大型垃圾焚烧炉采用冷热二次风比较.docx
《大型垃圾焚烧炉采用冷热二次风比较.docx》由会员分享，可在线阅读，更多相关《大型垃圾焚烧炉采用冷热二次风比较.docx（13页珍藏版）》请在冰点文库上搜索。
大型垃圾焚烧炉采用冷热二次风比较
750t/h大型垃圾焚烧炉二次风分别采用冷、热风的分析计算
一、分析计算的目的
伟伦对750t/h大型垃圾焚烧炉二次风设计温度为23℃，如将其改成220℃热风，分别计算冷、热风条件下，锅炉的燃烧效率、同参数蒸汽量及烟气在炉膛内停留时间，以其分析采用冷风或者热风的合理性。
二、计算参数
750t/h大型垃圾焚烧炉相关参数如表1所示：
表1.计算相关参数
参数
数值
单位
参数
数值
单位
蒸汽流量
63.57
t/h
脱NOx水量
789.57
kg/h
出口蒸汽压力
4.1
MPa
出口蒸汽温度
400
℃
出后蒸汽焓值
3212.62
kJ/kg
进口水压
5.0
MPa
进口水温
130
℃
进口水焓值
549.60
kJ/kg
总过量空气系数
1.743
一次风过量空气系数
1.2
冷风风温
23
℃
冷风焓值
29.87
kJ/Nm3
热风风温
220
℃
热风焓值
289.53
kJ/Nm3
环境参考温度
25
℃
环境空气焓值
32.47
kJ/Nm3
烟气出口温度
195
℃
烟气出口焓值
271.58
kJ/Nm3
空气密度
1.280
kg/Nm3
湿度
16.17
gr/kg干空气
灰温度
300
℃
灰中碳含量
2
%
炉膛容积
919.4
m3
炉膛周界面积
513.376
m2
焚烧炉MCR工况下垃圾的元素分析如表2：
表2.MCR工况下垃圾元素分析（wt.%）
c
h
o
n
s
cl
w
a
18.44
2.705
10.08
0.075
0.15
0.55
50
18
垃圾低位发热量为6800kJ/kg
三、计算结果及其分析
表3.垃圾燃烧产生的烟气成分（脱NOx前）
参数
数值
单位
计算公式
O2
0.07032
m3/m3
根据质量平衡和化学反应生成产物计算
N2
0.615078
CO2
0.076757
H2O
0.22936
SO2
0.000238
HCL
0.000789
Ar
0.007379
ρ
1.219335
kg/Nm3
表4..垃圾燃烧产生的烟气成分（脱NOx后）
参数
数值
单位
计算公式
O2
0.069681
m3/m3
根据质量平衡和化学反应生成产物关系计算
N2
0.610781
CO2
0.07621
H2O
0.234983
SO2
0.000236
HCL
0.000783
Ar
0.007327
ρ
1.2163225
kg/Nm3
由于垃圾中的水分含量较高，达50%，同时脱NOx水的加入，使得生成烟气中水分含量较高，占23%左右。
表5.当二次风为冷风时的计算结果
参数
符号
数值
单位
百分比/%
公式
烟气热损失
q2
1054.3
kJ/kg_fuel
15.53
Vy△h
散热热损失
q5
53.81
0.79
（（Q1/1000）^2）^0.35*0.0315*1000
进料器损失
q6
48.38
0.17
设计值
未燃烧损失
q3
171.73
2.53
c碳未燃*q碳+m碳未燃*c碳*△T
灰渣热损失
q4
0.71
0.01
Ar*cAr*△T
脱NOx损失
q7
48.38
0.71
m脱NOx水*h水-m氨水*h氨水
其他损失
q8
34
0.50
设计值
总损失
qloss
1374.36
输入垃圾热量
qfuel
6800
mfuel*Qfuel
输入空气热量
qair
-9.03
mair*hair
总热量
q
6790.8
锅炉效率
η
79.76
%
有效利用热
Q1
47024.5
kJ/h
D*△h
燃料消耗量
B
8.67
kg/h
q/Qfuel
749
t/d
蒸汽流量
D
17.658
kg/h
设计值
63.57
t/d
理论燃烧温度
θa
1084.3
℃
先计算燃烧产物拥有热量：
Qar,net（（100-（q3+q4））/（100-q3））+Qair
再查出对于焓值下的温度
炉膛出口烟温
θ”ll
850
℃
假设，然后校核
炉膛有效辐射层厚度
s
6.447
m
3.6V炉膛/F炉膛
保热系数
ψ
0.99
1-q5/（η+q5）
烟气中三原子气体容积份额
rRO2
0.077
（VSO2+VCO2）/Vy
烟气中水蒸气容积份额
