大型垃圾焚燒爐采用冷熱二次風(fēng)比較

1、表2. MCR工況下垃圾元素分析（wt. %）750t/h大型垃圾焚燒爐二次風(fēng)分別采用冷、熱風(fēng)的分析計算一、 分析計算的目的偉倫對750t/h大型垃圾焚燒爐二次風(fēng)設(shè)計溫度為 23C，如將其改成220E熱風(fēng)，分別計算冷、熱風(fēng)條件下，鍋爐的燃燒效率、同參數(shù)蒸汽量及煙氣在爐膛內(nèi)停留時間，以其分析采用冷風(fēng)或者熱風(fēng)的合理性。計算參數(shù)750t/h大型垃圾焚燒爐相關(guān)參數(shù)如表1所示:表1.計算相關(guān)參數(shù)參數(shù)數(shù)值單位參數(shù)數(shù)值單位蒸汽流量t/h脫NOx水量kg/h出口蒸汽壓力MPa出口蒸汽溫度400C出后蒸汽焓值kJ/kg進口水壓MPa進口水溫130C進口水焓值kJ/kg總過量空氣系數(shù)一次風(fēng)過量空氣系數(shù)冷風(fēng)風(fēng)溫23

2、C冷風(fēng)焓值kJ/Nm3熱風(fēng)風(fēng)溫220C熱風(fēng)焓值kJ/Nm3環(huán)境參考溫度25C環(huán)境空氣焓值kJ/Nm3煙氣出口溫度195C煙氣出口焓值kJ/Nm3空氣密度kg/Nm3濕度gr/kg干空氣灰溫度300C灰中碳含量2%爐膛容積m3爐膛周界面積m2焚燒爐MCR工況下垃圾的元素分析如表2:CHONSCLWA5018 J垃圾低位發(fā)熱量為6800kJ/kg三、計算結(jié)果及其分析表3.垃圾燃燒產(chǎn)生的煙氣成分（脫NOx 前）參數(shù)數(shù)值單位計算公式O2N2CO2根據(jù)質(zhì)量平衡H2O3/ 3 m /m和化學(xué)反應(yīng)生SO2成產(chǎn)物計算HCLArPkg/Nm3表4.垃圾燃燒產(chǎn)生的煙氣成分（脫 NOx后）參數(shù)數(shù)值單位計算公式O2N

3、2根據(jù)質(zhì)量平衡CO2和化學(xué)反應(yīng)生H2O3/ 3 m /m成產(chǎn)物關(guān)系計SO2算HCLArPkg/Nm3由于垃圾中的水分含量較高，達 50%，同時脫NOx水的加入，使得生成煙氣中水分含量較高，占23%左右表5當二次風(fēng)為冷風(fēng)時的計算結(jié)果參數(shù)符號數(shù)值單位百分比/%公式煙氣熱損失q2kJ/kg_fuelVyA h散熱熱損失q5(Qi/1000)A2)A*1000進料器損失q6設(shè)計值未燃燒損失q3c碳未燃q碳+m碳未燃c碳* T灰渣熱損失q4Ar*c Ar* T脫NOx損失q7m脫nox水*h水-m氨水*h氨水其他損失q834設(shè)計值總損失qioss輸入垃圾熱量qfuel6800mfuel*Q fuel輸入

4、空氣熱量qairmair*h air總熱量q鍋爐效率n%有效利用熱QikJ/hD* h燃料消耗量Bkg/hq/Qfuel749t/d蒸汽流量Dkg/h設(shè)計值t/d理論燃燒溫度0 aC先計算燃燒產(chǎn)物擁有熱量：Qar,ne(100-(q3+q4)/(100-q3)+Qair再查出對于焓值下的溫度爐膛出口煙溫OiT850C假設(shè)，然后校核爐膛有效輻射層厚度sm爐膛/F爐膛保熱系數(shù)1-q5/( n +q5)煙氣中三原子氣體容積份額rRO2(VSO2+VCO2)/Vy煙氣中水蒸氣容積份額rH2OVH2O/Vy飛灰濃度pfhKg/kgAar a/100Gy飛灰顆粒平均直徑dfh20ym查表煙氣密度pkg/N

5、m3見表3煙氣成分（脫NOx前）三原子輻射減弱系數(shù)kqrx(+/ 刀 s)A*(*Tll/1000)飛灰輻射減弱系數(shù)kfh ffh1/43000 pyh/(T ” d)A(2/3)焦炭顆粒輻射減弱系數(shù)kjX1X2kjX1X2火焰輻射吸收率kps(kqrE+kfh pfh + kjX1X2)pS火焰黑度a1-eA(-kps)爐膛黑度ala/( h+(1- a)咖)火焰中心高度系數(shù)M(Qfuel+Qair-Q3)/V 爐膛)八爐膛出口煙溫9iCTa/(M(*10-11odFiTa3/( jVc)A+1)當二次風(fēng)為冷風(fēng)時，計算得到鍋爐的效率為 。在損失的熱量中，煙氣損失占進入 爐膛總熱量的，而為完全

