昝海峰，陳曉平，劉道銀，馬吉亮，鐘文琪，梁 財，耿鵬飛，徐勁松，劉 威，潘蘇陽

(1.東南大學(xué) 能源與環(huán)境學(xué)院，江蘇 南京 210096；2.東南大學(xué) 能源熱轉(zhuǎn)化及其過程測控教育部重點實驗室，江蘇 南京 210096)

全球與能源相關(guān)的二氧化碳排放量還將繼續(xù)增長[1]，這與實現(xiàn)氣候變化目標所需的發(fā)展軌跡相距甚遠。盡管可再生能源技術(shù)日趨成熟，但發(fā)電燃料結(jié)構(gòu)并沒有明顯優(yōu)化[2]。燃煤電站因其集中排碳的特點，在減排溫室氣體方面?zhèn)涫苌鐣P(guān)注。在眾多燃煤電站碳捕集技術(shù)中，富氧燃燒技術(shù)被認為是最有前景的技術(shù)之一[3]。該技術(shù)使用純氧和再循環(huán)煙氣(RFG)替代空氣助燃，尾氣干基CO2體積分數(shù)可達90%以上[4-6]。但傳統(tǒng)電站采用富氧燃燒技術(shù)后會大幅犧牲發(fā)電效率(10%～12%)[7]。導(dǎo)致凈效率損失較大的一個重要原因是空分裝置(ASU)(0.7～3.0 MPa)、燃燒裝置(微負壓)和壓縮純化裝置(CPU)(>8 MPa)工作壓力的不匹配。有研究表明[8]，系統(tǒng)運行壓力優(yōu)化后，凈效率可提高至36.83%。采用加壓燃燒技術(shù)以提高全系統(tǒng)的最低壓力已成為富氧燃燒的發(fā)展新趨勢之一。

增壓燃燒技術(shù)除能有效降低系統(tǒng)壓力不匹配造成的損失外，還具有高燃燒效率、回收更多汽化潛熱、結(jié)構(gòu)緊湊、更小的占地面積以及更低的建造成本等技術(shù)優(yōu)勢[9]。此外，由于具有燃料適應(yīng)性廣、熱質(zhì)傳遞速率快、床料適用粒徑寬以及污染物排放少等優(yōu)勢，加壓循環(huán)流化床(PCFB)技術(shù)還能應(yīng)用于固廢處理、流化催化裂化(FCC)、煤氣化及費托合成等領(lǐng)域。

受限于燃燒壓力升高帶來的一系列問題，現(xiàn)有關(guān)于加壓流化床富氧燃燒的研究多著重于理論建模或基于小型試驗臺的試驗及機理研究。ZHU等[10]公開了一個雙殼體結(jié)構(gòu)的加壓煤氣化熱態(tài)試驗裝置(0.45 MPa)，并針對大同煙煤進行了探索性煤氣化試驗；通過冷態(tài)加壓試驗臺研究顆粒的流動特性，分析了臨界流化速度與壓力的關(guān)系，并提出了計算加壓條件下臨界流化風(fēng)速的半經(jīng)驗公式。李皓宇等[11]利用80 mm內(nèi)徑的熱態(tài)加壓流化床試驗臺，研究了壓力與熱態(tài)臨界流化風(fēng)速的關(guān)系。SONG等[12-13]利用二維冷態(tài)加壓床研究床層流動特性，發(fā)現(xiàn)臨界流化風(fēng)速、床層膨脹比、壓力波動、氣泡尺寸及上升速度都隨壓力上升而下降，而固體流通量和混合速率均隨壓力升高而增加。LASEK等[14-15]采用具有連續(xù)投料功能的小型鼓泡床進行了加壓富氧燃燒試驗，試驗結(jié)果表明壓力升高能夠顯著抑制NOx排放。DUAN等[16]利用小型加壓鼓泡床熱態(tài)試驗裝置研究了煤熱解過程中壓力對燃料氮/硫遷移特性的影響規(guī)律。試驗結(jié)果表明含氮前體的生成量與壓力呈正相關(guān)，并且CO2分壓升高可加速煤中硫化合物分解。ZAN等[17]利用加壓管式爐研究了加壓環(huán)境下濕煙氣對NOx排放的影響機理?；糁炯t[18]研究了加壓傳熱模型及爐內(nèi)熱質(zhì)傳遞特性。SHI等[19]利用Aspen Plus模擬增壓富氧燃燒系統(tǒng)，并獲得了最佳運行壓力區(qū)間(3.75～10.00 kPa)及發(fā)電效率等。文獻[20-21]分別報道了基于30 kWth增壓富氧流化床試驗臺和10 kWth增壓富氧流化床試驗臺的熱態(tài)試驗研究結(jié)果，包括壓力對燃燒效率、飛灰構(gòu)成及氣態(tài)污染物排放等的影響。

