2017, Vol. 33
随着我国工业化进程的发展, 环境污染越来越影响着人们的生活.锅炉烟气排放作为大气污染源之一, 日益受到人们的关注.越来越多的地区强制执行NOx 50mg·Nm-3、SO2 35 mg·Nm-3、尘5 mg·Nm-3的超低排放标准[1].面对严峻的环保压力和沉重的污染物治理成本, 在役锅炉的超低排放改造成为各使用单位的当务之急.本文以130 t·h-1循环流化床锅炉为例, 探讨通过低氮燃烧改造降低NOx原始排放的可行性.
1 锅炉基本情况和改造要求山东某热电厂现有1台130 t·h-1高温高压循环流化床锅炉.锅炉的原设计参数如表 1所示.锅炉运行状况为:锅炉出力约为110 t·h-1, 给水温度为149 ℃; 运行床温高于920 ℃, 炉膛出口温度低于810 ℃, 锅炉尾部氧量(体积分数)7%左右, 一次风量远大于二次风量, NOx原始排放质量浓度为300~400 mg·Nm-3.锅炉改造要求是希望通过低氮燃烧改造将NOx原始排放质量浓度下降到120 mg·Nm-3以下, 从而达到超低排放的效果.
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表 1 原设计参数 Table 1 Original design parameters |
空气中的氮在高温下燃烧生成热力型NOx, 但这仅在1 540 ℃时效果才显著, 所以循环流化床锅炉中产生的热力型NOx很少[2].碳氢燃料在燃料过多时燃烧产生快速型NOx, 快速型NOx的生成量受床温的影响不大, 而且由于其产生量在总的NOx生成量中占比很小, 可以不予考虑[2].燃料中含有N的化合物, 在燃烧过程中氧化生成燃料型NOx[2].这是循环流化床锅炉NOx排放的主要部分.
2.2 降低NOx原始生成的炉内条件为改善燃烧效率, 必须将适当的O2提供给燃料.燃料型NOx是燃烧的必然副产物.循环流化床燃烧具备了将NOx还原的天然条件.无论在循环流化床燃烧下部密相区还是上部稀相区, 燃料颗粒都处于特殊的还原性气氛下, 这不仅抑制了燃料型NOx生成, 而且产生了大量还原性气体.这些还原性气体在炉膛中上升和流经分离器的过程中, 能够进一步还原已生成的NOx, 尤其是循环流化床锅炉内大量存在的灰颗粒, 为不易发生的CO还原NOx反应提供了丰富的吸附表面, 循环灰富含的多种金属化合物对反应有催化作用.同时, 由于循环流化床锅炉是中低温燃烧, 燃烧反应速度较慢.为了满足热释放速率的负荷要求, 需要更多的反应表面, 因此主循环回路中存有大量焦炭.这些焦炭不仅提供了燃烧反应表面, 而且提供了NO的还原条件.
提高床质量、减少床存量、增加循环量可以进一步增强燃烧反应的还原性气氛.由颗粒产生的辐射和对流换热是循环流化床炉内传热的主导机制, 传热系数与物料浓度呈现显著的正相关性.尽管锅炉床料存量有所降低, 但整体床料粒度变细后, 炉膛上部床料悬浮浓度增加.由于炉膛内受热面主要位于其中上部, 导致炉膛上部区域的受热面的传热系数增大, 从而使得锅炉在较低床温下依然满足满负荷的热量传递.同时, 上部悬浮浓度的增加促进了颗粒的团聚, 颗粒团在炉膛内的上下运动强化了床料的反混, 从而提高了炉膛温度的均匀性, 有效降低炉膛平均温度水平.这无疑也是有利于控制NOx的排放[3].
2.3 脱硝工艺的选择(1) 选择性非催化还原法(SNCR)
SNCR主要在870~1 200 ℃温度区间, 将含氨的药剂喷入烟气中, 将NOx还原生成氮气和水, 脱除效率一般为40%~60%[4].但采用基于流态再构的超低排放锅炉技术后, 脱除效率可提高至75%~80%.
(2) 选择性催化还原法(SCR)
SCR除多了一个催化剂的作用外, 其他化学原理与SNCR相同.由于使用了催化剂, 因此可以在310~400 ℃温度区间脱除NOx, 脱除效率为80%~90%[4].
比较两种脱硝工艺可知:SCR脱除效率高, 投资与运行成本高; SNCR脱除效率略低, 投资与运行成本低.对于具备低氮燃烧条件的循环流化床锅炉, 选择SNCR即可满足超低排放的要求.
3 锅炉的原结构设计及分析 3.1 炉膛设计炉膛截面为3 850 mm×7 800 mm, 水冷壁管ϕ60 mm×5 mm, 炉膛前上部布置6组光管二级过热器.在实际运行过程中, 当负荷为110 t·h-1时, 过热器减温水量约19 t·h-1, 说明过热器布置并不合理.应调整炉膛内过热屏布置.炉膛下部原设计让管处距离水冷布风板高度只有4 m, 高度不够, 容易造成磨损, 应做出相应调整.
