焚烧装置（精选3篇）
焚烧装置 篇1
通常正丁烷法顺酐装置产生的废气中含有相当质量分数的正丁烷、一氧化碳及其他有机物, 需经处理后才能达标排放[1]。以兰州石化公司顺酐装置为例, 每小时约产生75t的废气, 废气处理方法采用的是热焚烧净化处理技术, 该方法的主要设备是废气焚烧炉。但是在实际操作中, 该焚烧炉最多只能焚烧70%左右的废气, 再引入过多的废气就会导致焚烧炉熄火。
本文通过对焚烧炉的现状进行研究, 实施了多条工艺改造措施, 解决了焚烧炉不能完全焚烧废气的问题, 取得了良好的效果。
1 现象及原因分析
1.1 焚烧炉焚烧废气时的现象
在焚烧炉开始焚烧废气时, 通过炉膛的观火视镜可以看见火焰已经烧到了花格墙处, 并且细长的火焰主要集中在炉膛中部, 如图1所示。从炉膛尾部位于同一截面的三个温度计的指示来看, 温差大于150℃ (大于50℃的设计标准) , 说明发生严重的偏烧现象。
如果增加废气进入炉膛的流量后, 火焰进一步拉长并超过花格墙。同时炉膛温度下降, 火焰出现连续的明暗交替、上下波动情况。当炉膛温度下降时即使全开燃料气进料阀门, 燃料气流量最高也只能达到810 m3/h (低于1 000 m3/h的设计值) , 仍无法使炉膛温度上升。
总结以上现场实际观察到的现象, 可以归纳为以下三点:
(1) 火焰细长而且偏烧, 炉膛内的温度极不均匀;
(2) 增加废气量后, 炉膛温度下降, 火焰明暗交替、上下波动;
(3) 燃烧器满负荷运行仍无法提供足够热量使炉膛温度上升。
以上三点导致了焚烧炉的三个火焰检测器交替出现检测不到火焰的现象。当这三个火焰检测器中的任意两个同时检测不到火焰达2s时, 自控仪表将切断燃料气及废气进料而停炉, 因此导致焚烧炉不能完全焚烧废气。
1.2 原因分析
1.2.1 火焰细长及偏烧的原因
废气分两路进入炉膛, 其中一路进入燃烧器与燃料气充分混合后进入炉膛燃烧, 称为一次风;另一路从炉膛中部以切线方向进入炉膛, 称为二次风。
因一次风管道流通面积较小, 一次风流速高、流量小, 燃料气与一次风的混合气体在炉膛前部的停留时间短、燃烧不完全, 可燃物随气流一直燃烧到炉膛尾部, 形成火焰细长的现象。
由于二次风只有一个入口, 风进入炉膛后靠近入口处流量大, 远离入口的一侧则流量偏小, 导致燃料气与空气混合不均, 焰面传播速度慢, 火焰刚性差, 形成火焰偏烧的现象[2]。
1.2.2 增加废气量后, 炉膛温度下降, 火焰明暗交替、上下波动的原因
1) 废气进入炉膛后, 由于空气量增加、氧含量降低, 炉膛温度会出现正常的下降现象。
2) 废气来自吸收塔塔顶, 由于吸收塔塔顶压力无法控制且塔顶除沫网设计不合理, 导致大量的溶剂邻苯二甲酸二丁酯 (DBP) 随废气进入焚烧炉。DBP的沸点是340℃, 只有进入炉膛后才会汽化, 汽化时大量的吸热会造成炉膛温度下降, 火焰明暗交替、上下波动。
1.2.3 燃烧器满负荷运行仍无法提供足够热量使炉膛温度上升的原因
通过查阅焚烧炉设计资料发现:燃烧器额定燃烧能力为6.7×107kJ/h, 而使用的燃烧器设计燃烧能力为5.5×107kJ/h, 说明设计单位对燃烧器选型存在问题, 设计燃烧能力无法满足额定的需要。
2 改造措施及效果
2.1 一次风及二次风管道改造
将一次风管道及相应阀门的直径由250 mm改为400 mm, 并从废气总线上新增一条直径为200 mm的一次风管道进入燃烧器, 如图2所示。经过改造, 增加了一次风流量、降低了一次风流速, 见表1, 炉膛内的火焰长度明显缩短。