上述文獻報道的有關(guān)加壓流化床研究均屬于鼓泡流化床范疇，但加壓循環(huán)流化床富氧燃燒試驗研究鮮有報道。文獻[22]報道了中試規(guī)模加壓循環(huán)流化床熱態(tài)試驗研究，介紹了該中試裝置以及裝置的啟爐及工況切換過程，實現(xiàn)了0.3 MPa壓力下循環(huán)流化床富氧燃燒，但缺乏相關(guān)工況下燃燒及污染物排放等試驗數(shù)據(jù)。

筆者主要介紹東南大學(xué)研發(fā)的100 kWth增壓循環(huán)流化床富氧燃燒熱態(tài)試驗裝置和相關(guān)試驗研究結(jié)果，可為加壓循環(huán)流化床富氧燃燒技術(shù)的深入研究和工業(yè)規(guī)模應(yīng)用提供借鑒和基礎(chǔ)數(shù)據(jù)。

1 100 kWth加壓循環(huán)流化床熱態(tài)試驗裝置

100 kWth加壓循環(huán)流化床富氧燃燒(PCFB-OFC)試驗系統(tǒng)示意如圖1所示。整個系統(tǒng)包括風(fēng)室及布風(fēng)板、爐膛、高溫旋風(fēng)分離器及返料裝置、煙氣冷卻及除塵裝置、給料單元、配風(fēng)單元、煙氣分析及飛灰采樣裝置、測量控制系統(tǒng)等。

圖1 PCFB-OFC試驗系統(tǒng)示意Fig.1 Schematic diagram of PCFB-OFC experimental system

1.1 爐膛結(jié)構(gòu)

對于加壓燃燒裝置，采用雙殼體結(jié)構(gòu)安全性更高，但結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，設(shè)備的安裝和維護比較困難。綜合考慮，本試驗裝置的爐本體選用單殼體外保溫結(jié)構(gòu)。爐體設(shè)計溫度和壓力分別為1 000 ℃和1.0 MPa，針對國內(nèi)現(xiàn)有耐熱不銹鋼的性能，并考慮磨損和腐蝕等因素，選擇壁厚10 mm的310S不銹鋼作為爐體材料。爐膛設(shè)計總高6 m，其中，密相區(qū)高0.85 m，內(nèi)徑75 mm；稀相區(qū)高5.15 m，內(nèi)徑90 mm。爐膛采用外保溫結(jié)構(gòu)存在爐體有較大的軸向熱膨脹(爐膛最大計算膨脹量為89 mm)問題。結(jié)合爐膛整體布置方案，確定將爐膛的固定支撐設(shè)置在管路連接最密集的密相區(qū)加料口附近，以確保密相區(qū)各管路連接結(jié)構(gòu)的安全性。在爐膛上部靠近煙氣出口處布置活動支撐，確保承壓爐膛在垂直方向能自由膨脹且不發(fā)生橫向位移。高溫旋風(fēng)分離器的返料管內(nèi)徑為28 mm，由于國內(nèi)缺乏耐高溫、耐高壓的膨脹節(jié)，為吸收爐膛和返料管的軸向脹差，在返料管上安裝特制的耐高溫承壓金屬軟管。

