉流在向火侧，贫粉流在背火侧，富粉流中的煤粉在过量空气系数远小于1的条件下燃烧，贫粉流中的煤粉则在过量空气系数大于或接近于1的条件下燃烧，但燃烧器出口的总过量空气系数仍保持在合理的范围内，因此，水平浓淡燃烧器具有抑制燃烧器区域水冷壁结渣、降低NOx排放、稳定燃烧等突出优点[1]。
三、水平浓淡燃烧器应用中存在的问题
根据煤质特点，为同时实现抑制燃烧器区域水冷壁结渣、降低NOx排放、稳定燃烧等目的，热电厂3#锅炉选用了水平浓淡燃烧器设计方案。但锅炉投产后，水平浓淡燃烧器在应用过程中却存在以下两方面问题。
1. NOx排放浓度高
煤与空气在高温燃烧时生成的NOx成分一般为NO和NO2，其中NO约占95%，NO2仅占5%。毒性不大的NO排入大气后在空气中氧化成具有较大毒性的NO2, NO2在一定条件下进一步氧化成N2O。氮氧化物是参与光化学反应并形成光化学烟雾的关键组分，不但污染环境，而且对动植物产生严重危害，可刺激人体肺部。由于氮氧化物损害大、治理代价高，我国对不同时段锅炉制定了明确的NOx排放标准。
热电厂3#锅炉虽然采取了低氮燃烧器设计，但2003年3月13日，自治区环境监测中心监测却发现锅炉NOx排放浓度为1130mg/m3，为国家标准值的1.74倍。热电厂2004年、2005年多次监测数据也表明，3#锅炉水平浓淡燃烧器未能达到降低NOx排放浓度的预期目的。
2. 煤粉浓度调节装置设计欠合理，易诱发事故
如图2所示，气力型煤粉浓度调节装置设计气源为二次风，纯燃煤工况下，仅在锅炉负荷超过75%时，二次风箱压力才大于一次风压力。2002年1月7日凌晨，3#锅炉负荷由100t/h左右突然降低低到75t/h左右，由于煤粉浓度调节装置未及时关闭，一次风中煤粉气流将倒流进二次风箱，半个小时左右，二次风箱中沉积的煤粉自燃即将3#二次风箱烧毁。
四、原因分析
1. NOx排放浓度高原因
按锅炉煤燃烧释放出NOx的生成机理，可分为热力型NOx、快速型NOx和燃料型NOx。热力型NOx是燃烧时空气中的N2在高温下氧化而生成氮氧化物;快速型NOx是燃料挥发分中的碳氢化合物高温分解形成的CH自由基撞击N2分子，生成CN化合物，再进一步以极快的速度与氧化合生成氮氧化物;而燃料型NOx是燃料中的有机氮化合物在燃烧过程中氧化生成的氮氧化物。
热力型NOx的生成速度与燃烧温度呈指数关系，如图3所示。在燃烧温度低于1500℃时，热力型NOx的生成量很少，而温度高于1500℃时，每增加100℃，反应速度将增大6～7倍，因此燃烧局部高温区对炉内整个热力型NOx的生成起到决定性作用。在温度为1600℃时，煤粉燃烧生成的热力型NOx约占NOx生成总量的25%～30%。热力NOx的生成量也与氧浓度(过量空气系数)、停留时间有关，如图4所示。在普通燃煤锅炉中，快速型NOx的生成量比热力型NOx和燃料型NOx少得多，仅占NOx生成总量的5%以下，快速型NOx对温度的依赖很弱。当燃料中的氮质量含量超过0.1%时，燃烧生成总NOx则以燃料型NOx为主，由于锅炉用燃料中的含氮量以煤粉最多，燃料型NOx占煤粉燃烧过程中释放氮氧化物总量的60%～80%，而且随燃烧温度的降低，所占比例增大，其生成量大小也与过量空气系数关系密切，当过量空气系数小于1时，NOx的生成量明显降低，当过量空气系数为0.7时，燃料型NOx生成量几乎为零[2]。
水平浓淡燃烧器实现低氮排放的理论基础是，燃烧器煤粉喷口水平方向浓煤粉在过量空气系数小于1的条件下燃烧，一方面降低了燃料型NOx的形成，同时由于空气不足，造成燃料只能部分燃烧，延长了燃烧过程，也降低了燃烧区域温度水平，从而降低了热力型NOx;而燃烧器煤粉喷口水平方向淡煤粉在过量空气系数大于1的条件下燃烧，燃烧区域温度低，同时空气与煤粉比例远偏离理论当量比，可有效地抑制NOx在该区形成。最终避免高氧量、高煤粉浓度、高温度环境下大量生成NOx。
但对于中小型四角切圆燃烧煤粉锅炉，若采用水平浓淡煤粉燃烧器燃烧高挥发份烟煤，富粉流位于向火侧，贫粉流位于背火侧，由于富粉流的流速较低、煤挥发份极高的原因，富粉流着火明显提前，尽管富粉流本身过量空气系数小于1，但在同一水平面上，按气流燃烧旋转方向，富粉流在得到与之相邻的上游贫粉流空气的及时、充足供应的条件下，在燃烧器喷口附近即实现了在过量空气系数小于1到大于1条件下燃烧的逆转，从而大量生成NOx(图1)。因此，对于中小型煤粉锅炉，切圆直径越大、煤的挥发份越高、一次风速越低、一、二次风温度越高，水平浓淡燃烧器降低NOx排放浓度的效果越差。而对于大型四角切向燃烧煤粉锅炉，由于炉膛断面较大，切圆直径相对较小，水平浓淡燃烧器的降低排放浓度效果相对较好。
2. 煤粉浓度调节装置设计缺陷