在废气总线上原二次风管道引出的地方增加一条直径为700mm的二次风管道, 从炉膛北侧与原二次风管道进炉膛的入口相对的地方进入炉膛, 如图2所示。经过改造, 火焰偏烧现象明显好转, 炉膛尾部位于同一截面的三个温度计的最大温差下降至低于设计标准, 见表1。
2.2 吸收塔顶除沫网改造并增加压力控制系统
吸收塔顶原来的除沫网是由多张小网连接起来的, 在74.5t/h的废气流量吹动下, 除沫网的连接处出现断裂, 造成过多的DBP从缺口处随废气进入焚烧炉。因此将多张小网改为整片的大网, 并在塔内增加了部分规整填料。
在吸收塔顶出口至焚烧炉的管道上增加一台压力控制阀, 使吸收塔顶压力处于可控状态, 当吸收塔操作出现异常时, 通过调节压力控制阀可以保证吸收塔顶压力控制在30～40kPa, 减少DBP从吸收塔顶的损失量, 见表2。
2.3 燃烧器重新选型
为保证燃烧器在较低参数下运行时能达到额定燃烧能力, 其设计燃烧能力应为额定燃烧能力的110%～125%[3]。因此我们最终将新燃烧器的设计燃烧能力定为额定燃烧能力的115%, 即6.7×107kJ/h×115%=7.7×107kJ/h。
通过对燃烧器及其火嘴结构进行研究发现, 如图3所示, 燃烧器结构简单, 进风口单一;而火嘴是一根细长的圆柱上开了共44个小孔, 小孔直径为6～10 mm不等。火嘴流通面积小, 造成一次风在此出现流通瓶颈, 因此若不对火嘴进行重新选型, 即使增加了一次风管道的直径, 也不能完全解决一次风流量低的问题。经过重新选型, 如图4所示, 燃烧器选为开放的翅片式结构, 进风口由原来的一层改为三层, 增加了火嘴的流通面积。
新的燃烧器投用后, 燃料气的最大流量达到了设计值, 燃烧器的实际燃烧能力也达到了额定值, 见表3。
2.4 结果
经过上述针对性的处理方法后, 焚烧炉处理废气的能力明显改观, 实现了工艺改造的目标。见表4, 废气处理比例达到了100%, 尾气中的丁烷排放浓度也低于国家标准[4]规定的最高排放浓度120 mg/m3。
3 结论
1) 通过充分增加一次风流量、提高二次风与燃料气的均匀混合程度, 解决了火焰细长及偏烧的问题。
2) 通过改进吸收塔顶除沫网结构及压力控制系统, 减少废气中的DBP含量, 解决了炉膛温度下降, 火焰明暗交替、上下波动的问题。
3) 通过更换具有更先进火嘴结构及更大设计燃烧能力的燃烧器, 解决了燃烧器无法提供足够热量使炉膛温度上升的问题。
4) 经过有效的改造, 解决了焚烧炉不能完全焚烧废气的问题。目前设备已能100%焚烧废气并平稳运行了一段较长的时间, 证明改进措施是卓有成效的。
摘要：针对兰州石化公司顺酐装置废气焚烧炉不能完全焚烧废气的问题, 从焚烧炉的燃烧原理、废气成分、燃烧器结构等方面进行了深入的分析, 并根据分析的结果采取了工艺改造措施, 最终实现了焚烧炉的长周期、满负荷运行。
关键词：废气焚烧炉,熄火,风道改造,燃烧器
参考文献
[1]张庆红.正丁烷氧化生产顺酐尾气处理技术[J].化学工业与工程, 2006, 23 (4) :374-377.
[2]刘品涛, 李开胜.一段炉顶烧嘴偏烧原因及改进措施[J].大氮肥, 2005, 28 (6) :392-394.
[3]HG J12-1988, 化学工业炉燃烧器设计规定[S].
[4]GB16297-1996, 大气污染物综合排放标准[S].
