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循环流化床锅炉低NOx燃烧环保改造
时间:2019-02-13 09:54:45

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自2014年7月1日起,循环流化床(circulating fluidized bed)锅炉氮氧化物排放执行《火电厂大气污染物排放标准》(GB 13223-2011)规定的循环流化床排放限值,即 NO?<200 mg/m3(标准状况下 273.15 K,101.325 kPa 的质量浓度)。国内蒸发量 420 t/h以上的大型 CFB锅炉 NO? 平均排?#25490;?#24230;为 230 mg/m3左右;而蒸发量 240 t/h的?#34892;?#22411;锅炉 NO? ?#21776;?#25490;?#25490;?#24230;更高一些,平均为 300 mg/m3。总体上来讲,CFB锅炉 NO? ?#21776;?#25490;?#25490;?#24230;平均为 270~290 mg/m3。一般来说,CFB锅炉的 NO? 排放?#31561;?#23454;要显著低于那些?#24202;?#21462;?#34892;?#28809;内低氮燃烧技术的普通煤粉锅炉,但仍未达到国家现阶段 NO?排放标准。当然,目前有极少部分 CFB锅炉 NO? 排?#25490;?#24230;已经达到 90~150 mg/m3,但这部分达标机组比例不超过 10%,大部分循环流化床锅炉仍需进行改造。

目前,对循环流化床运行优化和改造已有一些研究,多数为燃烧配风的控制,虽然有一定的效果,但对现场的运行人员操作要求较高,无法保证长期稳定的达标排放。本研究针对某循环流化床锅炉改造实例进行探讨并提出?#34892;?#38477;低 NO? 的思路,即 CFB锅炉炉内低 NO? 燃烧技术一体化改造方?#31119;?#36890;过对二次风、水冷屏、过热器、返料?#20302;场?#24067;风板、风帽、给煤口的优化,以及采用?#21776;?#20877;循环、SNCR 等?#21776;?#33073;硝技术大幅度地降低 NO? 的排?#25490;?#24230;。采用该方案后,炉膛出口 NO? 排?#25490;?#24230;应不高于 50 mg/m3。而考虑到暂无 NO? 的超低排放需求,对于 NO? 浓度无超低排放改造要求的锅炉,可不考虑增加 SNCR 脱硝装置。只需进行炉内燃烧改造,NO? 排?#25490;?#24230;低于 150 mg/m3即可。

1实施方案

1.1工程概况

某厂锅炉型号为 YG-75/3.82-M1,蒸发量为 75 t/h,由济南锅炉厂制造;该厂采用自然循环、中温中压双旋风分离的循环流化床锅炉。3 台锅炉均为室内布置,钢结构形式,采用由旋风分离器组成的循环燃烧?#20302;常?#28809;膛为膜式水冷壁结构,过热器分高、低二级过热,中间设喷水减温器,尾部设三级省煤器和一、二次风预热器。入炉煤磨煤机主要包括 HSZ-50 型环?#29976;?#30772;碎机与 KBC 型细粒破碎机,入厂煤经环?#29976;?#30772;碎机破碎后送入细粒破碎机磨制,合格煤粉送入锅炉炉膛。对该锅炉污染物排放情况进行测试,在蒸发量分别为 64 t/h和 34 t/h工况下,锅炉 NO? 排?#25490;?#24230;为 596 mg/m3和 516 mg/m3。锅炉 NO? 排放情况浓度偏高,存在的主要问题如下。

1)锅炉炉膛出口 NO? 原始排?#25490;?#24230;偏高,可达 500~600 mg/m3。

2)输煤皮带只设计了碎?#21512;低?#32780;没有设计合格的筛分?#20302;常?#20351;得入炉煤颗粒偏粗,达不到“三筛两碎”的基本要求。

3)锅炉达不到额定设计出力,在实际运行过程中,锅炉最大出力仅为 60~62 t/h。

4)锅炉运行中都出现高床温现象,仅在 60~62 t/h出力下已高达 950 ℃,造成 NO? 和 SO2超标。

1.2工艺流程

本次 CFB 锅炉炉内低 NO? 燃烧改造的总体技术方案为:二次风?#20302;?#25913;造、增设水冷屏、过热器优化、返料?#20302;?#23616;部优化、布风板?#22836;?#24125;的整体完善、给煤口结构优化、?#21776;?#20877;循环改造以及 SNCR?#21776;?#33073;硝改造,可大幅度地降低 NO? 的排?#25490;?#24230;。