3.2 布风板设计炉膛下部前后墙收缩, 并将后墙水冷壁管向前下方倾斜弯制形成水冷布风板, 布置980个风帽.风帽由各种不同长度的套管组成.布风板表面采用耐火浇注料, 且前后高中间低.
由于布风板为倾斜设计, 一次热风进入风室后, 因各处阻力不同, 造成实际运行一次风量要大于设计值才能保证各处都能良好流化.另外, 床面大, 风帽数量多, 风口动量小, 也是造成实际运行风量远大于设计值的原因之一.应对水冷布风板的面积、风帽数量等做出相应调整, 使得布风板阻力更均匀, 降低运行时的一次风量, 尽可能保持抑制NOx生成的还原气氛.
3.3 分离器设计炉膛出口布置两个汽冷式旋风分离器, 内径均为3 900 mm, 管子尺寸为ϕ38 mm×4 mm.分离器下端接回料腿, 其内径为ϕ700 mm.回料时采用一台离心风机向回料阀送风.
由运行床温高于920 ℃, 炉膛出口温度低于810 ℃可看出, 炉膛上、下温差非常大.这是由于分离器分离效率低, 循环物料量少造成的.分离器入口加速段不足和回料阀内部必须的密封高度欠缺, 是影响分离效果的重要原因.所以, 必须提高循环物料系统分离效率, 增加炉膛循环量, 从而提高炉膛水冷壁传热系数.
3.4 二次风设计空气预热器一、二次风量按6:4设计, 二次风口平均流速约为43 m·s-1.二次风口两层布置, 每层共13个口, 前水冷壁5个, 后水冷壁4个, 左、右水冷壁各2个.
空气预热器设计时一、二次风比例设计不合理, 一次风偏大, 二次风偏小.二次风是强化燃烧的措施, 两层周圈布置的方式减弱了二次风的动量和穿透力, 无法穿透到炉膛中心.同时, 二次风口距离布风板太近, 不利于促进燃烧和抑制NOx的生成.
4 改造方案的确定 4.1 炉膛改造方案原有6组过热器包括进出口集箱全部被拆除.重新设计的6屏过热屏, 其横向位置与原设计位置相同, 其中3屏蒸汽下行, 3屏蒸汽上行, 对应3屏下集箱用连接管连通, 单屏内汽温均匀, 膨胀量一致.屏式过热器采用材质为12Cr1MoVG、规格为ϕ42 mm×6 mm的钢管, 相比原有6组过热器108 m2的受热面积, 改造后的屏式过热器面积增加至159 m2.过热屏吊挂装置、进出口管道相应改动.相应的前水冷壁、顶部水冷壁、吊梁、吊杆、汽水引出管均需作相应的改动.
对炉膛下部密相区高度进行优化.将前后水冷壁从标高约12 500 mm以下包括水冷布风风室全部更换, 两侧墙水冷壁从12 700 mm开始至9 400 mm全部更换, 水冷壁管仍采用材质为20G、规格为ϕ60 mm×5 mm的钢管, 让管处由原来距离水冷布风板4 m提高至5 m.
由于原设计炉膛受热面积偏小, 床温高, 不利于低氮燃烧.如果炉膛内加水冷屏, 炉膛吸热增加可以降低温度, 但必然造成尾部对流过热器吸热偏小, 过热蒸汽达不到设计蒸汽温度.所以, 本文将光管式过热器改造为屏式过热器, 面积由108 m2增加到159 m2.同时, 配合布风板的改造, 将床温由947 ℃降低到890 ℃, 为低氮燃烧创造了条件.而将让管处高度提高1 m, 从而达到减小交接处膜式壁磨损的目的.
4.2 布风板改造方案对水冷布风板进行优化设计, 将炉膛下部收口, 同时, 将原来的倾斜水冷布风板改为水平布置水冷布风板, 水冷布风板和前墙水冷壁及两侧墙水冷壁的密封重新设计.
维持水平水冷布风板标高为5 100 mm, 水冷壁管仍为ϕ60 mm×5 mm/20G, 风帽改为太锅专利精密铸造的易更换夹套钟罩式风帽.鳍片和风帽套管现场安装焊接.落渣口数量、位置不变.
一、二次风配比由原来的6:4改为5:5, 水冷床面四周用耐磨浇注料砌筑斜坡, 进一步收缩布风板, 流化床面积由16 m2减小至14 m2.
由于原设计中为倾斜式水冷布风板, 所以风帽接管长度不同, 形成的阻力也不同, 对布风及床料流化的均匀性造成不良影响.改造为水平布风板后, 布风及床料流化不均的情况得以改善.一次风比例降低后, 要保证流化均匀就必须提高流化风速, 所以将流化床面积减少2 m2.而且, 由于一次风量的减少, 降低了床面的燃烧强度和床温, 更有利于抑制NOx的原始生成.