焚烧装置 篇2
上海桃浦污水处理厂污泥焚烧及烟气处理装置是引进芬兰Tampella Power公司技术与全套设备,于1999年开始建设,2001年底建设完工。此焚烧系统设计处理能力为焚烧含水率80%湿污泥45吨/天,燃料为柴油。在建成后试运行期间,系统暴露出严重的水土不服,频繁出现故障,不能连续正常运行,而且运行成本极高。2004年至2005年期间浙江大学热能工程研究所对该项目进行改造,由最初以柴油作为辅助燃料焚烧污泥改成煤作为辅助燃料,系统以前存在的问题部分得到改善,但运行中仍存在稳定性经济性差等问题,亟待改进。针对该污泥焚烧系统所出现的若干问题,上海桃浦污水处理厂和上海金州环境工程技术有限公司合作,于2008年再次对该系统进行改造,并于2009年12月份竣工并进入试运行期,从运行的数据分析,系统基本上达到了改造的预期目标,有些指标达到国内外业内一流水平。
2 改造主要内容
图1为桃浦污水处理厂污泥焚烧项目工艺流程图,本项目针对整个系统存在的问题进行了全面的分析与研究,这里仅将几个主要问题进行介绍。
2.1 污泥输送及处理系统
原工艺中,脱水污泥从脱水机房运出后,采用原始的方式由人工将污泥和煤搅拌混合,经敞开式皮带输送机输送到流化床焚烧炉顶部,投加到焚烧炉中。在此过程中,脱水污泥散发出大量臭气,给周围环境造成一定污染,给工作人员造成较大的健康危害,而且运行状况不符合国家越来越严格的环保要求,无论是工艺还是设备都迫切需要进行改造。
由于采用原始的人工搅拌方式,脱水污泥和煤不能达到均匀混合,导致炉内焚烧不稳定,不能有效地维持稳定的温度,不能保证炉膛良好的热惯性,从而影响了整个系统的燃烧效率。另外没有大容量的湿污泥调节仓,系统不能实现对炉内湿污泥加入量的调节,不能有效的调节湿污泥与煤的比例,不能实现工况的在线调节,最终影响到系统的可操作性和稳定性,不同程度干扰了焚烧和烟气净化的性能,因此整个系统稳定运行能力非常脆弱,经常会发生高温和低温结焦以及熄火现象。
改造后的系统中采用变频螺杆泵封闭输送脱水污泥,污泥可按工艺要求任意调节输送量,可有效调节炉膛温度,使焚烧工况运行稳定。另外考虑到焚烧炉需实现较长时间连续运行,需要储存大量湿污泥,系统增加设置了一个50m3湿污泥储仓。系统中还增加了可称量的煤仓和干污泥仓,在流化床密相区分别设置了可调节的进煤和进干污泥装置,有效控制煤和干污泥的加入量,为焚烧工况的稳定提供了重要保证。
2.2 炉膛大修
原系统中炉内耐火材料因长期磨损和腐蚀已经严重变形,由耐火材料组合的布风板与风帽的结合处损坏更为严重,风帽松动,高低不平,严重影响布风的均匀性;布风装置抵抗不了流化风机和增压风机的压力而造成耐火材料失稳塌落现象,影响炉内流化和焚烧,不能满足工艺的要求。此外该焚烧炉炉床最初是按照床下燃油和直接焚烧湿污泥计算而设计,炉膛内径偏大,流化状态不正常。而且炉体外壁温度高,不符合国家的相关规定,不同程度的需要对耐火材料的结构和厚度进行改造,因此进行了炉膛大修。
该系统是按照鼓泡流化床要求重新砌筑炉内耐火材料,重新设计制作安装布风板与风帽[1,2,3]。焚烧炉的炉墙采用三层结构设计[4],外层为硅酸铝板,紧贴焚烧炉的金属壁覆盖,中间层为耐火高强度轻质保温砖,内层为高性能耐磨耐火浇注料,可适应本焚烧炉的热膨胀要求和焚烧炉内的燃烧要求。布风板为水平膜式钢制结构,其中布置冷却管道,采用导热油冷却。风帽为耐热耐磨合金钢材料,高度相同均匀布置在布风板上,确保布风均匀,床料流化稳定,炉膛与炉床温度稳定。
图2为改造后焚烧炉流化床床料温度变化趋势,图3为改造后焚烧炉炉膛温度变化趋势,图4为改造后焚烧炉炉膛烟气含氧量变化趋势,图5为余热锅炉出口烟气温度变化趋势,图6为导热油进出口温度变化趋势,图7洗涤塔烟气进出口温度趋势。