气力式水平浓淡燃烧器设计煤粉浓度调节装置是为了在负荷变化时调节煤粉浓度，并抑制高负荷工况燃烧器喷口可能出现的结渣，煤粉浓度调节装置调节气源为二次风，调节阀门在高负荷时打开，低负荷时关闭。煤粉浓度调节装置设计缺陷在于调节气源及调节方式选择不合理，未充分考虑到作为调节气源的二次风压力随锅炉负荷变化频繁波动，而运行中操作人员也很难根据锅炉负荷变化，及时到现场对煤粉浓度调节装置进行调整。当锅炉负荷降低、二次风箱压力低于一次风压力后，若气力式煤粉浓度调节装置阀门不能及时关闭，一次风中煤粉气流将倒流入二次风箱，在高温空气中存积自燃，引发事故。
五、对策
虽然水平浓淡燃烧器存在一定不足，但其抑制燃烧器区域水冷壁结渣、较强的低负荷稳燃能力等优点仍得到广大用户的好评。近20年来，水平浓淡燃烧器经过不断改进，一次风管外的气力型浓淡煤粉调节器也逐渐被管内的可调楔块、百叶窗所替代，煤粉浓淡调节性能大大改善[3]。但对于已应用气力式调节型水平浓淡燃烧器的中小型四角切向燃烧高挥发份煤粉的锅炉，为防止气力型煤粉浓度调节装置在锅炉负荷频繁变化过程中诱发事故，同时也有效抑制锅炉NOx生成，可采取以下两方面措施。
1. 煤粉浓淡调节装置上增设气流逆止阀
在煤粉浓度调节阀与一次风管之间加装气流逆止阀，二次风可通过调节阀、逆止阀进入一次风中，调节煤粉浓淡分离比例，而一次风却不能倒进入二次风箱中。既避免了事故发生，同时实现了煤粉浓度调节，抑制高负荷工况燃烧器喷口可能出现的结渣。另外，可将煤粉浓度手动调节阀改为电动调节阀，从而实现锅炉不同负荷的煤粉浓、淡调节比例，改善锅炉燃烧工况。
2．变水平浓淡燃烧为风分级、燃料分级燃烧，有效抑止NOx生成
由于锅炉容量、炉膛结构等原因，小型锅炉安装水平浓淡燃烧器很难实现低NOx排放的预期目的。因此，根据生成机理及影响因素，结合实际，可采取风分级、燃料分级两种措施降低NOx排放。实践证明，对于煤、气混烧、交叉配风的锅炉，风分级、燃料分级两种措施对降低NOx排放极为有效。
2005年9月，燃烧相同煤质，通过燃料与风分级燃烧，热电厂3#锅炉NOx排放折算浓度平均值由试验前的989mg/m3下降为488mg/m3，降低幅度为50.1%，达到最新国家环保标准所规定的低于650mg/m3的要求。同时，锅炉燃烧运行状况及热效率测试结果表明，与以往运行方式相比，锅炉灰、渣含碳量没有明显增加，且燃烧状况良好，热效率基本保持不变，为今后同类水平浓淡燃烧器锅炉NOx控制提供参考。
六、结论
(1)锅炉容量相对较小、煤质挥发份较高、一次风速低、风量大及二次风温较高等原因综合作用，大幅度削弱了水平浓淡燃烧器的浓、淡分离燃烧效果，致使煤燃烧过程中的燃料型NOx、热力型NOx不能得到有效控制，这是热电厂3#锅炉气力式水平浓淡燃烧器不能实现低氮燃烧排放的根源。
(2)结合煤燃烧NOx生成机理及3#锅炉设备实际，在无资金投入条件下，无需进行设备改造，变3#锅炉水平浓淡燃烧为风分级、燃料分级燃烧，通过运行调整手段，NOx排放浓度可降低50%左右，满足国家最新标准要求。
(3) 3#锅炉水平浓淡燃烧器煤粉浓淡调节装置设计不切合锅炉运行实际，存在严重的安全隐患，此问题虽已解决，但类似问题值得热电厂三期锅炉扩建中防范。
参考文献
[1]胡荫平.电站锅炉手册[M].北京:中国电力出版社, 2005
[2]岑可法, 周昊, 池作和.大型电站锅炉安全及优化运行技术[M].北京:中国电力出版社, 2002
煤粉燃烧器 篇5
当前, 几乎所有应用回转窑的工业部门都广泛地使用三风道或先进的四风道等多风道煤粉燃烧器。为其配风的煤风和净风的一次风机一律采用罗茨风机供风, 这在国内外已取得了共识。煤风风机不再采用高压离心风机、回转式滑片压缩机和串联罗茨鼓风机, 净风风机也不再采用高压离心风机供风[1]。但是, 大家对单台罗茨风机主要性能参数的正确选择普遍存在一些模糊不清的认识, 导致90%以上的生产线或风量选择过大, 或升压选用过高, 或二者兼有造成所配用的电动机功率过大, 造成大量电能浪费, 煤风罗茨风机尤甚。一般电动机的实际运行电流I还不到其额定电流IH的50%或者50%左右, 这就充分证明了罗茨风机选择过大。罗茨风机选择过大, 不仅增加了基建投资, 有的还会浪费水资源, 增加了运行费用, 加快了燃烧器喷燃管的磨损, 缩短了其使用寿命, 尤其是限制了烧成系统主要技术经济指标潜力的正常发挥, 严重地影响了企业的经济效益和环保效益, 而且对国家大力提倡的增产降耗和节能减排非常不利。现在不少企业对这种损失视而不见或听之任之, 没有引起足够的重视。为解决这些问题, 现撰此文进行解读, 供有关水泥厂和业内人士参考。
2 罗茨风机风量和升压简析
罗茨风机的风量和升压是最重要的两个技术参数, 风量和升压的乘积决定了所配电动机的功率。这三个参数在任何罗茨风机样本上都必须给出, 供选型之用, 见表1[2]。
