李 娟，李銀龍，牛田田，辛亞飛，楊 冬

(西安交通大學(xué) 動力工程多相流國家重點實驗室，陜西 西安 710049)

0 引 言

循環(huán)流化床(CFB)鍋爐的大型化和高參數(shù)化具有節(jié)能和環(huán)保雙重效益，從亞臨界參數(shù)(16.7 MPa，538/538 ℃)提高到超臨界參數(shù)(24.1 MPa，538/538 ℃)，發(fā)電效率可提高3.0%，若采用超超臨界參數(shù)，熱效率還可以提高 2%～4%[1]，大型化與高參數(shù)化是CFB鍋爐技術(shù)發(fā)展的必然趨勢。

目前已有1臺600 MW和42臺350 MW超臨界CFB投入商業(yè)運(yùn)行，2臺660 MW超臨界CFB進(jìn)入調(diào)試階段。這些鍋爐機(jī)組投入運(yùn)行后，經(jīng)逐步完善，顯示出良好的經(jīng)濟(jì)性和排放控制優(yōu)勢[2-3]。為了進(jìn)一步提高效率、降低排放，超超臨界CFB鍋爐的設(shè)計研究勢在必行。

目前大型化與高參數(shù)化的循環(huán)流化床鍋爐的基礎(chǔ)理論與設(shè)計計算還不完善，尤其是超超臨界CFB鍋爐，因此對于其運(yùn)行模擬以及在運(yùn)行條件變化時鍋爐主要參數(shù)的預(yù)測尤為重要。Aspen Plus作為先進(jìn)的過程模擬軟件，被廣泛應(yīng)用于石油化工、電力等領(lǐng)域的流程設(shè)計和模擬，可實現(xiàn)過程優(yōu)化、技術(shù)可靠性、經(jīng)濟(jì)效益和環(huán)境評估。Aspen Plus基于順序模塊化方法和面向方程的方法進(jìn)行靈敏度分析、設(shè)計優(yōu)化和案例研究，可應(yīng)用于模擬含有固體、電解質(zhì)、煤和生物質(zhì)的穩(wěn)態(tài)過程[4-7]。

Aspen Plus軟件應(yīng)用于煤解耦燃燒技術(shù)，以降低NOx排放，特別是降低N2O排放[8]。在無O2環(huán)境中，煤熱解氣相產(chǎn)物中的N主要以還原性物質(zhì)NH3形式存在；而在有O2環(huán)境中，氣相產(chǎn)物中的N以NOx、N2O形式存在。本文建立的煤耦合燃燒模型中，煤解耦燃燒過程分為3個階段：① 煤顆粒在RYield反應(yīng)器中熱解后，在化學(xué)計量RStoic反應(yīng)器中合成煤熱解產(chǎn)物；② 熱解產(chǎn)物在GIBBS反應(yīng)器中燒盡，于CFB頂部安裝的旋風(fēng)分離器中分離氣體、灰及未燃燒盡的煤顆粒；③ 煤焦燃燒生成的NOx、N2O與熱解氣相產(chǎn)物中含氮化合物NH3，在燃燒區(qū)上部發(fā)生還原反應(yīng)，降低NOx、N2O的排放。基于Aspen Plus建立的660 MW超超臨界循環(huán)流化床鍋爐煤解耦燃燒模型中，模擬了循環(huán)流化床燃燒室中一次風(fēng)配比對密相區(qū)氣體組分濃度以及過量空氣系數(shù)對排放煙氣組分濃度的影響，定量計算了過量空氣系數(shù)和一次返料比例對中溫過熱器、低溫過熱器出口汽溫和低溫再熱器、省煤器出口煙溫的影響。

1 660 MW 超超臨界CFB鍋爐

1.1 系統(tǒng)結(jié)構(gòu)

660 MW 超超臨界CFB 采用單爐膛單布風(fēng)板結(jié)構(gòu)，M型布置，4個汽冷旋風(fēng)分離器，分別對應(yīng)4個中溫過熱器外置床，一次中間再熱，尾部雙煙道結(jié)構(gòu)，前煙道布置低溫再熱器，后煙道布置低溫過熱器，低溫再熱器溫度由擋煙板調(diào)節(jié)，2臺回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器，8個排渣口。在BMCR工況時鍋爐主要設(shè)計參數(shù)見表1。

表1 鍋爐主要參數(shù)