rH2O
0.229
VH2O/Vy
飞灰浓度
μfh
0.0033
Kg/kg
Aarαfh/100Gy
飞灰颗粒平均直径
dfh
20
μm
查表
烟气密度
ρy
1.219
kg/Nm3
见表3.烟气成分（脱NOx前）
三原子辐射减弱系数
kqr∑
1.284
1/（MPa.m）
10.2（（0.78+1.6rH2O）/（10.2p∑s）^0.5-1）*（1-0.37*T"ll/1000）
飞灰辐射减弱系数
kfhμfh
0.22
43000ρyμfh/（（T”d）^（2/3））
焦炭颗粒辐射减弱系数
kjx1x2
0.15
kjx1x2
火焰辐射吸收率
kps
1.067
（kqr∑+kfhμfh+kjx1x2）ps
火焰黑度
αh
0.66
1-e^（-kps）
炉膛黑度
αl
0.88
αh/（αh+（1-αh）ψpj）
火焰中心高度系数
M
0.155
6.45（（Qfuel+Qair-Q3）/V炉膛）^1.4
炉膛出口烟温
θ''ll
848.9
℃
Ta/（M（5.67*10-11αlFlTa3/（φBjVc））^0.6+1）-273.15
当二次风为冷风时，计算得到锅炉的效率为79.76%。
在损失的热量中，烟气损失占进入炉膛总热量的15.53%，而为完全燃烧热损失占2.53%，这两部分热量占了总热损失的90.3%。
由于锅炉出口烟温不能太低，一防止低温腐蚀，烟气带走的热量不可避免，在设计及实际运行时，要严格控制锅炉的排烟温度，防止烟气热损失过大。
同时要尽量提高燃料的燃尽率，以减少不完全燃烧热损失。
锅炉的理论燃烧温度达1084.3℃，炉膛出口温度为850℃。
满足炉内出口温度850℃的要求，能够有效的减少二噁英的排放，同时锅内温度不会太高，也有利于减少NOx的生成。
表6.当二次风为热风时的计算结果
参数
符号
数值
单位
比例/%
公式
烟气热损失
q2
1054.3
kJ/kg_fuel
14.73
Vy△h
散热热损失
q5
56.26
0.79
（（Q1/1000）^2）^0.35*0.0315*1000
进料器损失
q6
48.38
0.16
设计值
未燃烧损失
q3
171.73
2.4
c碳未燃*q碳+m碳未燃*c碳*△T
灰渣热损失
q4
0.71
0.01
Ar*cAr*△T
脱NOx损失
q7
48.38
0.68
m脱NOx水*h水-m氨水*h氨水
其他损失
q8
3435.8
0.50
设计值
总损失
qloss
1374.36
输入垃圾热量
qfuel
6800
mfuel*Qfuel
输入空气热量
qair
277.034
mair*hair
总热量
q
7077.0
锅炉效率
η
80.74
%
有效利用热
Q1
49405.58
kJ/h
D*△h
燃料消耗量
B
8.67
kg/s
q/Qfuel
749
t/d
蒸汽流量
D
18.55
kg/s
设计值
66.79
t/d
理论燃烧温度
θa
1138.3
℃
先计算燃烧产物拥有热量：
Qar,net（（100-（q3+q4））/（100-q3））+Qair
再查出对于焓值下的温度
炉膛出口烟温
θ”ll
870
℃
假设，然后校核
炉膛有效辐射层厚度
s
6.447
m
3.6V炉膛/F炉膛
保热系数
ψ
0.99
1-q5/（η+q5）
烟气中三原子气体容积份额
rRO2
0.077
（VSO2+VCO2）/Vy
烟气中水蒸气容积份额
rH2O
0.229
VH2O/Vy
飞灰浓度
μfh
0.0033
kg/kg
Aarαfh/100Gy
飞灰颗粒平均直径
dfh
20
μm
查表
烟气密度
ρy
1.219
kg/Nm3
见表3.烟气成分（脱NOx前）
三原子辐射减弱系数
kqr∑
1.268
1/（MPa.m）
10.2（（0.78+1.6rH2O）/（10.2p∑s）^0.5-1）*（1-0.37*T"ll/1000）
飞灰辐射减弱系数
kfhμfh
0.218
43000ρyμfh/（（T”d）^（2/3））
焦炭颗粒辐射减弱系数
kjx1x2
0.150
kjx1x2
火焰辐射吸收率
kps
1.055
（kqr∑+kfhμfh+kjx1x2）ps
火焰黑度
αh
0.652
1-e^（-kps）
炉膛黑度
αl
0.879
αh/（αh+（1-αh）ψpj）
火焰中心高度系数
M
0.155
6.45（（Qfuel+Qair-Q3）/V炉膛）^1.4
炉膛出口烟温