由图可知,流化床床料温度基本控制在800~850℃之间,炉膛温度基本稳定在850~950℃左右。本系统在煤、干污泥和湿污泥螺旋输送机之间的相互调控下,焚烧炉运行稳定,炉内燃烧正常,烟气含氧量变化波动小,各监测点温度都达到了设计要求。焚烧炉高温烟气在余热锅炉内与导热油进行热交换,烟气温度降低至300℃以下,导热油温度大约为200℃,变化幅度不大相当平稳,这些指标都表明了改造后的系统具有较强的稳定性和可靠性。
2.3 余热利用系统
改造前,含水率约为80%的脱水污泥在焚烧炉内直接焚烧,相当于将1kg脱水污泥中0.8kg的水分加热到约900℃,然后又在文丘里及洗涤塔中冷却,大量的热能未被利用,反而每天需用1680t水进行降温。由于用水量大,要求水泵电机功率大,所以造成用电量大,造成能源的大量浪费。为了使能源利用最大化,系统增加了余热锅炉、导热油系统和干燥机,可把焚烧热量回收利用干化污泥[5]。污泥干化采用间接加热工艺,选用浆叶式干燥机作为干化设备,导热油为换热介质,污泥焚烧产生的高温烟气为热源。高温烟气通过余热锅炉,将导热油间接加热,被加热的导热油由循环油泵送往干燥机,使污泥含水率由80%降至30%,冷却后的导热油再经循环油泵流至余热锅炉内重新加热,循环使用。本系统充分利用了污泥自身焚烧所产生的热量来干化污泥,回收能源,节约大量燃煤,降低了污泥处理成本。
3 调试数据分析
3.1 布风板流化试验
由图8和图9可以看出布风板阻力曲线和布风板料层阻力特性曲线是吻合。流化临界风量在1.15~1.25m3/s之间,即图9中阴影部分。根据流化试验数据及流化试验中实际流化态的观察,分析得出该焚烧炉流化床冷态时床料厚度应在350mm~450mm之间。实际运行时风量应保持在临界风量以上,才能保证流化床床料正常的流化态。通过对布风板和炉膛的改造,布风均匀,流化态稳定,与未改造前流化状况有明显改善,达到了系统稳定焚烧的要求。
3.2 干燥机污泥干化调试
经调试,导热油温度在100℃时,启动湿污泥螺杆泵以15Hz的频率向干燥机内逐渐输送湿污泥,湿污泥进入干燥机进行干化,大约3~4h后干燥机出口可输出干污泥,含水率约为30%。随着导热油温度的升高,适当提高湿污泥螺杆泵的频率,当导热油温度达到200℃时,湿污泥螺杆泵频率可调为25Hz,干污泥输送量约为580kg/h,含水率稳定在30%左右,干污泥的性状基本达到了设计要求。
3.3 焚烧系统调试
焚烧系统包括床下点火燃烧器、布风板、炉膛、煤螺旋、干污泥螺旋、湿污泥进料系统等。
焚烧炉有三个可调控的进料口,分别为煤进料口、干污泥进料口和湿污泥进料口。调节煤的输送量可以控制炉内砂层温度,当炉膛温度高于1150℃时可能发生炉内熔融结焦,当床料温度低于500℃时容易熄火,一般床料温度控制在800~850℃之间,炉膛温度控制在850~950℃之间;煤螺旋输送机频率控制在5~20Hz,煤输送量通常为30~300Kg/h。干污泥的输送量可以用来控制炉膛温度,干污泥螺旋频率一般控制在25~40Hz,输送量为300~550Kg/h。湿污泥输送量可以有效提高焚烧炉的热负荷和增加导热油余热锅炉负荷。但湿污泥进炉后使炉膛温度降低,此时需要稍微增加煤和干污泥的输送量,使炉膛各点温度保持稳定。炉顶螺旋输送机频率一般控制在5~15Hz,输送量为500~1000Kg/h。
3.4 烟气检测
焚烧炉改造工程完工后,上海市普陀区环境监测站对焚烧炉尾气进行烟气常规项目进行检测(不含二噁英),结果表明焚烧炉尾气达到国家环保标准[6],并远远小于标准值。排放烟气中监测指标的测定值见表1。
注:DL为方法的检出限;方法检出限:铅:0.02mg/m3;镉:0.001 mg/m3;汞:1*10-5mg/m3.