1.2 鍋爐汽水流程

660 MW 超超臨界CFB鍋爐汽水流程如圖1所示。鍋爐給水首先進(jìn)入省煤器(ECO)進(jìn)口集箱，經(jīng)省煤器加熱后由導(dǎo)管引至集中下降管進(jìn)入爐膛水冷壁下集箱，經(jīng)爐膛屏式水冷壁加熱后成為過熱蒸汽，再通過導(dǎo)管引入汽冷分離器的下集箱，經(jīng)蒸汽連接管引至布置在尾部后煙道的低溫過熱器(LTS)，再進(jìn)入布置在外置床中的中溫過熱器(ITS)，經(jīng)連接管引入爐膛內(nèi)壁中的高溫過熱器(HTS)，最后將合格的過熱蒸汽引向汽輪機(jī)。從汽輪機(jī)引出的再熱蒸汽進(jìn)入位于尾部前煙道內(nèi)的低溫再熱器(LTR)進(jìn)口集箱，經(jīng)低溫再熱器加熱后通過蒸汽連接管引至爐膛內(nèi)的高溫再熱器(HTR)進(jìn)口集箱，經(jīng)高溫再熱器加熱后成為合格的再熱蒸汽引向汽輪機(jī)。

圖1 660 MW超超臨界CFB鍋爐汽水流程Fig.1 660 MW ultra-supercritical CFB boiler steam water process

2 基于Aspen Plus 的CFB鍋爐仿真模型構(gòu)建

2.1 等效熱解模型

由于煤結(jié)構(gòu)復(fù)雜、組成多樣，無法用唯一分子式描述煤的化學(xué)成分，因此將煤視為由一系列穩(wěn)定元素組成的混合物，如碳、氫、氧、氮、硫和灰分等[9]。在等效熱解模擬過程中，煤顆粒的快速熱解過程在Aspen Plus的內(nèi)置模塊反應(yīng)器(RYield)中完成，煤顆粒先等效分解為元素C、元素S、H2、N2、O2、Ash。若煤全部轉(zhuǎn)化為煤氣，則無法計算碳轉(zhuǎn)化率、能量平衡不嚴(yán)格，因此需釋放部分煤來模擬煤的不完全轉(zhuǎn)化，定義為UBC(未燃盡碳)，作為非常規(guī)物質(zhì)(NC)，故模塊RYield的輸出物流組分為C、S、H2、N2、O2、Ash和UBC。煤的工業(yè)分析和元素分析見表2。

表2 燃料工業(yè)分析和元素分析

根據(jù)物料平衡原理，由穩(wěn)定的元素物質(zhì)(除Ash、UBC)在化學(xué)計量反應(yīng)器(RStoic)中合成煤熱解產(chǎn)物(氣態(tài)揮發(fā)分和煤焦)，其中氣態(tài)揮發(fā)性物質(zhì)的主要成分為CH4、H2、CO2、CO、H2O和焦油。

煤的氣態(tài)揮發(fā)分產(chǎn)率計算公式[10]為

Vyield=VM-α-β

(1)

α=exp(26.41-3.961lnT+0.011 5VM)

(2)

β=0.2(VM-10.9)

(3)

式中，V為揮發(fā)分；M為水分；T為熱解溫度。

煤熱解產(chǎn)物氣態(tài)揮發(fā)分中各組分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)ω(i)[10]為

ω(CH4)=0.201-0.469(VM/100)+0.241(VM/100)2

(4)

ω(H2)=0.157-0.868(VM/100)+1.388(VM/100)2

(5)

ω(CO2)=0.135-0.900(VM/100)+1.906(VM/100)2

(6)

ω(CO)=0.428-2.653(VM/100)+4.845(VM/100)2

(7)

ω(H2O)=0.409-2.389(VM/100)+4.554(VM/100)2

(8)

ω(Tar)=-0.325+7.279(VM/100)-12.880(VM/100)2

(9)

熱解產(chǎn)物的合成反應(yīng)有

(10)

(11)

(12)

(13)

(14)

(15)

(16)

2.2 簡約解耦燃燒模型

熱解產(chǎn)物在熱力學(xué)平衡反應(yīng)器GIBBS模塊中進(jìn)行解耦燃燒，燃燒后的氣體、UBC(未燃盡碳) 和Ash在循環(huán)流化床頂部的旋風(fēng)分離器(CYCLONE模塊)中分離，輸出2股物流：一部分為分離出的全部氣體和少量固體顆粒的煙氣流，進(jìn)入尾部煙道，與低溫過熱器、低溫再熱器和省煤器等尾部受熱面進(jìn)行換熱后，經(jīng)空氣預(yù)熱器和飛灰收集系統(tǒng)，最后由煙囪排入大氣；另一部分為大量固體灰分顆粒和未燃盡碳(UBC)，經(jīng)分離模塊(SEP1)分成2股組分相同的物流，分別返回下爐膛用于控制爐膛溫度和進(jìn)入外置床與中溫過熱器換熱后返回下爐膛，以維持主循環(huán)回路固體顆粒平衡。返回下爐膛的物流均先經(jīng)過SSplit模塊，將固體灰分顆粒(Ash)和未燃盡碳(UBC)分開，僅允許未燃盡碳(UBC)返回下爐膛進(jìn)行循環(huán)，Ash作為灰渣排出。

