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湖南生物质燃烧机机器原理型号价格
发表日期:2018-10-11 00:02| 来源 :本站原创 | 点击数:
本文摘要:湖南生物质燃烧机机器原理型号价格┃┃┃\┃┃ ┃ ┃┃、┃\ ┃ ┃ ┃ ┃ ┃ ┃ ┃ 练上所述,生物质燃烧机结构参数设定的变化会影响锅炉NO。的排放浓度,并且在一定程度上影响锅炉效率,一般认为,生物质燃烧机结构参数的改变可作为燃烧调整的手段,但
湖南生物质燃烧机机器原理型号价格  ┃ ┃ ┃\ ┃ ┃ ┃ ┃ ┃、 ┃\ ┃ ┃ ┃ ┃ ┃ ┃ ┃ 练上所述,生物质燃烧机结构参数设定的变化会影响锅炉NO。的排放浓度,并且在一定程度上影响锅炉效率,一般认为,生物质燃烧机结构参数的改变可作为燃烧调整的手段,但统计分析表明:当上述参数变化时,1号锅炉NO。排放浓度的平均值为489.0 mg/m3,标准偏差范围为±19.8 mg/m3,为平均值的±4%;2号锅炉NO。排放浓度的平均值为441.8 mg/m3,标准偏差范围为±14.8 mg/m3,为平均值的±3%.与氧量的变化相比,生物质燃烧机结构参数变化对N0。排放浓度的影响小得多,这是因为现代低NO。旋流生物质燃烧机的设计是通过生物质燃烧机合理组织生物质燃烧机内的空气分级燃烧来实现燃烧过程控制和低NO。排放的,对于低NO。轴向旋流生物质燃烧机,在保持其生物质燃烧机内空气分级特性的条件下,生物质燃烧机参数的调节主要是满足生物质燃烧机在煤质等变化时仍能实现良好的燃烧状况和低排放,因此其推荐的使用条件是在优化条件下基本固定生物质燃烧机参数而无需频繁调节[ 4-5],除非显著改变了分级燃烧的特征,否则在生物质燃烧机设计规定的范围内,结构参数的变化不会显著改变NO。的生成特性.湖南生物质燃烧机
大连续蒸发量( BMCR)为2 290t/h。该炉设计燃用神府东胜煤和进口煤(澳洲),燃烧器四角切圆布置(假想切圆直径1 891 mm),制粉系统为直吹式,配6台液压加载式MVM25R型三菱立式磨煤机(设计满负荷5台磨煤机运行)。
锅炉的主/再热蒸汽系统设有三级过热器(位于锅炉尾部的一级过热器、炉膛上方的二级过热器和炉膛出口末级过热器)和三级再热器(水冷壁上部的壁式再热器、水平烟道的二级再热器以及末级再热器)。过热蒸汽系统设有两级喷水减温器调节汽温;再热蒸汽温度以调整燃烧器摆角为主要调节手段,此外在再热器入口设有事故喷水减温装置。主/再热气温设计值分别为541/568℃。

