周 旭,華勝東,朱 寒

(中國建材國際工程集團有限公司,蚌埠 233018)

玻璃窯余熱發(fā)電站鍋爐主要參數的選擇

周 旭,華勝東,朱 寒

(中國建材國際工程集團有限公司,蚌埠 233018)

該文介紹了玻璃窯余熱發(fā)電的基本流程,分別討論了余熱鍋爐窄點溫差和接近點溫差的選擇、排煙溫度的選擇以及主蒸汽參數的選擇。

玻璃窯; 余熱發(fā)電; 鍋爐; 設計參數

“十二五”期間,我國玻璃工業(yè)取得了長足發(fā)展,但總體還存在能耗大和環(huán)境污染嚴重等問題。為降低生產成本和改善環(huán)境,我國現有的大部分浮法玻璃生產企業(yè)配套建設余熱發(fā)電站,取得了良好的經濟效益和環(huán)境效益。已建成的玻璃窯余熱電站主要采用雙壓鍋爐系統(鍋爐自帶除氧器)和熱水閃蒸系統兩種方式。雙壓鍋爐系統由于其結構緊湊、良好的經濟性及可靠性等優(yōu)點而被大量采用。該文主要對雙壓鍋爐余熱發(fā)電系統的相關參數及系統配置進行分析和介紹。

1 玻璃窯余熱發(fā)電系統的流程

玻璃窯余熱發(fā)電系統采用的是常規(guī)的朗肯循環(huán),該系統主要由余熱鍋爐、汽輪機、凝汽器、凝結水泵等組成,見圖1(a)。由圖1(b)可見,4→1為余熱鍋爐的定壓吸熱過程,1→2為主蒸汽在汽輪機內的等熵膨脹過程,2→3為汽輪機排汽在凝汽器內的定壓凝結過程,3→4為凝結水在凝結水泵內的等熵壓縮過程。

2 余熱發(fā)電鍋爐型式及主要參數的選擇

一種常用的雙壓余熱鍋爐的熱力循環(huán)系統如圖2所示,高溫煙氣進入鍋爐后與過熱器、蒸發(fā)器、省煤器及除氧蒸發(fā)器進行熱交換,最后低溫煙氣通過引風機送入煙囪排放至大氣。從發(fā)電主廠房回來的凝結水和鍋爐補充水接入除氧器,利用除氧蒸發(fā)器產生的低壓飽和蒸汽對凝結水和補充水進行除氧。經過除氧后的水用給水泵送至省煤器,在省煤器內加熱成欠飽和的水進入中壓汽包;中壓汽包內的水通過下降管進入蒸發(fā)器加熱,產生的飽和蒸汽與水的混合物通過上升管回到中壓汽包,經過汽水分離器分離出飽和蒸汽;飽和蒸汽通過汽包頂部的連接管道送至過熱器,加熱產生過熱蒸汽。

2.1 余熱鍋爐換熱面型式的選擇

玻璃窯余熱鍋爐大多采用對流受熱面,根據傳熱學原理,對流受熱面的傳熱過程是用熱煙氣來加熱水和蒸汽,而熱煙氣與被加熱的工質分別在受熱面的兩側互不相混,熱煙氣的熱量透過管壁傳給被加熱的工質,其傳熱過程的示意圖如圖3所示。

傳熱過程一般可表示為:

式中,K為傳熱系數,k W/(m2·℃);K表示溫度為1℃時,1 m2對流受熱面熱通量的大小。傳熱系數越大,傳熱過程越強烈,反之則越弱。提高傳熱系數K,能夠有效減少換熱面積A。

式中,a1為煙氣對鍋爐管壁的放熱系數;ε為污染系數;af為輻射放熱系數;a2為煙氣對鍋爐管壁的對流放熱系數及輻射放熱系數之和;ψ為熱有效系數;ad為鍋爐管壁對管內工質的對流放熱系數;ξ為利用系數,橫向沖刷管束可取ξ=1,大多數混合沖刷管束可取ξ=0.95。

根據上述公式,若要提高K值,需增大煙氣對鍋爐管壁的放熱系數a1及管壁對管內工質的放熱系數a2,并盡量減小管道污染系數。

根據傳熱系數的計算公式可知,對流管束錯列布置時的放熱系數要大于順列布置時的傳熱系數;煙氣橫向沖刷對流管束時的傳熱系數大于縱向沖刷對流管束時的放熱系數;煙氣流速越大,煙氣對流傳熱系數越大。從增大傳熱系數以減少鍋爐設備成本投入的角度考慮,早期的玻璃窯余熱鍋爐對流管束部分采用錯列布置以及鰭片管,最終由于玻璃窯爐煙氣含塵量較大,以及粘性較強,導致余熱鍋爐清灰困難,管束積灰嚴重甚至堵塞,嚴重影響鍋爐效率以及使用壽命,同時,由于煙氣側阻力上升,導致自用電率大幅上升。所以,目前的玻璃窯余熱鍋爐大部分采用橫向沖刷、順列布置的光管對流管束,以保證余熱鍋爐的長期安全穩(wěn)定運行。