表1中给出的风量是指在一个标准大气压 (非工程大气压) 101.325k Pa、温度为20℃和相对湿度为50%~60%条件下的罗茨风机进口容积流量, 单位是m3/min, 一般称为罗茨风机的“风量”。样本上给出的容积流量并不是在使用时的真实容积流量, 因为空气的体积随温度的升高而增大, 随压力的增大而减小。当空气经过罗茨风机的挤压和摩擦后, 不仅压力会增大, 而且温度也会有所增高, 此时的容积流量也会发生变化。但从罗茨风机样本上可以看出, 对于同一台型号相同的风机, 其进口容积流量随升压的升高而逐渐减小。这是指空气真正达到样本上所标明的高升压值下的容积流量, 压力越高, 气体的体积越小。
罗茨风机的升压是指具有一个标准大气压的空气被罗茨风机由进口吸入经过挤压后所升高的压强, 也就是罗茨风机出口与进口空气所具有的压强之差, 单位用k Pa表示[3]。这里必须明确两个问题:一是罗茨风机的压强是由输送系统的阻力所决定, 二是罗茨风机压强的作用是用来克服输送系统阻力的。对于煤粉输送系统而言, 其阻力主要有罗茨风机出口消音器1、各种计量设备2、输送管路3和燃烧器喷燃管4等, 则系统总阻力应为:
对于净风输送系统而言, 只有罗茨风机出口消音器6、输送管路 (含阀门和弯头等) 5和燃烧器喷燃管4, 没有计量设备, 如图1所示, 其系统总阻力应为:
3 罗茨风机风量和压强的合理选择
罗茨风机风量和压强选择过大, 势必导致罗茨风机型号加大, 基建投资浪费, 电能消耗增加;选择过小, 则会影响正常生产。
3.1 罗茨风机风量的正确选择
3.1.1 一次风量的确定
为煤粉燃烧器供风的两台或三台罗茨风机的总风量LZ应与所需要的一次风量L1基本相同。一次风量可按式 (3) 计算得到:
式中:
KH——罗茨风机安装处的海拔高度系数, 平原地区取KH=1, 海拔较高地区的KH值可按表2选取。
φ1——一次风率, %。一次风率φ1的大小与燃烧器的性能有关, 而燃烧器的性能又与其风道数量有关。对于正确设计相同风道数量的煤粉燃烧器, 其一次风率φ1与风道数量n的关系见表3。从回转窑燃烧器的发展历程来看, 风道数量越多性能越好, 需要的一次风率也越小。应注意的是, 即便风道数量n相同, 燃烧器设计不合理或性能较差的情况下, 其一次风率φ1也无法下降。
L0——回转窑燃烧器所用燃料完全燃烧时所需的单位理论空气量, m3 (标) /min, 可按式 (4) 计算:
式 (4) 中, Qnet, ar是煤的收到基低位热值, 旧标准称为“应用基”或原煤的低位热值, k J/kg煤。它比煤的空气干燥基低位热值Qnet, ad或煤粉的低位热值一般小10%左右。在具体计算时, 一定要区别二者, 否则会影响计算的准确度。
Gcoh——回转窑窑头燃烧器单位时间喷射入窑的煤粉量, kg煤/h。
3.1.2 煤风罗茨风机风量的合理确定
煤风风量一般约为一次风量的1/3左右, 其取值在设计时各有不同, 有的稍大些, 个别有达到一次风量的45%~50%的;也有稍小些, 个别有选为一次风量的20%~25%的。煤风风量选择过大, 管路规格随之增大, 输送时因风中含有煤粉, 管路需要增厚, 以延长其使用寿命, 使基建费用增加。因此笔者认为, 煤风风量按占一次风量的1/3设计比较适宜, 即可按式 (5) 确定:
式中:
Lco——煤风风量, m3/min
L1——一次风风量, m3/min
3.1.3 净风罗茨风机风量的合理确定
当煤风风量确定后, 净风罗茨风机风量的合理确定可按式 (6) 进行计算:
式中:
Lj——净风风量, m3/min
L1——一次风风量, m3/min
3.2 罗茨风机升压的正确选择
在明确了罗茨风机升压的作用和与输送系统阻力的关系后, 即可选择罗茨风机的升压。
3.2.1 煤风罗茨风机升压的正确选择
笔者对1400~12000 t/d近两百条生产线进行了考察。如果煤磨在窑头, 各管路直径的选定与风量相匹配, 那么, 不论多大的生产线, 其输送系统的阻力都不会超过49k Pa;如果煤磨在窑尾, 即便煤粉从窑尾输送到窑头需要的管路较长, 其输送系统的阻力增大, 但也不会超过58.8k Pa。也就是说, 如果煤磨在窑头, 煤风罗茨风机的升压或压强选为49k Pa是比较正确的, 不宜选高;如果煤磨在窑尾, 煤风罗茨风机的压强选为58.8k Pa是合理的。
3.2.2 净风罗茨风机升压的正确选择
净风罗茨风机的输送系统中没有计量设备, 空气中也没有颗粒介质的煤粉。另外, 合理的设计将其置于燃烧器附近, 管路较短。因此, 净风输送系统的阻力比煤风输送系统的总阻力要小得多。在净风输送系统中, 如果电动机不采用变频调速, 或者虽然安装了变频调速, 但在使用操作时不减速, 则罗茨风机出口消音器和管路的阻力p6和p5是基本不变的。只有煤粉燃烧器喷燃管因设计方案不同, 其阻力会有大小之分, 任何型式的煤粉燃烧器在操作时阻力都会发生变化。但无论如何, 净风罗茨风机输送系统的阻力都不会超过34.3k Pa。对于外风喷出速度<200m/s的煤粉燃烧器, 其阻力要小些, 因此, 净风罗茨风机的升压选为29.4k Pa是合理的。对于外风喷出速度>250m/s的煤粉燃烧器, 其阻力会大些。因此, 净风罗茨风机的升压选为34.3k Pa是合理的。在风量一定的情况下, 罗茨风机的升压选择越高, 所配用的电动机功率越大。在运转时实际运行电流I与IH额定电流的比值越小, 表明升压选择越不合理。当升压选择过小, 所配用的电动机功率减小, 在运转时会发生超电流现象。如果电动机有过流保护就会频繁跳闸, 如果没有保护, 发现不及时则会烧毁电动机。