結(jié)合生產(chǎn)實際，過氧系數(shù)β的設(shè)計范圍為1.1～1.3。熱負荷需匹配工作壓力，0.6 MPa時的額定熱輸入量是常壓下的3倍多，需要試驗初期補充熱量提升爐溫，后期要強化散熱控制爐溫。由于爐膛內(nèi)部空間有限，嚴重制約水冷管道的內(nèi)部布置及維護。綜合上述問題，爐膛外側(cè)間隔布置4組電熱管和5組水冷套管。低負荷時利用電熱管彌補爐體散熱損失，高負荷時可通過水冷套管通水或空氣強化散熱控制床溫。

1.2 返料系統(tǒng)

高溫旋風(fēng)分離器分離灰穩(wěn)定可靠回送爐膛，確保物料循環(huán)的正常運行也是增壓循環(huán)流化床設(shè)計和運行中面臨的一個挑戰(zhàn)。常壓循環(huán)流化床上普遍采用U型返料器，但在加壓運行時，爐膛壓力的波動往往導(dǎo)致U型返料器松動風(fēng)量和返料風(fēng)量的波動，進而影響返料的穩(wěn)定性。為克服此問題，本試驗臺采用“固體控料閥+松動風(fēng)+立管差壓檢測”的返料方案，通過控制立管差壓、恒定立管料位，保證返料量的穩(wěn)定性。圖2為返料系統(tǒng)的工作性能。

圖2 返料系統(tǒng)的工作性能Fig.2 Working performance chart of the return system

1.3 供料系統(tǒng)

供料系統(tǒng)由主副料罐(分別儲存試驗用煤和石英砂)、充放壓管、星型給料器和溜煤管組成，向床內(nèi)穩(wěn)定可控加煤和在需要時添加石英砂床料。加煤口中心線距布風(fēng)板0.7 m，溜煤管與垂線夾角30°。為防止高溫?zé)煔夥创?，需密切監(jiān)視和控制料罐和爐膛的差壓，確保料罐壓力略高于爐膛壓力(約0.05 MPa)。

1.4 配氣系統(tǒng)

配氣系統(tǒng)主要是為本體系統(tǒng)的正常運行提供穩(wěn)定可調(diào)的各路配氣。配氣系統(tǒng)需滿足常壓/加壓富氧燃燒和空氣燃燒的需要，并能適應(yīng)負荷變化。高壓空氣由空壓機提供，富氧燃燒模式下，CO2和O2用鋼瓶供氣，過熱蒸氣由直流鍋爐提供(模擬濕循環(huán)煙氣)，蒸汽量由柱塞泵調(diào)節(jié)。配氣系統(tǒng)示意如圖3所示。

1.5 測量控制系統(tǒng)

爐膛內(nèi)間隔布置12個溫度測點，精度±0.5%FS，2套熱電偶分別用于溫控儀和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)。試驗系統(tǒng)布置8個壓力測點，壓力變送器選用羅斯蒙特3051TG，精度±0.2%FS，由DCS系統(tǒng)監(jiān)測并記錄。為防止煙氣反串，需密切監(jiān)視并及時調(diào)控風(fēng)室、密相區(qū)、稀相區(qū)、旋風(fēng)分離器、煙氣冷卻器等的工作狀態(tài)。

圖3 配氣系統(tǒng)示意Fig.3 Schematic diagram of gas distribution system

2 試 驗

2.1 試驗物料

床料選用粒徑0.4～0.8 mm的石英砂。試驗用煤選用典型的中國煙煤，其工業(yè)分析和元素分析見表1，該煤種具有高揮發(fā)分、高熱值、高灰熔融性等特點。

入爐煤的粒度分布如圖4所示，前期調(diào)試表明，0.35 mm以下的細煤粉極易造成星型加料器堵塞，因此試驗時講入爐煤的粒徑控制在0.35～6.00 mm。

表1 煙煤煤質(zhì)分析

圖4 入爐煤粒徑分布Fig.4 Coal particle size distribution

2.2 試驗工況

表2為不同壓力下PCFB-OFC試驗工況參數(shù)。富氧燃燒試驗中，爐膛入口O2體積分數(shù)控制在26%～30%，爐膛出口的過氧系數(shù)控制在1.1～1.3。