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  ┏━━━━━━┳━━━━━━┳━━━━━━┳━━━━━━━━━━━━━┳━━━━━━┳━━━━━━━━━━━━━┳━━━━┳━┳━━━┓ 针对氡量单因素变化的影响,笔者对2台锅炉各进行了4个工况的试验,其结果如图2实心点所示,图2中所有工况包括氧量单因素变化工况和其他运行因素变化工况,从图2(a)可以看出:在试验工况条件下,随着燃烧氧量的增加,NO。排放浓度近乎是直线性升高的,除2号锅炉氧量高的1个工况外,2台锅炉的变化趋势几乎是一致的,当1号锅炉氧量由3.4%增加至4.2%时,NOx的排放浓度由470 m∥m 3(折算到6%02情况,下同)升高至593 mg/m。,变化幅度相当大,2号锅炉也有较大的增幅,这是因为氧量增加强化了生物质燃烧机区域的燃烧强度和温度水平,这些无疑会增加NO。的生成量,虽然氧量高意味着过量空气多,一定程度上可能会略微降低炉内整体温度水平,但却促进了热力型NO。和燃料型NO。的生成,为此,其余的试验工况均在氧量相对较低的水平下进行,一般为3%~3.6%,而综合2台锅炉试验工况的结果,氧量与NO。排放浓度之间的关系如图2中空心点所示,从图2(。)可以看出:虽然这些试验主要针对其他运行困素变化的影响,因此所得的结果是氧量与NO。排放浓度的关系较分散,但总体上仍然体现出锅炉NO。排放浓度随运行氧量增加而升高的趋势(图中趋势线所示),而且2台锅炉的变化趋势基本一致,只是2号锅炉NO。排平略低,这可能是生物质燃烧机参数设定和煤质差异等造成的.湖南生物质燃烧机
1  改造依据
1.1燃烧系统概况
改造前锅炉燃烧系统组成:6层(24只)煤粉喷燃器、三层辅助风(二次风)、三层轻油及四层OFA(Over Fire Air燃尽风),详细布置参见表2。改造前煤粉喷燃器为三菱重工设计的水平浓淡燃烧器,分布在炉膛四角各设气动执行机构可上下摆动,大摆角为±25。。

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   1)在试验煤种的条件下,锅炉已达到保证效率, 笔者在2号炉上进行了燃尽风对锅炉NO。排放浓度影响的试验.2号炉的试验在相同的磨煤机运行组合方式(ABCEF磨煤机运行)和相同氧量设定等条件下进行,笔者针对2种煤进行了2组改变燃尽风量的试验其结果示于图9.第1组试验工况为燃尽风风门全开,即在100%燃尽风量时,燃尽风占总风量约23%或过量空气系数的约0.26,此时NO。排放浓度为416 m∥m 3.但这时主燃烧区过量空气系数约为0. 93,远高于深度空气分级的化学当量比0.8,因此对于燃用高挥发分烟煤,这一排放浓度并不低,这可能在锅炉设计时考虑了燃用易结渣煤,因而主燃烧区过量空气系数选得较高,在1号炉试验时,为了避免水冷壁附近还原性气氛引起结渣,故在燃烧区域采用了较高的氧量,因此该锅炉NO。体排平较高并不意外,从图9可以看出:当燃尽风量减少至62%日寸,主燃烧区过量空气系数升至1. 04,NO。排放浓度也升至446 mg/m3,升高了约7%.对另1组试验,因燃用煤种挥发分较少,因此NO。排放相对较多,当燃尽风量由78%降至68%时,对应的生物质燃烧机区域过量空气系数由0. 97升至约
1.2存在缺陷及分析
锅炉自投严后运行过程中长期存在以下缺陷:主汽温和再热汽温偏低、再热汽温两侧偏差大,结焦情况偏离设计工况,燃烧器摆角长期上摆运行且容易烧损等问题,且Nq的排放也不符合目前的环保排放标准。
造成以上缺陷原因分析如下。珠海电厂锅炉设计于20世纪90年代中期,当时国内600 MW以上同类型燃煤机组普遍受到炉膛结焦的困扰,在此背景下,电厂业主方为防止锅炉结焦采用了较为保守的炉膛尺寸设计,炉膛结构参数及ECR( 700MW)工况下炉膛热负荷设计值见表1。表1  炉膛结构及700 MW工况热负荷设计值炉/m3积  .。620芝罗惹雾热负荷  80  80—120

/m3v.lll-3)炉膛截/21. 643×炉膛截面热负荷3. 937 4. 2~5.4(宽×深)/m 18.605  q。/(MW.m-Z)“’燃烧器  ,L 95喾竺嚣詈域热负o.98 L 2—2.o区域高度/m1W,m-z)注:(1)同类设备指设计燃用同类型煤种鬲丙;磊鬲量亚临界强制循环汽包炉;(2)燃烧器区域高度为上、下排燃烧器煤粉喷口中心线之间的垂直距离加3m。

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