3.5 改造后运行成本分析
改造后焚烧系统的性能有了明显提高,目前累计运行近75天,运行情况良好,各监测点数据变化平稳,达到设计的要求,焚烧炉处理污泥能力也得到大幅提升,每天处理湿污泥计算量最多可达到50吨。由于系统性能的提高以及焚烧余热的利用,使污泥焚烧的运行成本大幅度降低,由原来处理每吨湿污泥需消耗煤333Kg,降至154Kg左右,降低约53.7%,每吨煤价格设为1300元,那么每吨湿污泥处理的燃煤费用可节省232.7元。
该系统改造前,由于工艺设计不合理及水土不服等原因,系统不能稳定运行,热能利用率低,耗电量较大。改造后,更换了先进的流化工艺和布风装置,对密相区和稀相区进行调整和优化,降低了流化风机和增压风机的耗电量。系统增加了干化设备,焚烧干污泥,减小了文丘里和洗涤塔的用水量,从而降低了循环水泵的负荷,使其耗电量有所降低。由于工艺上的需要,在系统中增加了一些装置,包括干燥机、抽风机、循环油泵、中水水泵和螺杆泵等,新增加功率为174.9Kw。系统按照满负荷运行,即每天运行16个小时,日处理湿污泥量为25吨,每天耗电量为1399.2度,处理每吨湿污泥多消耗的电量为55.96度,则改造后处理每吨湿污泥的电费比之前多34.9元。
由以上的计算可以得知,单从燃煤和用电角度考虑,改造后处理每吨湿污泥的费用比改造前节省了197.8元。
4 结语
桃浦污水处理厂污泥焚烧改造项目是在国外技术基础上进行改造的,是一次国外技术与我国技术的融合,是引进技术与我国实际情况相结合的成功范例。本项目改造成功解决了污泥输送引起的环境问题、流化床焚烧炉不能持续稳定运行的问题、余热再利用问题等,改善了周围环境,节约了大量能源,明显降低了运行成本,符合当今环保要求,也符合“节能减排,低碳经济”和可持续发展的要求,能够在我国大力推广和运用,能够成为我国污泥焚烧处理的典范。
参考文献
[1]朱皑强,芮新红.循环流化床锅炉设备及系统.北京:中国电力出版社,2008:69-75.
[2]朱国桢等.循环流化床锅炉设计与计算[M].北京:清华大学出版社,2004:79-86.
[3]GB/T17410-2008,有机热载体炉.
[4]池涌,李晓东,严建华,倪明江,岑可法等.洗煤泥与污泥处理焚烧技术及工程实例.北京:化学工业出版社,2006:139-145.
[5]北京有色冶金设计研究总院编.余热锅炉设计与运行.北京:冶金工业出版社,1982:63-80.
焚烧装置 篇3
对毒性极高的二恶英污染物的净化, 目前通常采用传统的被动防控措施, 即一味地添加辅助燃剂以提高燃烧温度, 一味地要求必须装备烟气急冷装置进行降温防控, 一味地规定使用足量的吸附剂净化烟气, 投入大量的资金设备来达到削减二恶英类污染物的目的。吴谦信认为, 这是当今垃圾焚烧处理存在的共性问题, 都没有充分考虑对环境的副作用和大幅度增加的运行成本。
吴谦信介绍说, 其实二恶英在本质上与一氧化碳 (CO) 一样, 是一种未完全燃烧的有机物, 只有采用成熟、可靠的技术、工艺和选用合适的炉型, 充分氧化燃烧, 分解CO、PICs, 就能有效削减二恶英。为达到这一目标, 吴谦信在实践探索中得出的结论是:“炉型的选择至关重要, 只有旋转炉才能够实现和完成上述的技术和工艺”。
吴谦信所说的能达到净化二恶英的旋转炉, 正是他带领的研发团队, 不断地探索和创新取得的发明成果——“旋转式垃圾焚烧炉的给氧装置”, 是一种环保性能良好、安全、适用、经济的封闭旋转式垃圾焚烧设备, 很好地攻克了困扰人类的二恶英净化难题。
吴谦信介绍, 设备在实践运行中经CMA、CNAS等国家权威机构现场采样, 检测结果令人满意。其中, 2009年上海市检测中心检测 (采样地点泉州市) , 二恶英排放浓度为国际毒性当量WHO-ETQ0.048纳克/立方米;2011年经中国检验检疫科学研究院综合检测中心采样3次 (采样地点永安市) 检测, 二恶英排放浓度为国际毒性当量WHO-ETQ0.1256纳克/米3、0.081纳克/立方米、0.1611纳克/立方米, 全部优于国家限值为1.0纳克/立方米的排放标准。
该成果的主要创新点在于: (1) 采用干燥段与焚烧段分开设计、独立运行。经烘干后筛分的垃圾成为干燥而松散的易燃物, 大幅度提高垃圾热值, 为近乎恒定燃烧提供可靠的物质条件, 确保垃圾不需要添加辅助燃料就能持续稳定自燃。 (2) 采用多级吸入式经加热供氧的自然工艺、技术, 按温度梯度分配供氧量梯度, 使垃圾在炉膛内的燃烧全过程获得及时而适量的供氧, 确保垃圾在焚烧炉膛内的氧化反应全过程占主导地位, 实现充分氧化燃烧。 (3) 采用废热气循环于烘干→筛分→焚烧→蒸汽锅炉→热气回收→烘干, 既烘干了垃圾, 又大幅度减少废气排放, 确保设备不需要吸附装置和吸附剂就能实现废气恒定达标排放。