6、燃燒熱損失占，這兩部分熱量占了總熱損失的 。由于鍋 爐出口煙溫不能太低，一防止低溫腐蝕，煙氣帶走的熱量不可避免，在設(shè)計及實際運行 時，要嚴格控制鍋爐的排煙溫度，防止煙氣熱損失過大。同時要盡量提高燃料的燃盡率， 以減少不完全燃燒熱損失。鍋爐的理論燃燒溫度達10843C，爐膛出口溫度為850C。滿足爐內(nèi)出口溫度850C 的要求，能夠有效的減少二惡英的排放，同時鍋內(nèi)溫度不會太高，也有利于減少NOx的生成。表6當二次風(fēng)為熱風(fēng)時的計算結(jié)果參數(shù)符號數(shù)值單位比例/%公式煙氣熱損失q274 h散熱熱損失q5(Qi/1000)A2)A*1000進料器損失q6設(shè)計值未燃燒損失q3kJ/kg_fuelc碳未燃q碳+

7、m碳未燃c碳 T灰渣熱損失q4Ar*c Ar* T脫NOx損失q7m脫nox水*h水-m氨水*h氨水其他損失q8設(shè)計值總損失qioss輸入垃圾熱量qfuel6800mfuel*Q fuel輸入空氣熱量qairmair*h air總熱量q鍋爐效率n%有效利用熱QikJ/hD* h燃料消耗Bkg/sq/Qfuel量749t/d蒸汽流量Dkg/s設(shè)計值t/d理論燃燒溫度0 aC先計算燃燒產(chǎn)物擁有熱量：Qar,net(100-(q3+q4)/(100-q3)+Qair再查出對于焓值下的溫度爐膛出口煙溫9 ”870C假設(shè)，然后校核爐膛有效輻射層厚度sm爐膛/F爐膛保熱系數(shù)1-q5/( n +q5)煙氣中

8、三原子氣體容積份額R02(VSO2+VCO2)/Vy煙氣中水蒸氣容積份額H20VH2O/Vy飛灰濃度(fhkg/kgAar ah/100Gy飛灰顆粒平均直徑dfh20fm查表煙氣密度Pkg/Nm3見表3.煙氣成分(脫NOx前)三原子輻射減弱系數(shù)kqr E(+/ E s)A*(*Tll/1000)飛灰輻射減弱系數(shù)kfh fh1/43000 pfh/(T ” d)A(2/3)焦炭顆粒輻射減弱系數(shù)kjX1X2kjX1X2火焰輻射kps(kqrE+kfh fh + kjX1X2)pS吸收率火焰黑度a1-eA(-kps)爐膛黑度ala/( ha(1- a) gj)火焰中心高度系數(shù)M(Qfuel+Qair

9、-Q3)N 爐膛)八爐膛出口煙溫OnCTa/(M (*10-11 0iFlTa3/( jVc) A+1)在相同的垃圾處理量的情況下，當二次風(fēng)為熱風(fēng)時，計算得到鍋爐的效率為 ，比 冷二次風(fēng)有所提高。在損失的熱量中，煙氣熱損失為 %，為完全燃燒熱損失為，均較 二次風(fēng)為冷風(fēng)時有所下降。理論燃燒溫度為 11383C，而爐膛出口溫度為870C。由于熱二次風(fēng)本身具有的熱量，使得進入爐膛的熱量增加，同時也減少了爐膛熱量 加熱二次風(fēng)所消耗的熱量，可以有效的改善爐內(nèi)的燃燒狀況，提高燃燒溫度。理論燃燒 溫度較冷二次風(fēng)時增加了 54C，爐膛出口煙溫提高20C。爐內(nèi)溫度均滿足減少二惡英 及NOx生成的要求。其次，采用

10、熱二次風(fēng)，在同樣的垃圾處理量下，保證蒸汽溫度和壓力不變，每小時 可以多產(chǎn)生額定蒸汽，增加發(fā)電量。四、數(shù)值模擬4.1模擬方法與邊界條件對冷二次風(fēng)及熱二次風(fēng)進行數(shù)值模擬。根據(jù)垃圾焚燒爐的燃燒特點，用FLIC對爐排部分的垃圾干燥、熱解、殘余炭燃燒的情況進行模擬，將計算的結(jié)果導(dǎo)入Flue nt,進行氣相燃燒及輻射傳熱的模擬計算。在氣相燃燒及輻射傳熱上，采用Flue nt進行模擬計算，其邊界條件如下：表8冷二次風(fēng)邊界條件參數(shù)數(shù)值單位備注二次風(fēng)溫度23C二次風(fēng)從前后墻的二次二次風(fēng)速度80m/s風(fēng)口噴入爐膛出口壓力MPa爐墻394C燃料入口將FLIC模擬結(jié)果導(dǎo)入表9熱二次風(fēng)邊界條件參數(shù)數(shù)值單位備注二次風(fēng)溫度