2.3 試驗流程

啟爐預(yù)熱前，首先分別通入一、二次風(fēng)，一次風(fēng)設(shè)定為3倍流化數(shù)(實際風(fēng)速與臨界流化數(shù)的比值)，確保床料能正常流化。再將4 kg床料(石英砂)加入爐內(nèi)，床層高度控制在300～400 mm。利用高溫預(yù)熱的一次風(fēng)和爐膛底部的電加熱器將密相區(qū)溫度逐步加熱至投煤溫度400 ℃(耗時約2 h)。然后開始向爐內(nèi)少量送煤，在爐膛加煤升溫過程中密切監(jiān)視煙氣中的O2,CO和CO2體積分數(shù)，及時調(diào)整風(fēng)量，并確保正常流化，防止發(fā)生低溫結(jié)焦。緩慢提升給煤量及一、二次風(fēng)量，將密相區(qū)溫度逐漸提升至800 ℃，該過程耗時約1 h。達到工況設(shè)定的目標溫度后開始建立物料循環(huán)，并進一步將熱負荷提升至常壓下的設(shè)定值，然后在常壓下維持一定時間的穩(wěn)定運行，并獲取常壓下的試驗數(shù)據(jù)。升壓試驗前需要完成富氧氣氛的切換。為平穩(wěn)過渡至富氧燃燒，根據(jù)工況設(shè)定值先緩慢切換二次風(fēng)，進而切換一次風(fēng)。

表2 不同爐膛絕壓下PCFB-OFC試驗工況參數(shù)

加壓燃燒系統(tǒng)的平穩(wěn)建立需要同時調(diào)節(jié)背壓閥、配風(fēng)系統(tǒng)和給煤系統(tǒng)。升壓過程中，首先提升氣源壓力，進而緩慢調(diào)節(jié)背壓閥提升爐膛壓力，同時需要根據(jù)爐溫及尾氣成分調(diào)節(jié)給煤量。升壓過程及高壓維持期間均存在壓力波動的隱患，需要時刻關(guān)注料罐壓力并協(xié)同料罐補氣升壓，使料罐壓力略高于爐膛壓力，確保供煤順暢并防止高溫?zé)煔夥创?。達到目標工況并穩(wěn)定燃燒15～30 min后進行下一階段升壓操作。煙氣分析儀抽取少量背壓閥后經(jīng)無水氯化鈣除濕的煙氣進行實時檢測。

3 試驗結(jié)果與討論

3.1 整體試驗進程

圖5分別為增壓循環(huán)流化床富氧燃燒試驗中的溫度分布及壓力變化。受限于電熱爐性能，爐膛的密相區(qū)預(yù)熱溫度最高僅能維持在400～450 ℃，因此在燃料準備方面選擇了一種高揮發(fā)分、高熱量的煙煤。投煤預(yù)熱階段的主要目標是將爐膛的主燃區(qū)溫度提升至800 ℃。之后進行富氧氣氛切換，并逐漸將負荷調(diào)整到常壓下的目標工況，穩(wěn)定維持一段時間使爐膛獲得充分預(yù)熱后進行升壓試驗。如圖5(a)所示，加壓試驗期間，爐膛主燃燒區(qū)的溫度能穩(wěn)定在800～850 ℃。如圖5(b)所示，爐膛壓力依據(jù)工況設(shè)計分段、穩(wěn)定提升。壓力升高由常壓開始間隔100 kPa逐步提升，各階段試驗達到穩(wěn)定工況后維持10～20 min，最高試驗壓力達到600 kPa。整體試驗期間壓力過渡平穩(wěn)、安全，達到預(yù)期目標。

圖5 POFC-CFB試驗過程中的溫度和壓力變化Fig.5 Temperature and pressure changes during the POFC-CFB experiment