1.3设计参数及改进方案

1.3.1低氮燃烧技术改造方案

1)二次风喷口改造方案。CFB 燃烧所产生的 NO? 成分,基本上来源于燃料氮的生成,一般称为燃料型 NO?。但氧量不均?#20154;?#24102;来的局部富氧燃烧会导致热力型 NO? 剧增,高床温运行也会大幅促进 NO? 的生成。对二次风改造后,实现空气沿炉膛的空间分级燃烧,控制炉内温度场相对均匀,消除高?#36335;?#20540;,减弱富氧区,以减少炉内热力型 NO? 。由于分级燃烧独特的流场结构,?#23665;?#20915;炉膛?#34892;?#32570;氧问题。在炉膛容积内,制造适合于还原反应发生的最佳温度区域和?#23454;?#27687;量分布,并在下炉膛内部的强还原区域,?#29028;?#30827;物质在碳氢催化作用下分解成 H2S,与?#21776;?#20013;的 CaO 发生反应,生成 CaS,CaS ?#23665;?#31283;定地存在于炉渣中,提高了炉内脱硫效?#30465;?/p>

锅炉原有二次风喷口数量 21 个,前墙分 3 层布置,上、中、下层各 2 个二次风喷口,共 6 个二次风喷口;后墙分 3 层布置,上、中、下层各 1 个二次风喷口,共 3 个二次风喷口;左、右侧墙二次风喷口同样分 3 层布置、上、中、下各 2 个二次风喷口,共 12 个二次风喷口,布局极不合理。

二次风口原设计风速约为 80 m/s,二次风速显著偏高,二次风速高必然会产生二次风喷口静压的下降,不利于二次风穿透。锅炉原前墙上、中、下层二次风喷口距离布风板高度分别为 2.567、1.767、1.067 m;左、右侧墙上、中、下二次风喷口距离布风板高度分别为 2.567、1.767、1.067 m;前、后墙上层二次风喷口距离原设计?#38454;?#26009;层拐点为 1.683 m,二次风喷口布置不合理,必须进行重新布置。

根据锅炉的实际情况,本次改造按现有煤质核算实际二次风布置方?#31119;?#37325;新布置二次风口位置、调整入射角度和高度,在合理配风、分级燃烧的基础上,大幅提高二次风穿透性,解决炉膛?#34892;那?#20005;重缺氧问题,提高燃料燃尽效果和脱硫反应效率,实现均温燃烧下的高效低氮。将二次风喷口分2 层布置,数量由 8 个增加至 12~15 个,上、下层二次风喷口采用对称布置或者交叉平行布置的方式。

为保证二次风有足够的穿透动量,喷口前段设有 5 倍以上管道?#26412;?#30340;直管段;对原有二次风?#20302;?#31649;道进行重新优化布置,改造后二次风喷口相对位置示意图如图 1 所示。通过二次风喷口的立体分级和水平优化组合,由模拟理论计算可知,温度场分布的不均匀度由 21.35% 降到了 5.41%,床温偏差由 140 ℃ 降低到 70 ℃,氧浓度不均匀度由 67.48% 降低到 14.31%,从根本上解决了炉内温度场和氧分布不均匀性问题。

QQ截图20190212090912.jpg

2)增设?#21776;?#20877;循环。?#21776;?#20877;循环技术的核心,就是利用?#21776;?#20855;有低O2的特点,将?#21776;?#21943;入炉膛合适的位置,等效于一次风率的降低,促进密相区物料的还原性初始燃烧,可?#34892;?#20943;低床温。与二次风分级相结合的?#21776;?#20877;循环,可?#34892;?#23454;现炉内物料的流态化合理构建,达到深度还原降氮的目的。