模塊Gibbs通過自由能最小化來計算化學(xué)反應(yīng)平衡和相平衡，熱解產(chǎn)物在循環(huán)流化床中解耦燃燒的化學(xué)反應(yīng)為

1)氧化反應(yīng)：

(17)

(18)

(19)

(20)

(21)

(22)

(23)

(24)

(25)

(26)

2)還原反應(yīng)：

(27)

(28)

(29)

(30)

(31)

(32)

(33)

(34)

2.3 系統(tǒng)模型創(chuàng)建

分別通過了RYield 模塊和RStoic模塊對煤等效熱解過程進(jìn)行建模，GIBBS模塊對熱解產(chǎn)物燃燒過程進(jìn)行建模，由于在CFB鍋爐中注入二次空氣將鍋爐大致分為密相區(qū)和疏相區(qū)，因此通過2個GIBBS模塊模擬爐中的燃燒過程。爐膛中水冷壁、高溫再熱器、高溫過熱器的換熱過程采用MHeatX模塊建模，使用CYCLONG模塊對旋風(fēng)分離器的分離過程進(jìn)行建模，考慮到旋風(fēng)分離器中的后燃燒，應(yīng)用GIBBS模塊。 最后，煙氣到達(dá)尾部煙道，與低溫再熱器、低溫過熱器、省煤器的換熱過程用HeatX模塊建模。基于Aspen Plus 對660 MW 超超臨界CFB鍋爐的整體建模流程如圖2所示。

圖2 基于Aspen Plus 的660 MW 超超臨界CFB鍋爐流程Fig.2 Flowsheet of 660 MW ultra-supercritical CFB boiler based on Aspen Plus

在鍋爐換熱過程模擬時，對于用戶定義的水冷壁總傳熱系數(shù)，計算方法為

(35)

(36)

式中，Gs為顆粒循環(huán)流率，kg/(m2·s)；h為計算部位高度，m；H為床總高度，m。

(37)

式中，ε為火焰發(fā)射率[12]；σ為玻爾茲曼常數(shù)；Tbed為床層溫度，簡化為煙氣平均溫度；Twall為壁面溫度，簡化為爐內(nèi)管壁溫平均溫度。

由于目前660 MW超超臨界CFB鍋爐尚處于規(guī)劃階段，而采用Aspen Plus軟件模擬循環(huán)流化床鍋爐技術(shù)已較為成熟[13-16]，故可根據(jù)所建模型，對660 MW超超臨界循環(huán)流化床鍋爐滿負(fù)荷工況(B-MCR)下鍋爐性能進(jìn)行模擬計算，得到的溫度計算結(jié)果見表3。

3 動態(tài)仿真結(jié)果與討論

3.1 密相區(qū)組分濃度模擬

在660 MW超超臨界循環(huán)流化床燃燒室中，密相區(qū)組分CO2、CO和SO2濃度分布隨一次風(fēng)比例的變化如圖3所示。

由圖3可知，總風(fēng)量不變時，隨著一次風(fēng)比例增大(即二次風(fēng)減少)，密相區(qū)CO2濃度增大，CO濃度減少，SO2濃度先增大后減少，這是因為一次風(fēng)增多，密相區(qū)O2含量增多，CO、CH4燃燒生成的CO2量增大；H2S轉(zhuǎn)化為SO2量增大，當(dāng)O2含量增加到一定程度時，H2S與O2的燃燒反應(yīng)達(dá)到平衡，不再有SO2生成，此時SO2含量達(dá)到最大，而密相區(qū)氣體總量不斷增多，故SO2濃度逐漸減少。

表3 B-MCR下鍋爐主要溫度計算結(jié)果

圖3 一次風(fēng)比例對密相區(qū)組分濃度的影響Fig.3 Effect of primary air ratio on component concentration in dense phase zone

3.2 排煙氣體組分濃度模擬

660 MW超超臨界循環(huán)流化床鍋爐煤解耦燃燒過程中，排煙氣體SO2、SO3、NO和N2O濃度隨過量空氣系數(shù)變化的分布曲線如圖4所示。從圖4(a)可以看出，隨過量空氣系數(shù)的增加，SO2濃度逐漸降低，SO3濃度先增大后減小，說明增大過量空氣系數(shù)可明顯降低SO2和SO3排放。這主要是因為H2S與O2的燃燒反應(yīng)(式(25))已達(dá)平衡，SO2含量不再增加，故SO2濃度隨氣體總量的增多而減少；過量空氣系數(shù)越大，說明循環(huán)流化床燃燒室內(nèi)O2濃度越高，促進(jìn)SO2與O2反應(yīng)(式(26))，SO3濃度越來越高，當(dāng)O2濃度增加到一定程度時，SO2與O2反應(yīng)達(dá)到平衡，此時SO3含量達(dá)到最大，高濃度的SO3抑制了新的SO3生成，排煙氣體總量增多，故SO3濃度降低。