由此可见, 合理选择煤风和净风罗茨风机的风量及其升压是相当重要的。当罗茨风机运转后, 其实际运行电流I与其额定电流IH的比值应在0.90~0.95之间, 则表明两台罗茨风机的选择合理。当前, 大多生产线为燃烧器配风的两台罗茨风机选择都不合理, 尤其是煤风罗茨风机更甚, 主要是风量选用过大, 升压选用过高, 导致电动机功率过大, 其实际运行电流I尚不足其额定电流IH的50%, 见表4。
4 正确选择罗茨风机的实例
假设设计能力为5000 t/d熟料的ϕ4.8m×72m NSP窑水泥生产线, 厂区海拔高度H=500m, 采用性能优良的四风道煤粉燃烧器, 一次风率φ1=12% (包括煤风) , 原煤水分Mar=9%, 入窑煤粉水分控制在Mad=1%, 喂煤系统采用菲斯特秤, 原煤收到基的低位热值Qnet, ar=5200×4.18k J/kg煤, 煤磨设在窑头, 窑头喷煤量Gcoh=12t/h=12000kg/h, 由此对煤风和净风罗茨风机进行计算和选择。
(1) 由表2可查得海拔高度系数KH=1.028。
(2) 由式 (4) 可计算出煤粉完全燃烧时所需的单位理论空气量为:
(3) 根据原煤水分Mar=9%, 煤粉水分Mad=1%, 通过表5的换算系数可将原煤收到基的低位热值Qnet, ar=5200×4.18k J/kg煤换算为煤粉空气干燥基的低位热值, 即:
将上述已知值代入式 (3) 中计算可得一次风量L1:
(4) 煤风风量的计算
由式 (5) 可计算出煤风风量为:
(5) 净风风量的计算
由式 (6) 计算可得净风风量为:
(6) 罗茨风机的具体选型
罗茨风机的生产厂家一般都不会在选型样本上标明与计算值一致的规格型号, 因此应按与计算值相近的型号选用罗茨风机。在具体选型时有两点需要注意:其一, 在风量选择时, 应偏大计算值选用。如果煤风比计算值稍小, 那么在选择净风时就要予以补偿, 选择大一些的风机;其二, 如果样本上大型号和小型号两台罗茨风机的风量和升压相同或相近时, 应选用较小型号的罗茨风机。因为选用较大型号的罗茨风机, 不仅自身重量增大, 购买费用高, 而且配用的电动机功率有时也会增大, 自耗增大, 所以应选用较小型号的罗茨风机。
由于煤磨在窑头, 煤风罗茨风机的升压选为49k Pa, 净风罗茨风机在外风喷出速度>250m/s的先进四风道煤粉燃烧器附近, 其升压选为34.3k Pa。按照天津市鼓风机总厂的罗茨风机样本的选型见表6。
5 一次风量选择过大的原因
6 结论
(1) 我国绝大多数水泥生产线, 为回转窑煤粉燃烧器配风的罗茨风机的选择都不合理, 有的风量大, 有的升压高, 大多数二者兼而有之, 造成电能的大量浪费。现在全国已有1600多条新型干法水泥生产线, 4000t/d熟料以上能力的约占80%。现平均按4000t/d熟料、运转率85%, 罗茨风机选择不合理使电动机功率增大80k W计, 每条4000t/d生产线每年将浪费595680k Wh的电能, 全国每年将浪费9.53亿k Wh的电能。如果电价按0.6元/k Wh计, 则每年损失约5.72亿元。但现在许多企业对因此而造成的损失却没有引起足够的重视。
(2) 一次风量 (包括煤风) 过大, 不仅仅浪费电能, 更重要的是严重影响了整个烧成系统的主要七大技术经济指标 (熟料产量、质量、热耗、煤耗、电耗、火砖寿命、运转率和有害气体NOx排放等) 。
(3) 一次风煤风风量过大的主要原因与设计者和计量设备供货厂家有直接关系。按设计规程规定, 其喷煤的富余量应控制在30%以内, 然而较多设计者都未按设计规程规定进行最大喷煤量的设计。而计量设备供货厂家为了免责, 往往按最大的喷煤量和自己设备的料气比给设计者提供所需风量。设计者在选择罗茨风机时又考虑“宁大勿小”原则, 这就使用户最终采购的煤风罗茨风机风量尤为大。
(4) 一次风机升压选型过大, 主要是由于对煤风和净风两台罗茨风机的输送系统阻力计算不准确所致。如果风量选择合理, 输送管路规格应与罗茨风机风量相匹配, 管内风速不宜过大。由于系统局部阻力和管路的摩擦阻力均与风速的平方成正比, 所以煤风风速在20℃时应控制在21~22m/s, 如此, 煤粉则不会在管内沉积。净风的合理风速应控制在15~20m/s以内。
(5) 本文讨论的都是为回转窑煤粉燃烧器或窑头煤粉燃烧器配风罗茨风机的合理选择问题, 现在为窑尾分解炉燃烧器配风罗茨风机的选择有的也存在同样问题, 甚至更为严重, 亦应引起足够的重视。
参考文献
[1]江旭昌.回转窑多风道煤粉燃烧器培训教材[M].中国磷肥工业协会、中国硫酸工业协会, 1999.