2.2 余熱鍋爐窄點溫差和接近點溫差的選擇

雙壓余熱鍋爐溫度與換熱量的關系見圖4,從圖中可以看出鍋爐各換熱面的吸熱量及各點之間的溫度關系。煙氣溫度與蒸發(fā)器內汽水溫度最接近的點在煙氣離開蒸發(fā)器的地方,在這點處煙氣溫度與蒸發(fā)器內飽和水的溫度差稱為窄點溫差;省煤器出口水溫與出口壓力下飽和水溫的差值稱為接近點溫差。窄點溫差和接近點溫差是設計余熱鍋爐的主要參數之一。

余熱鍋爐受熱面對數平均溫差的計算公式如下

式中,ΔT1為煙氣進口溫度與汽水出口溫度的差值,℃;ΔT2為煙氣出口溫度與汽水進口溫度的差值,℃。受熱面積的計算公式

式中,Q為受熱面所吸收的熱量,kcal;K為對所求受熱面而言的傳熱系數,W/(m2·K)。

由上述兩個公式可看出,在接近點溫差不變的情況下,窄點溫差越小,鍋爐效率越高,排煙溫度越低,平均傳熱溫差越小,導致鍋爐所需的受熱面積呈指數曲線關系增大,而鍋爐蒸發(fā)量只是呈線性關系增大。當窄點溫差不變的情況下,增大接近點溫差會使省煤器的對數平均溫差增加,省煤器的換熱面積相應減少,但也會使蒸發(fā)器的吸熱量增加,雖然蒸發(fā)器的對數平均溫差不變,但是由于蒸發(fā)器的傳熱系數小于省煤器,所以會導致蒸發(fā)器增加換熱面積遠大于省煤器減少的換熱面積,總的換熱面積是增加的。由此可見,當窄點溫差選定后,減少接近點溫差可以減少鍋爐總的換熱面積以及成本。但是,若接近點溫差選擇過低,當鍋爐低負荷運行或起動時省煤器內可能會發(fā)生汽化現象。因此選擇合適的窄點溫差和接近點溫差是決定換熱面積的關鍵因素,一般窄點溫差取值范圍在8～20℃,接近點溫差取值范圍在5～20℃。

2.3 余熱鍋爐低壓蒸發(fā)器工作壓力及排煙溫度的選擇

目前國內玻璃窯所采用的燃料包括天然氣、發(fā)生爐煤氣、焦爐煤氣、煤焦油、重油、石油焦粉等,各種燃料的含硫量均不相同,甚至同種燃料的含硫量也不盡相同。燃料和玻璃生產原料中的硫通過燃燒氧化生成SO2氣體,二氧化硫在催化劑的作用下會進一步被氧化生成三氧化硫(2SO2+O2=2SO3),三氧化硫再與煙氣中的水蒸汽結合形成硫酸蒸汽(SO3+H2O=H2SO4)。當鍋爐管道壁溫低于煙氣的酸露點溫度時,硫酸蒸汽便會凝結在管壁上,對管道造成腐蝕。鍋爐酸露點經驗估算公式見公式(7)

式中,Tld為露點溫度,℃;VH2O為H2O占煙氣的容積百分比,%;VSO3為SO3占煙氣的容積百分比(按SO2容積的10%考慮),%。

根據公式(7)可知,煙氣的酸露點溫度主要決定于煙氣中硫和水的含量。根據式(7)計算,按照玻璃窯燃料的不同,一般酸露點溫度估算值在135～150℃左右。而雙壓余熱鍋爐采用自帶整體除氧器,除氧蒸汽由省煤器后的低壓蒸發(fā)器提供,除氧水箱作為余熱鍋爐的低壓汽包。低壓蒸發(fā)器的尾端最容易發(fā)生低溫腐蝕,為避免腐蝕發(fā)生,需要為低壓蒸發(fā)器選擇合適的工作壓力,使低壓蒸發(fā)器的壁溫大于露點溫度。比如露點溫度為140℃時,由于管道壁溫一般比管道內介質溫度高10℃左右,則管道內介質飽和溫度至少需要達到130℃,對應的壓力為0.17 MPa,即低壓蒸發(fā)器和除氧器的工作壓力至少需達到0.17 MPa,才能有效避免低溫腐蝕。根據計算和實際經驗,玻璃窯余熱鍋爐低壓蒸發(fā)器的工作壓力一般在0.25～0.4 MPa。