從圖4(b)可以看出，660 MW超超臨界循環(huán)流化床煤解耦燃燒過程中，過量空氣系數(shù)越大，產(chǎn)生的NO和N2O越多，這與文獻(xiàn)[17-18]的研究結(jié)果相符。其原因為：① 由NOx的形成機(jī)理可知，循環(huán)流化床鍋爐燃燒中NOx的生成主要是燃料型NOx。煤在燃燒分解過程中，煤中N形成揮發(fā)分N(主要以HCN、NH3和焦油氮形式存在)和焦炭氮，隨著過量空氣系數(shù)增大，CFB燃燒室內(nèi)O2濃度增加， HCN和NH3與O2的反應(yīng)幾率增大，生成的NO與N2O增多(式(19)、(21))；② O2濃度增加使還原性氣體(如CO和H2)濃度迅速降低，導(dǎo)致其對N2O的還原作用減弱；③ 在還原區(qū)域內(nèi)，幾乎無N2O生成，增大過量空氣系數(shù)，爐內(nèi)O2濃度增加，爐內(nèi)的還原區(qū)域減少，使N2O排放濃度升高。故在不影響鍋爐燃燒的情況下，應(yīng)適當(dāng)減小過量空氣系數(shù)，以降低NO和N2O的排放量。

圖4 SO2、SO3、NO和N2O濃度隨過量空氣系數(shù)變化曲線Fig.4 Change curves of SO2，SO3，NO and N2O concentrations with excess air coefficient

3.3 受熱面溫度模擬

基于Aspen Plus建立的660 MW超超臨界循環(huán)流化床鍋爐煤解耦燃燒過程仿真模型，過量空氣系數(shù)和一次返料比例對中溫過熱器出口汽溫、低溫過熱器出口汽溫和低溫再熱器出口煙溫、省煤器出口煙溫的影響，如圖5所示。由圖5(a)可知，過量空氣系數(shù)增大，對中溫過熱器和低溫過熱器出口汽溫的影響不大，但對低溫再熱器出口煙溫和省煤器出口煙溫的影響較大。隨著過量空氣系數(shù)增加，低溫再熱器和省煤器的出口煙溫隨之升高，導(dǎo)致排煙熱損失增大，鍋爐熱效率降低。

從圖5(b)可以看出，一次返料比例對低溫過熱器出口汽溫的影響不大，但對外置床中溫過熱器的出口汽溫影響較大。隨一次返料比例增加，中溫過熱器的換熱量逐漸減少，當(dāng)一次返料比例為0.9時，中溫過熱器的換熱溫差幾乎不到10 ℃。另外，低溫再熱器和省煤器出口煙溫隨一次返料比例的增大而減小，但總體上變化不大。綜上，一次返料比例的增大，使鍋爐整體換熱器的換熱效率下降，雖然返回燃燒室的固體物料比例可調(diào)節(jié)和控制床溫，仍應(yīng)盡可能減少一次返料比例。

圖5 過量空氣系數(shù)、一次返料比例對受熱面出口溫度的影響Fig.5 Effect of excess air coefficient and primary return ratio on outlet temperature of heated surface

4 結(jié) 論

1)在煤解耦燃燒過程中，預(yù)測了循環(huán)流化床燃燒室中密相區(qū)氣體組分濃度分布，研究了過量空氣系數(shù)對排煙氣體組分濃度的影響，通過數(shù)值模擬得到，提高過量空氣系數(shù)會導(dǎo)致排煙氣體中NO和N2O濃度增加，但可明顯降低SO2和SO3的排放。

2)若僅降低排煙氣體中SO2和SO3濃度，根據(jù)煤解耦燃燒過程中SO2和SO3排放濃度的模擬結(jié)果，可得到最佳過量空氣系數(shù)。

3)通過建立的過程模擬模型，研究了660 MW超超臨界循環(huán)流化床鍋爐過量空氣系數(shù)和一次返料比例對中溫過熱器出口汽溫、低溫過熱器出口汽溫和低溫再熱器出口煙溫、省煤器出口煙溫的影響。模擬結(jié)果表明，隨著過量空氣系數(shù)和一次返料比例的增大，排煙熱損失增大，鍋爐熱效率降低，故應(yīng)選擇合適的過量空氣系數(shù)，并盡可能減少一次返料比例。