[2]天津市鼓风机总厂罗茨风机样本[G].
煤粉燃烧器 篇6
关键词：低氮燃烧,安装,调试,设计
一、概况
克拉玛依石化公司热电厂两台CG-130/3.82-M16型煤粉锅炉的烟气NOx平均排放值为700~800mg/m3, 环保不达标, 为此进行了低氮燃烧器和增设SCR反应器改造。
二、低氮燃烧器设计
1. 低氮燃烧原理
(1) 燃烧器出口燃料分级。在煤粉管道上安装煤粉分离设备, 使一次风在水平方向上分为浓淡两股气流, 其中一股为高煤粉浓度气流, 含大部分煤粉;另一股为低浓度煤粉。浓煤粉气流在向火侧, 有利于着火和稳燃;低煤粉在背火侧喷入炉内, 在水冷壁附近形成氧化性气氛, 有利于防止结渣。两股一次风煤粉气流各自偏离化学当量比, 可以降低NOx的生成。
(2) 炉内空气分级燃烧。
①轴向空气分级燃烧 (SOFA) 。将燃烧所需的空气分两部分送入炉膛:一部分为主二次风, 约占总二次风量的80%左右, 从燃烧器区域送入炉膛;另一部分为燃尽风 (SOFA) , 约占总二次风量的20%左右, 从燃烧器上部送入炉膛。因此, 炉膛内的燃烧分成3个区域, 即热解区、贫氧区和富氧区。燃烧器区域在贫氧区, 可以抑制NOx的生成, 炉膛上部燃尽风送入炉膛时, 已经避开了高温火焰区, 对未燃尽产物起到完全燃烧的作用。燃尽风喷口与主燃烧器间轴线距离H对NOx的降低有很大的作用, H的推荐值为:H=1.5 (Vdaf/10) 0.5。
②径向空气分级燃烧。径向空气分级燃烧是部分二次风在水平方向上进行分级, 一次风煤粉气流被偏转的二次风气流裹在炉膛中央, 形成富燃料区, 而在燃烧区域及上部四周水冷壁附近形成富空气区。采用一二次风大小切圆布置, 在炉膛内形成“风包粉”的燃烧环境, 避免燃烧火焰冲刷水冷壁导致的结焦、结渣等情况, 同时“风包粉”在炉膛水平截面上形成局部 (富燃料区) 缺氧, 在开始燃烧阶段推迟了空气和煤粉的混合, 使NOx生成量减少。
2. 设计原则
(1) 低氮燃烧建模。低氮燃烧建模技术是先进的燃料流测试技术, LNB/OFA的诀窍在如何把合理的风量送到最佳的燃烧位置。采用建模技术可以模拟整个燃烧状况, 从而计算出各种设计所需的数据。
(2) 根据煤种合理选择设计的初始浓度。从统计数据分析, 煤种的含氮量越高, 烟气的NOx排放浓度越高。当氮含量在1%~1.5%时, 烟气的NOx排放浓度在500~1 000mg/m3;当氮含量在1.5%~2.5%时, 烟气的NOx排放浓度在1 000~1 500mg/m3。本次设计依据的煤质参数如表1所示。
(3) 选择合适的过剩空气量可以控制飞灰含量和NOx排放浓度。
过剩空气量越大, NOx转化率提高, 当过剩空气量达到1.4时, NOx转化率可以达到60%。因此, 从减少NOx排放角度分析, 过剩空气量越小越好。但过剩空气量<1.1时, 飞灰含碳量达到5%, 造成锅炉热效率下降。所以, 过剩空气量在1.1~1.3之间比较合理。
(4) 选择合适的一次风率。一次风主要有两个作用:输送煤粉和满足煤粉挥发分的燃烧。一次风率越高, 挥发分燃烧迅速, NOx排放浓度越高。当一次风率达到34%时, NOx排放浓度达到420u L/L。挥发分燃烧越迅速, 挥发分停留时间越短, NOx排放浓度越高, 不利于抑制NOx排放。因此, 在保证安全输送煤粉的情况下, 控制一次风量, 可以降低NOx排放浓。同时, 由于一次风量少, 煤中的挥发分燃烧后延, 有利于控制NOx排放浓度。对于固定煤种, 当挥发分越高, NOx转化率越高, NOx排放浓度也越高。
3. 喷口设计布置
本次改造维持原燃烧切圆不变, 一、二次风、燃气标高不变;考虑到施工吊装空间限制, 主燃烧器改造设计中, 将主燃烧器分两段出厂。主燃烧器上部增加一组燃尽风装置, 包括两层喷口。改造后主燃烧区喷口布置形式从下至上为:
(1) 燃气喷口1。
(2) 下二次风。
(3) 下层煤喷口。
(4) 中下二次风。
(5) 燃气喷口2。
(6) 中上二次风 (带偏置) 。
(7) 上层煤喷口。
(8) 上二次风。
一次风采用百叶窗水平浓淡分离燃烧, 带有齿型钝体, 起稳燃作用。主燃烧器区二次风喷口面积根据低氮燃烧需求配风, 各层喷口相应缩小, 保证出口的二次风风速, 维持炉内动力场。上一次风下部二次风采用部分偏置喷口, 将一部分风量从主流方向分离出来偏向水冷壁, 用于改善水冷壁附近气氛, 防止燃烧器区域水冷壁结渣, 保护水冷壁。