θ''ll
870.2
℃
Ta/（M（5.67*10-11αlFlTa3/（φBjVc））^0.6+1）-273.15
在相同的垃圾处理量的情况下，当二次风为热风时，计算得到锅炉的效率为80.74%，比冷二次风有所提高。
在损失的热量中，烟气热损失为14.73%，为完全燃烧热损失为2.4%，均较二次风为冷风时有所下降。
理论燃烧温度为1138.3℃，而炉膛出口温度为870℃。
由于热二次风本身具有的热量，使得进入炉膛的热量增加，同时也减少了炉膛热量加热二次风所消耗的热量，可以有效的改善炉内的燃烧状况，提高燃烧温度。
理论燃烧温度较冷二次风时增加了54℃，炉膛出口烟温提高20℃。
炉内温度均满足减少二噁英及NOx生成的要求。
其次，采用热二次风，在同样的垃圾处理量下，保证蒸汽温度和压力不变，每小时可以多产生4.17t额定蒸汽，增加发电量。
四、数值模拟
四.1模拟方法与边界条件
。
电量7e357对冷二次风及热二次风进行数值模拟。
根据垃圾焚烧炉的燃烧特点，用FLIC对炉排部分的垃圾干燥、热解、残余炭燃烧的情况进行模拟，将计算的结果导入Fluent，进行气相燃烧及辐射传热的模拟计算。
在气相燃烧及辐射传热上，采用Fluent进行模拟计算，其边界条件如下：
表8.冷二次风边界条件
参数
数值
单位
备注
二次风温度
23
℃
二次风从前后墙的二次风口喷入
二次风速度
80
m/s
炉膛出口压力
0.10325
MPa
炉墙
394
℃
燃料入口
将FLIC模拟结果导入
表9.热二次风边界条件
参数
数值
单位
备注
二次风温度
220
℃
次风从前后墙的二次风口喷入
二次风速度
142.78
m/s
炉膛出口压力
0.10325
MPa
炉墙
394
℃
燃料入口
将FLIC模拟结果导入
四.2模拟计算结果
冷热二次风的等速度分布图分别见图1和图2。
图1.冷二次风炉内等速度分布图（m/s）
图2.热二次风炉内等速度分布图（m/s）
从图1和图2可以看出，为了保持炉内的过量空气系数，采用热二次风后，二次风进入炉膛的速度大大提高，由此对炉膛内的气流组织产生较大的影响。
二次风的喷入，一方面有利于炉内可燃物质的燃尽，另一方面，高速的二次风喷射入炉内产生气体的扰动，延长了烟气在炉内的停留时间，有利于降低污染物的排放。
从图1和图2可以看出，热空气对流程的扰动和影响更明显。
但是当二次风采用热风时，密度减小，容积大幅度增加，二次风射入炉膛速度大大提高，烟气在炉膛内的停留时间减少。
在数值模拟中，采用示踪粒子的方式，在焚烧炉膛和第一通道的交界处喷入示踪粒子，据计算，采用冷二次风，烟气在炉膛内的停留时间为2.1s，采用热二次风之后，气体在炉膛内的停留时间比冷二次风时的停留时间减少32.2%，为1.424s。
冷热二次风炉内温度分布图见图3和图4。
从图3和图4可以看出，炉膛内的高温去集中在出于热分解区域的炉排上方，炉内的高温区处于炉拱与炉排之间的气相燃烧区域。
高速的热二次风在炉拱和炉排上部的空间形成的回流区，对热烟气进行有效的卷吸，但是由于热二次风本身带入的热量，改善了炉膛整体的燃烧状况，高温区的温度较冷二次风时的温度有所升高，因此采用热二次风，对加强燃烧的有一定的效果。
图3.冷二次风炉内温度分布（K）
图4.热二次风炉内温度分布（K）
五、结论
（1）二次风采用热风送风可以有效的提高锅炉的效率，相比冷风的79.76%上升到80.74%。
同时理论燃烧温度也有较大的提高，从1084.3℃提高到1138.3℃，从而导致炉膛出口烟温从850℃上升到870℃，均可以有效的减少二噁英的排放。
此外，采用热二次风可以有效的提高锅炉的蒸发量，计算结果显示热二次风可以增加4.17t/h的额定蒸汽量，增大发电量。
（2）二次风若采用220℃的热二次风，进入炉膛的二次风速大大提高，从而使得烟气在炉膛内的停留时间降低。
采用颗粒跟踪法，将颗粒进入炉膛的速度设置与二次风速相同。
冷二次风的入口风速为80m/s,热二次风的入口风度为142.78m/s，据数值模拟的结果显示，冷二次风烟气停留时间为2.1s，而采用220℃的热二次风之后，烟气在炉膛内的停留时间只比采用冷二次风时烟气在炉膛内的停留时间减少了32.2%，为1.424s。
根据垃圾焚烧，有效控制二噁英排放的规定，烟气在炉膛中的停留时间不少于2s，因此，采用热二次风容易造成烟气炉膛内的停留时间过短，造成烟气中二噁英含量过高，不符合排放标准，增加处理费用！
升级会员 