该锅炉一次风量占总风量的 60%,二次风占总风量的 40%,一次风量较大。本次改造在炉膛出口氧量一定的情况下,拟在不降低一次风量、保证床料正常流化的基础上,降低一次风中的氧量份额、增加二次风总量,由于底部一次风中的含氧量减少,抑制密相区的燃烧强度,同时二次风喷口分层布置,增大密相区还原气氛,抑制 NO? 的生成。

根据锅炉原设计参数、实际运行情况和煤?#39318;?#20917;等,确定?#21776;?#20877;循环改造方?#31119;?#21253;括?#21776;?#20877;循环管道、风量手动调节门、DCS 控制、变频控制、?#21776;?#22686;压风机等。再循环?#21776;?#21462;样点为引风机出口烟道;?#21776;?#24341;入点为一次风机入口,在引入点和引出点分别增加?#21776;?#38548;断阀,?#21776;?#20877;循环率控制在 10%~20%,煤粉炉的 NO? 排?#25490;?#24230;?#23665;?#20302;15%~25%。当采用更高的?#21776;?#20877;循环?#36866;保?#29123;烧会不稳定,未完全燃烧热损失会增加。图 2 为?#21776;?#20877;循环?#20302;?#31034;意图。

QQ截图20190212090924.jpg

1.3.2受热面的改造方案

锅炉低氮燃烧技术改造是一个?#20302;?#24037;程,它不仅仅是一个简单的炉内燃烧技术改造,也必须充分考虑炉内和锅内的有机结合才能达到真正的低床温低氮效果。根据该 CFB 锅炉的情况,本次改造须考虑受热面改造,增设水冷屏以提高锅炉蒸发能力和整体炉温?#33014;?#29366;况,再结合?#21776;?#20877;循环?#25237;?#27425;风合理布局共同实现最佳床温,实现低负荷床温不低、高负荷床温不超的理想低氮燃烧增容效果。通过受热面改造后,锅炉的蒸发量能力可提高 3~8 t/h。

1.3.3返料?#20302;?#23616;部优化

CFB 锅炉返料器小布风板分为前后流化与松动 2 个区域,一部分返料风通过?#23433;?#39118;板将返料器内的物料通过回料?#30830;?#22238;炉膛内维持合理的床温和床压,另一部分返料风通过返料器后布风板对分离器立管的?#25233;?#36215;到松动作用,以使?#29028;?#24067;风板内的灰顺利进入?#23433;?#39118;板上,保证整个返料器?#20302;?#27491;常运行。

在实际运行中,应使得流化风量显著大于松动风量。而该锅炉 CFB 返料器公用一个风室,这就造成?#35762;?#39118;量基本相同。为了保证循环?#19968;?#26009;的通畅性,小风室必须加以分隔,设置各自独立后的返料风管后方?#38485;?#36275;比例调节条件。本次低氮改造过程中,须将返料器风?#20381;?#23481;,并将布风板设立各自独立的风室,使松动风占比 40%,流化风占比 60%,以保证整个返料?#20302;?#30340;较好工作状态。改造后的返料器风室示意图如图 3 所示。

QQ截图20190212090930.jpg

1.3.4布风板优化改造

布风板开孔?#36866;?#27969;化床锅炉设计的一个重要参数。布风板上的压降与风帽的开孔率成反比,开孔?#35797;?#39640;则布风板阻力越小。布风板阻力过小使得气流通过布风板只有很小的压降,气流就会大量通过床层上部局部颗粒较疏、阻力小的界面,造成局部床层?#25353;?#31354;”和局部因为较密、阻力较大的床层物料的“压死”。致使物料流化不够均匀,局部床温较高和带负荷能力下降,甚至产生风室漏渣现象。1 号锅炉正在使用的风帽的开孔率核算结果见表 1。

QQ截图20190212090937.jpg

从表 1 可以看出,1 # 锅炉风帽小孔开孔率为 4.1%,而主流流化床锅炉风帽小孔开孔?#35797;?#20026;3.5%~5.3%,锅炉布风板风帽小孔开孔率基本符合要求,但是,由于锅炉一次风从左右侧进入流化风室,造成中间风?#31185;?#22823;,左、右侧风?#31185;?#23567;,为了使得每个风帽进风量尽可能均匀,本次改造将布风板中间区域的风?#22791;?#25442;为小孔径的钟?#36136;?#39118;?#20445;?#20351;中间区域的开孔率为其他区域的 70%,降低中间风通过率,尽可能地使风量在各处保持均?#21462;?/p>