3.2 煙氣成分

圖6為增壓循環(huán)流化床富氧燃燒試驗中尾氣中O2及CO2體積分數(shù)。富氧燃燒試驗中過氧系數(shù)β在1.1～1.3，隨爐膛熱負荷的升高，氧體積分數(shù)變化平穩(wěn)并始終維持在較低水平。在切換富氧氣氛后，干煙氣中CO2體積分數(shù)顯著上升并能夠長時間維持在90%以上。傳統(tǒng)富氧燃燒均為常壓或微負壓運行，正壓爐膛結(jié)合富氧氣氛能有效避免空氣向爐內(nèi)漏氣，這對于維持高體積分數(shù)CO2尾氣具有積極作用[23-25]。

圖6 干煙氣中O2和CO2體積分數(shù)Fig.6 Dry flue gas O2 and CO2 concentration

圖7為CO和CH4體積分數(shù)隨運行壓力的變化。試驗中30%氧體積分數(shù)和充足的過氧系數(shù)保證了燃料能夠充分燃燒。由圖7可以看出，常壓燃燒階段CO體積分數(shù)雖逐漸降低，但總體維持在較高體積分數(shù)，并且曲線的波動幅度較大。隨運行壓力的升高，CO體積分數(shù)由15 383×10-6下降至912×10-6,波動幅度降低，在0.4 MPa后CO排放體積分數(shù)基本穩(wěn)定。此外，CH4體積分數(shù)在0.2 MPa時降低到1 001×10-6，后續(xù)升壓試驗中CH4體積分數(shù)略有降低但變化不明顯。試驗結(jié)果表明較高壓力提升了CO和CH4的燃燒效率。壓力升高可加速可燃氣體與氧氣的反應(yīng)速率[26]，同時降低氣體分子的擴散系數(shù)[27]。在0.6 MPa內(nèi)壓力升高均表現(xiàn)出促進消耗的作用，這與YING等[28]的研究結(jié)論一致。

圖7 煙氣中CO及CH4體積分數(shù)變化Fig.7 CO and CH4 concentration changes in flue gas

干煙氣中NO及N2O排放曲線如圖8所示。受運行壓力的影響，NO和N2O排放量均降低，NO體積分數(shù)由307×10-6下降至102×10-6，N2O體積分數(shù)由73×10-6降低至26×10-6，是由于壓力升高降低了氣體擴散系數(shù)，NOx和NOx前驅(qū)物的停留時間延長并獲得更多反應(yīng)機會。分壓的增加會加快化學(xué)反應(yīng)速率。此外，有研究表明，高壓促進吡啶及吡咯熱解并釋放更多的NOx前體NH3和HCN[29]。NH3和HCN能夠?qū)Ox還原為N2[30]。以上因素共同促進燃料氮在經(jīng)過還原區(qū)(密相區(qū))的過程中更多地轉(zhuǎn)化為N2。結(jié)合圖7中CO的排放，與傳統(tǒng)De-NOx燃燒方法不同，PCFB-OFC可以同時減少NOx和CO，在保證高燃燒效率的同時減少污染物排放。

圖8 煙氣中NO及N2O的體積分數(shù)變化Fig.8 Changes in the concentration of NO and N2O

4 結(jié) 論

(1)獲得了加壓循環(huán)流化床富氧燃燒技術(shù)的運行經(jīng)驗。試驗過程解決了富氧氣氛切換，正壓循環(huán)系統(tǒng)維持及可靠進料的難題，實現(xiàn)了從常壓啟動到0.6 MPa富氧循環(huán)的操控，最大熱輸入功率達到100 kW，各工況切換平穩(wěn)、安全。

(2)增壓富氧模式燃燒試驗過程中，干煙氣中CO2體積分數(shù)穩(wěn)定在90%以上，達到預(yù)期目標。

(3)增壓富氧燃燒運行模式能夠有效降低氣體不完全燃燒熱損失，有助于提高燃燒效率。壓力升高，NO及N2O排放量降低，對NO減排作用更明顯。