11、220次風(fēng)從前后墻的二次風(fēng)二次風(fēng)速度m/s口噴入爐膛出口壓力MPa爐墻394C燃料入口將FLIC模擬結(jié)果導(dǎo)入4.2模擬計算結(jié)果冷熱二次風(fēng)的等速度分布圖分別見圖 1和圖2ESSC+D17SSC+D1 a ai+m7+O4sjattDi語“詼 心3呑詢3.I HE+D1 2j57e*tHZZ2B+D11.7&+011.33t+D1 總耳心 4.4&+00 OffirtOD圖1.冷二次風(fēng)爐內(nèi)等速度分布圖（m/s）SJSI4HCM76QitQ1 T iat*ai$114401S37t402r40-447e+0- 4021- 2史i9斗斗口勺3們HL2驅(qū)* 24tQ1 usrtai1 14MQ1 efi

12、4*4CID 447*400 ooaac圖2熱二次風(fēng)爐內(nèi)等速度分布圖（m/s）從圖1和圖2可以看出，為了保持爐內(nèi)的過量空氣系數(shù)，采用熱二次風(fēng)后，二次風(fēng) 進入爐膛的速度大大提高，由此對爐膛內(nèi)的氣流組織產(chǎn)生較大的影響。二次風(fēng)的噴入， 一方面有利于爐內(nèi)可燃物質(zhì)的燃盡，另一方面，高速的二次風(fēng)噴射入爐內(nèi)產(chǎn)生氣體的擾 動，延長了煙氣在爐內(nèi)的停留時間，有利于降低污染物的排放。從圖1和圖2可以看出, 熱空氣對流程的擾動和影響更明顯。但是當二次風(fēng)采用熱風(fēng)時，密度減小，容積大幅度增加，二次風(fēng)射入爐膛速度大大 提高，煙氣在爐膛內(nèi)的停留時間減少。在數(shù)值模擬中，采用示蹤粒子的方式，在焚燒爐 膛和第一通道的交界處噴入示蹤

13、粒子，據(jù)計算，采用冷二次風(fēng)，煙氣在爐膛內(nèi)的停留時 間為，采用熱二次風(fēng)之后，氣體在爐膛內(nèi)的停留時間比冷二次風(fēng)時的停留時間減少%，為。冷熱二次風(fēng)爐內(nèi)溫度分布圖見圖 3和圖4。從圖3和圖4可以看出，爐膛內(nèi)的高溫去集中在出于熱分解區(qū)域的爐排上方，爐內(nèi) 的高溫區(qū)處于爐拱與爐排之間的氣相燃燒區(qū)域。高速的熱二次風(fēng)在爐拱和爐排上部的空間形成的回流區(qū)，對熱煙氣進行有效的卷吸，但是由于熱二次風(fēng)本身帶入的熱量，改善 了爐膛整體的燃燒狀況，高溫區(qū)的溫度較冷二次風(fēng)時的溫度有所升高，因此采用熱二次 風(fēng)，對加強燃燒的有一定的效果。I93F*CQl.Tn*03SJ*O39慈心l.Q+03ki4e*D3k*03iJSrtOS|

14、壬心l-i le*U9uo*oigjor+n7J9&-+CE7JS+02*.59t*ce3.7er*cn圖3.冷二次風(fēng)爐內(nèi)溫度分布（K）1.0Se+433I S7*+： 1 79=n331.71&+Q31 fl?&+O31.54cfQ3n 4A*=nWISH1沁*31 II *+03fl 13iti331 0U4KQ血衛(wèi)P.”自 92UH爭段曹“二！4.腔H占丁 &HH麗*2圖4.熱二次風(fēng)爐內(nèi)溫度分布（K）五、結(jié)論(1)二次風(fēng)采用熱風(fēng)送風(fēng)可以有效的提高鍋爐的效率，相比冷風(fēng)的上升到。同時理論燃燒溫度也有較大的提高，從 10843C提高到11383C，從而導(dǎo)致爐膛出口煙 溫從850C上升到870C，均可以有效的減少二惡英的排放。此外，采用熱二次風(fēng) 可以有效的提高鍋爐的蒸發(fā)量，計算結(jié)果顯示熱二次風(fēng)可以增加h的額定蒸汽量，增大發(fā)電量。(2)二次風(fēng)若采用220C的熱二次風(fēng)，進入爐膛的二次風(fēng)速大大提高， 從而使得煙氣在 爐膛內(nèi)的停留時間降低。采用顆粒跟蹤法，