狄子琛,常成功,楊鳳玲,吳海濱,程芳琴

(1.山西大學(xué) 資源與環(huán)境工程研究所,山西 太原 030006;2.清華大學(xué) 環(huán)境學(xué)院,北京 100084)

0 引 言

循環(huán)流化床(CFB)在過(guò)去20 a被廣泛用于煤炭燃燒[1]。近年來(lái),由于流化床的燃料適用性以及固廢、垃圾、生物質(zhì)等低品位燃料的熱處理受廣泛關(guān)注[2]?，F(xiàn)流化床設(shè)備用于燃燒不同燃料時(shí)需進(jìn)行適應(yīng)性改造[3]。通常,鼓風(fēng)量、一二次風(fēng)口位置是需要調(diào)控的主要參數(shù)。準(zhǔn)確模擬和預(yù)測(cè)不同工況下流化床爐內(nèi)燃燒狀況對(duì)其優(yōu)化設(shè)計(jì)具有重要價(jià)值。

當(dāng)前對(duì)流化床的模擬通?；跓崃W(xué)平衡原理[4],將煤分解簡(jiǎn)化為元素組分,使用特定反應(yīng)模塊將其分解為揮發(fā)分和固定碳[5],然后采用RGibbs單元模型基于吉布斯自由能最小原理模擬燃燒過(guò)程。MOSHI等[6]利用該方法分別模擬了固定床氣化爐和用于褐煤燃燒的CFB鍋爐。PEI等[7]將此方法擴(kuò)展到300 MW電廠的煤粉燃燒模擬過(guò)程,預(yù)測(cè)富氧燃燒條件下的煙氣量和煙氣組成。研究表明利用RGibbs模型模擬固體燃料燃燒和氣化過(guò)程具有可行性。但該方法仍存在一定局限性,由于忽略了氣固流體動(dòng)力學(xué)和化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué),因此,其僅適用于模擬達(dá)到反應(yīng)平衡的系統(tǒng),只能用于預(yù)測(cè)反應(yīng)最終產(chǎn)物。實(shí)際上,由于停留時(shí)間的限制,循環(huán)流化床內(nèi)的燃燒反應(yīng)不易達(dá)到熱力學(xué)平衡。因此,如SOTUDEH-GHAREBAAGH 等[8]在模擬0.8 MW CFB研究中認(rèn)為,氣-固流體動(dòng)力學(xué)和燃燒動(dòng)力學(xué)對(duì)CFB模擬的準(zhǔn)確性至關(guān)重要。

另一種方法基于試驗(yàn)數(shù)據(jù),使用收率反應(yīng)器RYIELD計(jì)算產(chǎn)物分布[9]。GUO等[10]開(kāi)發(fā)了基于RYIELD模塊的Aspen Plus仿真模型,對(duì)300 MW燃煤發(fā)電系統(tǒng)進(jìn)行優(yōu)化。產(chǎn)率由Chemkin反應(yīng)動(dòng)力學(xué)試驗(yàn)確定。該方法與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好;然而,產(chǎn)品產(chǎn)率通常與操作條件密切相關(guān),而流化床內(nèi)反應(yīng)條件變化劇烈,這為過(guò)程的準(zhǔn)確模擬帶來(lái)挑戰(zhàn)。

為了更高效耦合動(dòng)力學(xué)模型進(jìn)行流化床預(yù)測(cè),基于RCSTR模塊的動(dòng)力學(xué)模型廣泛發(fā)展。LIU等[11]嵌入FORTRAN子程序模擬30 kW循環(huán)流化床燃燒室,評(píng)估了氣固流體動(dòng)力學(xué)和反應(yīng)動(dòng)力學(xué)對(duì)燃燒過(guò)程的影響。PETERS等[12]基于生物質(zhì)組分熱解動(dòng)力學(xué)方程和化學(xué)反應(yīng)方程建立了生物質(zhì)動(dòng)力學(xué)模型,并利用RCSTR模型模擬了反應(yīng)溫度和反應(yīng)停留時(shí)間對(duì)燃料轉(zhuǎn)化的影響。通過(guò)與實(shí)際運(yùn)行的流化床進(jìn)行比較表明,相比基于熱力學(xué)平衡和試驗(yàn)結(jié)果的模擬方案而言,該方案具有更高的準(zhǔn)確性。但該方法建模過(guò)程較復(fù)雜。