鍋爐的排煙溫度越低,有效利用的余熱越多,經濟性越高?？紤]到低溫腐蝕問題,排煙溫度首先必須不低于煙氣的露點溫度,另外考慮到鍋爐的經濟型,需要增大低壓蒸發(fā)器的對數平均溫差,所以玻璃窯余熱鍋爐的排煙溫度一般在160～180℃。玻璃窯排氣的典型煙氣成分及推薦排煙溫度,見表1。

表1 玻璃窯排氣的典型煙氣成分及推薦排煙溫度

2.4 主蒸汽參數的選擇

玻璃窯余熱鍋爐的主蒸汽溫度主要決定于玻璃熔窯排出的廢氣溫度,廢氣的溫度與窯爐采用的燃料、環(huán)境溫度以及窯爐的保溫及漏風率等因素有關。根據相關經驗,目前玻璃窯廢氣溫度一般在430～500℃。

根據熱力學原理,余熱發(fā)電系統的效率會隨著主蒸汽壓力和溫度的升高而升高,單純從提高熱效率的角度考慮,主蒸汽參數越高越好,但是提高參數受到很多外在因素的影響。

主蒸汽溫度與鍋爐進口廢氣溫度的差值稱為熱端溫差,一般在30～50℃,以保證鍋爐良好的換熱效果,同時考慮到鍋爐和汽輪機等設備和管道材料成本等外在因素,現有玻璃窯余熱發(fā)電鍋爐主蒸汽的溫度一般在390～420℃。 主蒸汽壓力的確定需要考慮多方面的因素,主蒸汽壓力決定了余熱鍋爐中壓汽包的工作壓力(略大于主蒸汽壓力),同時決定了蒸發(fā)器內汽水的飽和溫度。在窄點溫差一定的情況下,主蒸汽壓力越高,汽包壓力越高,蒸發(fā)器內汽水飽和溫度越高,此時鍋爐蒸發(fā)量下降,離開蒸發(fā)器的煙氣溫度升高。若接近點溫差也一定,主蒸汽壓力升高時,蒸發(fā)量減少,省煤器內介質流量減少,但介質出口溫度升高,省煤器吸熱量基本不變,而隨著蒸發(fā)量減少,低壓蒸發(fā)器的吸熱量減少,鍋爐的總吸熱量減少,所以會造成鍋爐的排煙溫度升高。即主蒸汽壓力越高,鍋爐排煙溫度越高,窄點溫差和接近點溫差越大,鍋爐排煙溫度越高。窄點溫差,接近點溫差和排煙溫度均已確定好取值范圍,可通過熱力計算得出合適的主蒸汽壓力。根據目前的經驗,玻璃窯余熱發(fā)電的主蒸汽壓力一般在2～2.5 MPa。

3 結 語

為了提高玻璃窯余熱發(fā)電系統的效率,同時防止鍋爐的低溫腐蝕,需根據玻璃生產線采用的燃料來確定余熱鍋爐的排煙溫度。在鍋爐進口溫度和排煙溫度均確定的情況下,選擇合適的窄點溫差、接近點溫差、汽包壓力以及主蒸汽壓力,是降低余熱發(fā)電投資的關鍵因素。

[1] 何語平.大型天然氣聯合循環(huán)電廠對余熱鍋爐蒸汽系統的選擇[J].中國電力,2004,37(2):29-31.

[2] 沙永斌.燃油鍋爐省煤器低溫腐蝕的原因及對策[J].工業(yè)鍋爐,2003,16(5):47-49.

[3] 姜 森,劉 全,辛曲珍.余熱鍋爐的酸露點溫度計算[J].黑龍江電力,2002,21(3):10-11.

[4] 陳學俊,陳聽寬.鍋爐原理[M].北京:機械工業(yè)出版社,1990.

Choice of Main Parameters of Waste Heat Power Generation Boiler of Glass Kiln

ZHOU Xu,HUA Sheng-dong,ZHU Han
(China Triumph International Engineering Group Co,Ltd,Bengbu 233018,China)

This paper introduced the basic process of glass kiln waste heat power generation,waste heat boiler pinch point temperature and approach temperature point selection,the exhaust gas temperature and the choice of main steam parameters was discussed.

glass kiln; waste heat power generation; boiler; design parameter

10.3963/j.issn.1674-6066.2014.06.022

2014-06-29.

周 旭(1987-),工程師.E-mail:dazhouxu3@163.com