在主燃烧器上部布置了两层燃尽风, 燃尽风布置在15.7m和16m标高。两层燃尽风共8只喷口, 燃尽风喷口在锅炉四角水冷壁让管。每层均等配风, 燃尽风量占总空气量约为24%, 燃尽风喷口风速约47m/s。喷口装配有摆动机构, 可以实现上下20o的摆动。上下摆动为现场手动调节, 通过燃尽风的补充, 增强炉内气流扰动, 促进未燃尽碳的燃烧。上、下燃尽风喷口按相反切圆布置, 调整炉内气流旋转方向, 调节炉膛出口烟温偏差。
三、安装
1. 燃烧切圆的找正
在炉内找正切圆的方法较多, 有文献也介绍过在炉外利用自制量角度仪器对燃烧器喷口角度定位, 进而确定炉内切圆的方法。燃烧器安装的基本步骤包括:四角密封罩壳安装, 燃烧器与罩壳初定位、切圆找正、燃烧器与罩壳固定焊接。本项目采取对炉膛尺寸原始标定、经对原始切圆复核并确定误差很小后保留原密封罩壳, 割去原燃烧器。新燃烧器上下两片组装验收端面、中心误差合格, 用水平管四角燃烧器中心线标高找正。炉膛中心搭切圆平台, 以下二次风喷口为基准, 喷口入口段中心、喷口中心、切圆切点三点一线, 利用拉杆来调整喷口左右位移, 调整完毕, 对罩壳与燃烧器之间进行顺序对称断焊固定, 然后小电流满焊, 尽量减少热变形带来的尺寸偏差 (图1、2) 。
冷态试验前对燃烧器安装角度进行了测量, 误差很小, 说明方法可行。
2. SOFA风的安装
SOFA风的安装包括四角水冷壁割除起始点的标定, 燃尽风门中心点的水平找正, 水冷壁管的割除和让管管箱的安装, 风门的安装及调试等。安装的质量关键控制点在于水冷壁的割除和焊接质量的掌握。
四、调试
燃烧器调试包括安装检查、冷态动力场试验两大部分。首先是相关测风装置标定, 冷态一次风调平、小风门挡板特性试验。配风在计算配风下进行, 采用均等配风方式。为了观察燃烬风大小、开关对炉内气流的影响, 采用在机组额定负荷时的风机电流、风门控制参数, 模拟实际运行条件时的炉内空气动力状况。然后在炉内断面上拉“十”字线, 在十”字线上按250mm长度分点。采用叶轮式风速仪逐点测量速度值, 作速度场图。
最后利用飘带法观测炉内气流轨迹、切圆大小, 判断有无气流贴壁和对冲现象。用长飘带法观察射流有否飞边和冲墙现象。
热态调试包括热态一次风门调平、带负荷调试包括煤粉细度取样分析、运行氧量及排烟温度标定, 通过锅炉配风方式的调整, 寻找运行氧量、风门开度组合以及不同的运行方式对锅炉效率和NOx排放浓度的变化规律。
五、效果评价
1. 降氮效果
降氮效果见表2。
2. 运行情况
各工况下均无减温水投用, 蒸汽温度偏低, 目前燃尽风摆角是向上摆动最大值20°, 温度恢复正常。投用燃尽风后未出现受热面壁温超温、炉内结焦、结渣的现象。低负荷时炉膛出口的烟气温度偏差超过50℃, 高负荷时炉膛出口现两侧烟气偏差小于50℃。
六、存在问题
1. 设计安装
(1) 燃尽风与吹灰器同一标高会有气流干扰, 应当在满足条件下错开布置或改变吹灰器的位置。
(2) 燃气喷口管箱设计尺寸偏小, 未考虑原火检安装位置, 布置困难;二次风小风门内部无挡块, 转轴也无开度方向, 造成开关方向混乱。
(3) 四角让管水冷壁切割水平差, 割伤周围管壁, 达7处, 事后采取补焊不规范。
2. 运行调试
(1) 一次风风管内的下粉量不均匀, 究其原因:一是煤粉仓下粉有堵粉的现象;二是风粉混合器有返粉的可能, 因给粉不均匀, 造成氧量变化较大。当氧量变化时, NOx也随之变化, 高低差达100mg/m3左右, SCR反应器投用后, 较难控制反应器出口的NOx稳定性, 且会增加氨的逃逸, 造成低温空预器堵灰和腐蚀。粉仓内加装不锈钢或高分子材料的内衬, 检查各下粉管处压力, 凡出现微正压粉管的均应更换为全负压式风粉混合器。
(2) 部分用于检查监测的表计数值误差较大, 重要表计需定期进行校验, 如氧量表、NOx表等, 确保数据的准确性。
(3) 在燃气投用时, 应投同层4个角的气火嘴, 以避免投用2个气火嘴时单只气火嘴过热损坏及热负荷过高产生结焦。
七、结语
通过低氮燃烧器的改造, 锅炉氮氧化物排放由平均700~800mg/m3, 下降到400mg/m3以下, 实现了减排目标。灰、渣含碳量达到设计要求, 锅炉热效率没有降低, 燃烧状况良好, 达到了预期效果。
参考文献
[1]孙亦鹏, 程亮等.低灰熔点煤质锅炉燃烧调整降NOx排放试验研究[J].电站系统工程, 2013 (7) .
[2]翁晓, 丘纪华.煤质变化对锅炉热效率的试验研究[J].湖北电力, 2007 (4) .