1.3.5播煤风及给煤口优化

给煤口设计对燃煤的燃尽度、播撒效果、床温均匀?#38498;?#32473;煤口清洁性非常重要。目前锅炉给煤口距离布风板距离约为 1.4 m,但是锅炉播煤风引自低密度二次热风,风压仅为 6 000 Pa,结构设计欠妥,输煤风的动力和播煤风的微弱射流作用效果不佳,本次完善播煤风增量、引入部分一次风源,提高风压到 10 000 Pa,并对喷口托底播煤风优化改进,达到给煤均匀播撒的效果,防止?#21776;?#21453;窜和局部堆?#21512;?#35937;的出现。

1.3.6输碎?#21512;低?#30340;改造

该锅炉输?#21512;低?#20013;的上?#21512;低?#21482;有一?#31471;?#29028;而没有筛分装置,入炉煤颗粒粗大且颗粒非常多。在实际运行中,为了提高蒸发量和避免床温超限,必须用?#33014;?#22823;的一次风量,导致?#21776;?#20013; NO? 排?#25490;?#24230;大幅增加。实际测试锅炉炉膛出口氧量约为 10.5%,NO? 排?#25490;?#24230;约为 596 mg/m3,也证明?#33487;?#19968;点。因此,本次低氮改造过程中必须对输碎?#21512;低?#36827;行改造。

因皮带间没有设立原煤筛分装置的足够空间,须在煤场合适的位置设立离线式破碎筛分?#20302;常?#20197;制备出足量的、粒度合格的入炉煤。改造后,合理的煤即烟煤的入炉煤质颗粒粒径要求如下:

1)该 CFB 锅炉理想入炉煤平均粒径 d50为 1.7~1.9 mm,宽筛分粒径分布为 0~8 mm,通常情况下,要求 5 mm 以上颗粒不超过 5%、200 μm 以下颗粒不超过 20%,2 种极端颗粒之和最好不超过 23%;

2)物料颗粒粒径应在 0~8 mm ?#27573;?#20869;,平均粒径 d50需控制在 1.8~2.0 mm,5~8 mm 大颗粒份额 ≤5%,0~200 μm 粒径份额 ≤25%,其余中间粒径份额 ≥70%。

按此粒径测试锅炉炉膛出口氧量约为 5%~5.5%,NO? 排?#25490;?#24230;?#23665;?#21040; 300mg/m3以下。

1.3.7分离器入口烟道优化改造

旋风分离器是 CFB 锅炉灰循环的一个核心部件,其入口烟速和导流特征直接影响着分离器的收尘效率,决定了灰循环倍?#30465;?#34920; 2 是对现有分离器入口烟道?#21776;?#27969;速的核算。

QQ截图20190212090947.jpg

从表 2 分离器入口烟道?#21776;?#27969;速可以看出,分离器喉口?#21776;?#27969;速为 23.1m/s,烟速偏低,需要对分离器入口烟道进行优化改造。改造方案为:适度提高分离器入口?#21776;?#27969;速,并控制?#21776;?#27969;速在24~27 m/s?#27573;?#20869;,增速后可以显著改善分离器?#39029;静?#38598;效率,对抑制床温和提高蒸发能力产生直接推动作用。

1.3.8热工测点的优化完善

目前,很多电厂热工测点分布不合理,针对低氮燃烧改造所需的检测需求,与电厂人员进行?#20302;?#21644;协调,认为电厂现行 NO? 排?#25490;?#24230;测点分布不合理,按照相应标准对有关热工测点提出了建议,进行了优化和完善。