4.3 分离器改造方案锅炉汽冷旋风分离器尺寸基本能满足要求, 在此次改造中原则上不作变动, 但分离器进口加速段不够, 将进口段内侧的耐磨可塑料打掉, 补焊销钉和抓钉, 增加耐磨浇注料厚度, 将分离器入口烟道宽度由960 mm减小至670 mm.将烟气进口速度由24 m·s-1提高到28 m·s-1.分离器入口尺寸优化图如图 1所示.
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图 1 分离器入口尺寸优化图 Fig.1 Size optimization of the inlet separator |
将气冷分离器下集箱以下至炉膛后墙进口的回料系统全部拆除.回料腿内径由ϕ700 mm减小到ϕ510 mm, 使得返料灰的流动速度达到0.2 m·s-1.回料阀采用太锅独创的低能耗、高流率、自平衡回料阀, 相应的后水冷壁入口部位需重新让管和密封.布风板与返料系统优化图如图 2所示.
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图 2 布风板与返料系统优化图 Fig.2 Optimization of air distributor and loop seal system |
采用罗茨风机取代原有的离心风机.罗茨风机两开一备, 型号为FTB-125, 流量为7.15 m3·min-1, 压头为29.4 kPa, 功率为7.5 kW.设计送风系统管路和风门, 风门采用电动蝶阀.罗茨风机布置图如图 3所示, 返料器与风机间的管路尺寸均为ϕ133 mm×5 mm.
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图 3 罗茨风机布置图 Fig.3 Arrangement of roots blowers |
要提高分离器的分离效率, 入口的烟气流速是关键因素.改造后的结构不但提高了烟气流速, 而且对烟气中的烟尘浓度进行了压缩, 更有利于烟尘进入分离器后进行贴壁分离.同时, 原返料腿直径大, 造成分离下来的物料无法封住返料阀内的气流, 从而降低分离效率.经过改造后, 这一现象得到改善.
4.4 二次风改造方案空气预热器一、二次风比例设计由6:4改为5:5, 二次风由原来按分别距离床面1 600、2 600 mm双层四周布置共26个进风口, 改为距离床面3 200 mm单层前、后墙布置, 前5后4, 共计9个进风口, 风口大小为270 mm×135 mm, 其中前墙两个二次风口设置炉内脱硫用石灰石喷口.二次风管采用太锅独创的低阻力、大动量、强穿透力的二次风设计.改造后, 二次风进口流速由原来的43 m·s-1提高至70 m·s-1.二次风结构优化俯视图和侧视图如图 4所示.
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图 4 二次风结构优化俯视图、侧视图 Fig.4 Top view and side view concerning the structure optimization of secondary air |
原环形风箱不变, 并尽可能地利用原二次支风管, 用钢板封堵原左右两侧膜式水冷壁二次风口, 并补焊抓钉, 最后用耐磨可塑料涂敷光滑.
二次风主要是强化燃烧的作用.改造后, 二次风刚度增强, 可穿透至炉膛中心, 燃烧状况得以改善.同时, 二次风口的提高也大大增强了密相区的还原性气氛, 抑制了NOx的原始生成.
5 改造效果 5.1 改造后锅炉基本参数改造后锅炉基本参数为:最大连续蒸发量为130 t·h-1; 额定蒸汽温度为540 ℃; 额定蒸汽压力为9.81 MPa.
5.2 改造后NOx原始排放炉膛内屏式受热面的改造使得各受热面传热系数提高, 在130 t·h-1负荷运行时, 炉膛平均温度可以保持在890 ℃左右, 低温燃烧效果得以显现.
分离器等物料循环系统的改造使得物料系统分离效率有较大的提高, 尾部飞灰粒径更细, 切割粒径d50=12~15 μm, 临界粒径d99=90~110 μm.炉膛物料循环量有保障, 床质量大大提高.
一、二次风量降低, 锅炉运行总风量减少, 氧量大大降低, 二次风延迟进入炉膛, 使得炉膛下部还原气氛更强.NOx原始排放质量浓度由原来的300~400 mg·Nm-3降至120 mg·Nm-3以下.
5.3 改造后的节能效果改造后锅炉燃烧效率有所提高, 飞灰含碳量降低, 锅炉煤耗降低, 设计热效率达到90.5%.锅炉运行风量减少, 锅炉各风机电耗下降, 平均节电超过20%.现有的一、二次风机、引风机能满足运行要求, 无需变动.
6 结论我国以煤为主的能源结构将长期存在, 在严峻的环保形势下, 在役的大量工业锅炉均面临着环保升级改造的巨大压力, 企业也面临着环保运行成本带来的沉重负担.循环流化床锅炉经过低氮燃烧改造后, 使得NOx原始排放质量浓度达到120 mg·Nm-3以下, 为采用廉价的SNCR方法创造了前提条件, 在满足环保排放要求的同时使企业收到良好的经济效益.
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