锅炉内煤粉燃烧数值模拟研究 篇7
总结前人的工作可以发现, 其注意力大多集中在高炉数模上, 很明显, 建立一个风口回旋区的数学模型是很重要的, 操作者们用它可直接进行有效的操作。但是, 由于回旋区内部存在多组分气体、固体焦炭、液态炉渣、铁水之间复杂的耦合力学过程和化学反应过程, 目前仍没有形成严格的风口回旋区理论[1]。
煤粉随着高速、高温空气进入风口, 并发生一系列的物理、化学变化, 对高炉下部的煤气分布有着极为重要的影响[2]。采用全高炉进行实验不太现实, 但是运用数值模拟的方法就可以很方便、较为准确地反映高炉内煤粉运动状况。
1物理模型的建立
高炉回旋区内部的物理、化学反应非常复杂, 按照典型的回旋区理论对回旋区进行简化: (1) 考虑煤粉在直吹管内与高速空气的动量交换。 (2) 对2200m3的高炉炉腹和炉腰建模, 并按照28个风口取其1/28, 得到的几何空间为计算区域。 (3) 回旋区内部认为是空腔, 出口区域用多孔介质模拟焦炭和炉料组成的边缘环境。认为多孔介质只起阻力作用, 并不参加反应。 (4) 忽略焦炭和炉料下降对回旋区的影响, 仅仅考虑回旋区内煤粉颗粒和高速空气之间的相互作用。 (5) 将煤粉看作离散相, 忽略颗粒之间的碰撞、颗粒体积分数对连续相的影响。同时考虑颗粒之间、颗粒与连续相之间的辐射。
根据以上假设建立物理模型。
2几何模型的建立
本研究当中考虑直吹管内高温空气对煤粉燃烧的影响, 直吹管采用包钢四号高炉的直吹管尺寸大小。
近几年来, 人们均采用这样那样的经验公式来得到回旋区深度、高度, 有的认为根据回旋区的深度、高度和宽度得到长方体形的回旋区形状, 也有的认为是由深度和高度为长短轴的椭球, 也有的直接认为是一个球体等等。同时通过实验和数值模拟的方法致力于修正这样的经验公式, 给出新的回旋区理论。经验公式给出的数据仅仅局限于一个回旋区深度和高度, 不能完全描述回旋区的实际形状, 得到的几何体会对流场以及燃烧过程产生很大影响, 造成对回旋区反应过程的误解。因此, 我们按照实际高炉本体的炉腹和炉腰1∶1建模, 按照28个风口取其1/28。
回旋区数值模拟均与实际生产高炉本体比例为1∶1。通过FLUENT的前处理模块GAMBIT提供高质量网格[3]。网格单元均采用非结构化六面体, 网格数为72699个, 在网格生成后输出msh文件, 即可导入FLUENT进行计算。GAMBIT的网格优化与自适应具有独特的自适应网格自动划分模块, 可根据迭代求解计算状态对网格进行自适应调整, 随时优化网格。
3建立数学模型
采用非预混燃烧模型, 用Realizableκ-ε紊流模型模拟气相湍流运动, 对固体颗粒相的求解采用随机颗粒轨道模型, 用P-1辐射模型计算辐射传热, 对煤粉挥发分释放采用双匹配速率模型, 对焦炭的燃 烧采用动力学/有限扩散速度模型来模拟。
4计算工况及边界条件
4.1计算工况
工况数据采用 包钢四号 高炉喷煤 参数:风口直径 为0.12m, 风压为0.35MPa, 风口数为28个, 富氧率为1%、3%、5%, 喷煤量为150kg/t、送风量为4200m3/min。
4.2边界条件
煤粉颗粒以平面方式从一次风口喷入炉膛, 速度与一次风相同。煤粉颗粒的粒径范围为70~200μm, 粒径分布满足罗辛—拉姆勒分布公式。各次风口的速度边界条件采用方便定义旋转速度的构成方式。水冷壁热边界条件定水冷壁面温度为550℃。计算域上边界采用壁面应力为0的壁面边界条件, 热边界条件热流为0。出口采用表压力为0的压力边界条件。
5分析
为了研究富氧率对回旋区煤粉运动轨迹的影响, 在风温为1200℃, 煤比为150kg/t, 富氧率分别为1%、3%、5%的情况下, 分析回旋区内煤粉运动过程, 得到的结果如图1、图2所示。
由图1、图2可见, 高温空气进入回旋区以后, 和前面的情况相似, 仍然是突扩受限射流, 由于浮力作用, 高温空气出现斜向上流动, 有一部分如靠近炉膛中心的高速气流从顶部流出, 另一部分则在回旋区上部形成一个较大的漩涡, 漩涡中心的速度非常的小, 并且在回旋区内回旋一段时间流出。同时我们发现在回旋区下部有一个小的漩涡。
比较速度场图、粒子轨迹图可以看出, 在230m/s的高速鼓风下, 高速气体沿着风口中心线高速运动, 并在高炉中心区域迅速向上运动, 速度均在50m/s左右。这样形成一个由风口前高速气体和炉膛中心向上运动气体形成的主流气体速度。2种工况下气体的最大速度均出现在鼓风入口处, 最大速度值分别为:富氧1%时, 最大速度为310m/s;富氧3%时, 最大速度为313m/s;富氧5%时, 最大速度为311m/s。2种情况下形成的大漩涡的速度也比较小, 速度值均在30m/s左右。由此可见, 煤粉颗粒运动过程中气体的运动速度随着富氧率的增加而有所增加。
煤粉进入回旋区以后, 大部分煤粉仍然是随着高速气体向出口处运动, 在出口处逃逸, 这部分煤粉往往由于在回旋区内停留时间短, 燃烧不够充分。只有靠近上下2个漩涡的少数颗粒才会被卷席进入漩涡, 并随着气流运动。
图1、图2中煤粉速度场和粒子轨迹也略有些不同, 富氧率为1%时, 卷入漩涡的煤粉颗粒最多, 其次为富氧5%时, 富氧3%时最少。
6结论
(1) 喷煤量对煤粉颗粒运动过程中气体的运动速度影响比较明显, 但是对漩涡内的气体速度影响不是很明显。
(2) 煤粉颗粒运动过程中气体的运动速度随着富氧率的增加而有所增加, 但是卷入漩涡的煤粉颗粒并不是随着富氧率的增加而增加。卷入漩涡的颗粒越多, 越有利于煤粉的燃烧。因此, 富氧率对煤粉燃烧过程的有利影响随着富氧率的增加出现拐点, 表明富氧率应该维持在一个合适的水平, 并不是越高越好。