當(dāng)前研究普遍基于單一過(guò)程模型進(jìn)行流化床模擬。通常,基于熱力學(xué)的模型過(guò)度簡(jiǎn)化,而基于動(dòng)力學(xué)的模型則往往過(guò)于復(fù)雜,缺乏靈活性。事實(shí)上,不同流化床參數(shù)的主要影響因素存在顯著差異。如需氧量通常由燃料中可燃組分含量和燃燒平衡態(tài)決定,此時(shí)基于熱力學(xué)的模擬方法適合;而一、二次風(fēng)位置與流化床內(nèi)的解耦燃燒狀態(tài)高度關(guān)聯(lián),需計(jì)算非平衡態(tài)下的鍋爐運(yùn)行狀態(tài),此時(shí)需采用動(dòng)力學(xué)模型進(jìn)行預(yù)測(cè)[13]。因此,聯(lián)合多種建模方法進(jìn)行流化床模擬,更有利于獲取準(zhǔn)確的流化床運(yùn)行參數(shù);同時(shí),多模型協(xié)同可降低對(duì)單一模型的要求,從而為模型簡(jiǎn)化奠定基礎(chǔ)。

基于此,針對(duì)當(dāng)前流化床模擬模型難以兼顧多參數(shù)精準(zhǔn)預(yù)測(cè)的問(wèn)題,協(xié)同構(gòu)建了基于熱力學(xué)和動(dòng)力學(xué)的300 MW流化床過(guò)程模型,可實(shí)現(xiàn)對(duì)需氧量、床層孔隙率、床層溫度、氣體分布等關(guān)鍵參數(shù)的靈活預(yù)測(cè),指導(dǎo)鼓風(fēng)量、一二次風(fēng)口位置的設(shè)計(jì)和改造。

1 工藝設(shè)計(jì)

1.1 CFB燃燒器的燃煤過(guò)程

為便于與實(shí)際運(yùn)行工況對(duì)比,選取煤矸石作為模擬對(duì)象。某煤電企業(yè)300 MW循環(huán)流化床燃燒室的結(jié)構(gòu)示意如圖1所示。本研究燃燒室的高14.703 m、寬15.051 m。在燃燒器尾部安裝旋風(fēng)分離器,用于分離煙氣中的固體顆粒,而在旋風(fēng)分離器的底部安裝一個(gè)U型閥。煤粉自一次風(fēng)氣體分布板上方的給料口進(jìn)入燃燒室。一次風(fēng)被預(yù)熱至200 ℃后進(jìn)入燃燒室;二次風(fēng)包含上二次風(fēng)和下二次風(fēng),其中,下二次風(fēng)位于分布板上方1.5 m處,上二次風(fēng)高于下二次風(fēng)4.09 m。相應(yīng)地,鍋爐被分割成不同的燃燒區(qū)域:一次風(fēng)口至下二次風(fēng)口為密相區(qū),主要發(fā)生煤的干燥和熱解;下二次風(fēng)口以上為稀相區(qū),其中下二次風(fēng)口至上二次風(fēng)口之間的區(qū)域主要發(fā)生揮發(fā)分燃燒,上二次風(fēng)口以上發(fā)生焦炭燃燒[14]。

圖1 300 MW循環(huán)流化床示意Fig.1 Schematic illustration of a 300 MW circulating fluidized bed

1.2 基于熱力學(xué)方法的CFB燃燒室模擬

燃燒過(guò)程需氧量、氣體產(chǎn)生量等參數(shù)可依據(jù)熱力學(xué)平衡狀態(tài)確定。基于熱力學(xué)方法建立的Aspen Plus模型流程如圖2所示。以煤矸石為例進(jìn)行建模,原料來(lái)源于某煤矸石電廠。在模型中,煤矸石被定義為非常規(guī)成分,其組成基于元素分析確定,見(jiàn)表1。選取4種煤矸石進(jìn)行分析,在較大的煤質(zhì)變化范圍內(nèi)估計(jì)模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性。

圖2 基于熱力學(xué)方法的循環(huán)流化床Aspen Plus過(guò)程模擬Fig.2 Aspen plus process simulation sheet of CFB based on thermodynamic method

表1 基于熱力學(xué)分析的煤矸石化學(xué)成分Table 1 Chemical compositions of used coal gangue based on thermodynamics analysis %

嵌入FORTRAN子程序采用RSTOIC模塊模擬干燥過(guò)程。HE等[15]研究中該反應(yīng)可表示為mCOAL=0.055 508 4m(H2O),其中,mCOAL為煤的質(zhì)量,m(H2O)為水的質(zhì)量。水分和干燥煤通過(guò)SEP模塊分離。干燥后的煤矸石進(jìn)入RYIELD反應(yīng)器簡(jiǎn)化表示為元素形式,將其分解為C、H、O、N、S和灰分等組分。在與二次風(fēng)混合后,固體顆粒和揮發(fā)分在RGibbs模型中轉(zhuǎn)化為氣體產(chǎn)物和煤灰。根據(jù)吉布斯自由能最小原理,采用HCOALGEN模型和PR-BM函數(shù)分別計(jì)算了常規(guī)組分的物性和焓值。模擬模型所涉及的模塊及參數(shù)見(jiàn)表2。主要假設(shè)如下:① 不考慮焦油;② 反應(yīng)過(guò)程趨于熱力學(xué)平衡狀態(tài)。