2工程运行效果

2.1改造后 NOx浓度分布及排放量测试

依据《固定污染源排气中颗粒物测定与气态污染物采样方法》(GB/T16157-1996),用智能?#21776;?#20998;析仪在除尘器入口测点处采用断面网格法测量,同时记录?#21776;?#20013;氮氧化物、氧浓度,将氮氧化物浓?#26085;?#31639;成空气过剩系数为 1.4(6% O2)时的数据,结合?#21776;?#37327;计算 NO? 排放量。

2.1.152% BMCR 工况

52% BMCR 工况?#21776;?NO? 浓度场分?#25216;?#22270; 4。

QQ截图20190212090956.jpg

如表 3 所示,实验期间 1 号炉 52% BMCR 工况下实测除尘器入口 NO? 排?#25490;?#24230;最高值为75.92 mg/m3,最低值为 62.07 mg/m3,平均值为 69.34mg/m3(标准状态干基、6% O 2 ),NO? 分布不均匀度为 6.94%,NO? 排放量为 4.93 kg/h。NO? 平均排?#25490;?#24230;达到保证值要求,即排?#25490;?#24230;不超过 150 mg/m3。

QQ截图20190212091002.jpg

2.1.2 73%BMCR 工况

73%BMCR 工况?#21776;?NO? 浓度场分?#25216;?#22270; 5。

QQ截图20190212091009.jpg

如表 4 所示,实验期间 1 号炉 73% BMCR 工况下实测除尘器入口 NO? 排?#25490;?#24230;最高值为126.69 mg/m3, 最低值为 97.13 mg/m3,平均值为 115.44 mg/m3(标准状态干基、6% O2),NO? 分布不均匀度为 8.02%,NO? 排放量为 8.64 kg/h。NO? 平均排?#25490;?#24230;达到保证值要求,即排?#25490;?#24230;不超过150 mg/m3。

2.1.3 88%BMCR 工况

88% BMCR 工况?#21776;?NO? 浓度场分?#25216;?#22270; 6。

QQ截图20190212091017.jpg

如表 5 所示,实验期间 1 号炉 88% BMCR 工况下实测除尘器入口 NO? 排?#25490;?#24230;最高值为154.60 mg/m3, 最低值为 106.84 mg/m3,平均值为 127.30 mg/m3(标准状态干基、6% O2 ),NO? 分布不均匀度为 12.05%,NO? 排放量为 10.81 kg/h。NO? 平均排?#25490;?#24230;达到保证值要求,即排?#25490;?#24230;不超过 150 mg/m3。

QQ截图20190212091023.jpg

2.2脱硝?#20302;?#23454;验结果

脱硝?#20302;?#20027;要性能实验结果如表 6 所示。

QQ截图20190212091030.jpg

通过实验结果可以看出,在 52% BMCR、73% BMCR、88% BMCR 工况下?#21776;?#20013; NO? 分布不均匀度分别达到 6.94%、8.02%、11.89%,离散值在 15% 以内,NO? 排放稳定,不高于 150 mg/m3,满足《火电厂大气污染物排放标准》(GB 13223-2011)规定的循环流化床排放限值。

3结论

1)目前循环流化床锅炉普遍存在炉膛?#34892;那?#32570;氧、床温不均匀性、床温异常、炉膛出口、返料温度与床温差值过大、二次风配风方式、物料颗粒度异常、设计床温与一次风的配合、炉内高效脱硫与低氮燃烧的矛盾、脱硝过程与汽水?#20302;?#30340;矛盾等问题,这些问题影响 NO? 的排?#25490;?#24230;。

2)通过二次风喷口改造、增设?#21776;?#20877;循环、受热面增设水冷屏、受热面返料?#20302;?#23616;部优化、布风板优化、播煤风及给煤口优化、输碎?#21512;低?#25913;造等方式,使风量在各处保持均匀,?#34892;?#23454;现炉内物料的流态化合理构建,对抑制床温和提高蒸发能力产生直接推动作用,可达到深度还原降氮的目的,抑制 NO? 的生成。

3)实际运行表明,通过上述局部优化,NO? 排放得到了显著的降低,NO? 浓度场分布合理,循环流化床锅炉仍能高效、稳定运行。因此,在改造设计中必须因地制宜,有针对性地制定改造方?#31119;?#26041;可达到最终的理想排放效果


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