参考文献
[1]杨天均, 苍大强, 丁玉龙.高炉富氧煤粉喷吹[M].北京:冶金工业出版社, 1996
[2]杨天钧, 徐金梧.高炉冶炼过程控制模型[M].北京:科学出版社, 1995
煤粉燃烧器 篇8
关键词：气固两相流,离散相模型,SIMPLE算法
1 引言
煤粉的浓淡燃烧技术主要是靠浓淡燃烧器实现的,浓淡燃烧器将煤粉分为浓淡两股,分别送入炉内燃烧,由于浓煤粉气流着火低的特点,这样大大降低了煤粉气流的着火热,同样也提高了该燃烧器的低负荷稳然能力。淡侧煤粉气流在外侧燃烧,燃烧过程中不断向浓侧气流提供所需氧气,这样就降低了NOx气体的排放。本文主要把弯头与阻挡块两浓淡分离结构做一体分析,通过改变阻挡块的高度,模拟燃烧器内两个出口颗粒的浓度,定性分析浓淡分离比。
2 可调浓淡分离器结构与原理
可调浓淡分离器主要是一次风气粉混合物首先经过弯头,利用煤粉颗粒受到离心力的作用,达到煤粉气流的首次分离,再通过撞击阻挡块,利用煤粉颗粒的惯性作用,和空气产生第二次分离效果,再经过分隔板的作用分成了上下浓淡两相。
图1可调浓淡分离器结构简图Fig.1 Adjustable shades separator structure
弯管和阻挡块同时对管内流体起束腰作用,并且调节阻挡块的高度来改变对煤粉气流轨道的控制。弯曲板可起到导流和减少损失的作用。隔板起导流作用,可防止经弯管和阻挡块分离后的煤粉从浓侧运行到淡侧,保证浓淡分离效果。
3 数学模型及数值解法
为了能比较完善和有效的进行气固多相流的数值模拟,必须首先建立多相流动理论模型,并相应的给出描述其运动规律的基本微分方程组,然后再求解这些方程组,一般说来,我们总是先建立气相流动模型并求解之的此基础上再把颗粒相加上去。
3.1 气相流动的数学模型
本文气相流动采用RNG k-ε方程模型,由于该模型中ε方程中有一附加生成相,当流动快速畸变时,该相显著增加,因此在阻挡块后面的速度快速变化处,RNG k-ε方程模型的预测能力比较强。对于高雷诺数重振化理论的湍流动能和耗散率ε输运方程为
式中 Gk——湍流生成相;
Sij——应变力张量;
σk、σε——k和ε的普朗特常数。
对于高雷诺数条件下,
3.2 颗粒相流动的数学模型
颗粒相流动采用随机轨道模型,在直角坐标系下颗粒的运动方程为
由于所要分析的几何模型是二维的,所以没有Z坐标系下的颗粒运动方程。式中,
式中 dp——颗粒的直径;
CD——湍流脉动下的颗粒阻力系数。
3.3 气固两相的数值解法
本文对气相的数值计算采用容积法离散基本方程数值模拟,气相控制方程采用simple算法上迎风差分格式,颗粒相采用拉格朗日法进行计算,并利用simple算法进行二者的耦合。计算精度达到10-3数量级,能够满足模型所需的精度要求。由于模型结构的不规则性,所以采用非结构化的网格划分格式,网格划分的结构如图所示:
图2可调燃烧器内非结构化网格的划分Fig.2 The unstructured grid in adjustable burner
4 模拟结果及分析
4.1 模拟结果
本文针对阻挡块高度H为80 mm、120 mm两种工况利用fluent软件进行气相速度和颗粒运动轨迹模拟,通过模拟分析得出气相速度场和颗粒浓度场,分析随阻挡块高度变化的规律性。图3、4、5、6,给出了两种工况下的模拟结果。
图3气相流场的速度轮廓线(H=80 mm)Fig.3 Rate contour of gas flow(H=80 mm)
图4气相流场的速度轮廓(H=120 mm)Fig.4 Rate contour of gas flow(H=120 mm)
图5煤粉颗粒的浓度分布(H=80 mm)Fig.5 Coal particle concentration distribution(H=80 mm)
图6煤粉颗粒的浓度分布(H=120 mm)Fig.6 Coal particle concentration distribution(H=120 mm)
4.2 结果分析
(1)本文在弯头的角度一定的情况下,当H增大时,浓淡两侧的气相速度增加,并且浓侧气流的速度大于淡侧气流的速度。
(2)颗粒相由于惯性作用,集中在燃烧器浓侧,随着阻挡块高度H的增加,浓侧的煤粉浓度也随之增加,造成浓淡分离比增大。
(3)阻挡块高度H对燃烧器内部浓淡两侧影响很大,H越高,两侧出口的速度差加大。
5 结论
本文通过调节阻挡块的高度变化来研究煤粉颗粒浓度、速度等因素的变化规律,利用RNGk-ε方程模型和随机轨道模型对气固两相流进行模拟及结果分析,通过弯头和阻挡块的双重作用实现煤粉气流的浓淡分离,为今后的宽调节比燃烧器的改造和可调煤粉燃烧器的研究提供了理论依据。
参考文献
(1)柴彬,徐通模,惠世恩.水平竖直上升弯管内煤粉与空气两相流的流动特性研究(J).西安交通大学学报,1994,28(5):87-92.
(2)周力行,黄晓晴.三维湍流气粒两相流的k-ε模型(J).工程热物理,1991,12(3):428-433.
(3)夏振海,等.可调浓度煤粉浓淡燃烧器的数值模拟(J).燃烧科学与技术,2000,6(3):215-217.
(4)岑可法,樊建人.工程气固多相流动的理论及计算(M).杭州:浙江大学出版社,1990.
(5)Fluent Inc,FLUENT user’s guide,2000.
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