表2 模擬模型涉及的模塊及參數(shù)Table 2 Initial values of related parameters in each module for simulation

1.3 基于動(dòng)力學(xué)模型的循環(huán)流化床燃燒室模擬

除需氧量、氣體產(chǎn)生量等參數(shù)外,很多過(guò)程參數(shù)與非平衡條件下的燃燒狀態(tài)有關(guān),如床層空隙率、不同床層高度的氣體分布等。這些參數(shù)直接決定鍋爐解耦燃燒狀態(tài),對(duì)于調(diào)控一、二次風(fēng)進(jìn)風(fēng)位置至關(guān)重要,而這些參數(shù)的確定依賴(lài)非平衡態(tài)下的鍋爐運(yùn)行狀態(tài),此時(shí)需采用動(dòng)力學(xué)模型進(jìn)行預(yù)測(cè)。基于動(dòng)力學(xué)模型的模擬流程如圖3所示。在該模型中,物性方法采用RK-SOAVE。將煤定義為非常規(guī)組分,采用COALGEN和DCOALIGT模型分別計(jì)算焓和密度。模擬矸石的化學(xué)組成見(jiàn)表3。為表征煤矸石轉(zhuǎn)化過(guò)程中產(chǎn)生的半焦和灰分,基于試驗(yàn)確定半焦和灰分的工業(yè)分析和元素分析結(jié)果。

表3 基于動(dòng)力學(xué)分析的燃料化學(xué)組成Table 3 Chemical compositions of bituminous coal based on kenitic analysis %

圖3 基于動(dòng)力學(xué)模型的循環(huán)流化床Aspen Plus過(guò)程仿真Fig.3 Aspen plus process simulation sheet of CFB based on kinetic model

當(dāng)燃料沿燃燒室向上移動(dòng)時(shí),依次發(fā)生干燥、熱解、揮發(fā)分燃燒和焦炭燃燒。各模塊相關(guān)參數(shù)的作用及初始值見(jiàn)表4。在干燥(DRIER)和分解(DECOMP)模塊中,與熱力學(xué)模擬模塊相似。熱解過(guò)程中,煤被分解為揮發(fā)分、焦炭和焦油(C6H6),其中揮發(fā)分由CO、H2、CO2、H2O、H2S、N2、CH4組成。根據(jù)熱解反應(yīng)試驗(yàn)結(jié)果確定各熱解產(chǎn)物和產(chǎn)量。需特別指出的是,試驗(yàn)未考慮含N、S物質(zhì)的排放,這部分工作將在后續(xù)工作中進(jìn)行詳細(xì)研究。為確保模擬熱解產(chǎn)物燃燒過(guò)程的準(zhǔn)確性,本研究通過(guò)嵌入的FORTRAN子程序提出了動(dòng)力學(xué)模型[16-17]見(jiàn)表5。利用連續(xù)的RCSTR模型分別計(jì)算揮發(fā)分和焦炭的燃燒過(guò)程。每個(gè)RCSTR模型體積相同,即整個(gè)燃燒室容積/串聯(lián)的RCSTR數(shù)量。

表4 模型涉及的模塊及參數(shù)Table 4 Initial values of related parameters in each module for simulation

表5 燃燒階段反應(yīng)動(dòng)力學(xué)方程Table 5 Chemical reaction kinetic equation for describing combustion of pyrolysis products

2 結(jié)果與討論

循環(huán)流化床鍋爐的設(shè)計(jì)和優(yōu)化需確定需氧量、一次風(fēng)和二次風(fēng)分布等關(guān)鍵參數(shù)。具體而言,需氧量主要由燃料類(lèi)型決定,可用熱力學(xué)方法計(jì)算。然而,確定一次風(fēng)和二次風(fēng)的分布可能相對(duì)復(fù)雜,與燃燒狀態(tài)以及床層高度密切相關(guān),需建立燃燒動(dòng)力學(xué)模型。為便于實(shí)際應(yīng)用,筆者建立了熱力學(xué)和動(dòng)力學(xué)相結(jié)合的煤燃燒過(guò)程的簡(jiǎn)化模型,初步計(jì)算需氧量隨燃料變化的曲線以及空隙率和溫度沿床層高度變化的曲線。

2.1 不同燃料燃燒的需氧量預(yù)測(cè)

與試驗(yàn)或直接測(cè)量相比,模擬是確定不同煤種需氧量更有效的方法,模擬結(jié)果如圖4所示。研究采用CO和CO2的流量反映完全燃燒程度。在整個(gè)燃燒過(guò)程中,不同種類(lèi)的煤矸石隨供氧量增加而呈現(xiàn)規(guī)律基本一致,即氧氣不足時(shí),一部分煤被氧化為CO,隨氧氣持續(xù)供應(yīng),燃燒繼續(xù)進(jìn)行,最終全部轉(zhuǎn)化為CO2。因此,在氧氣過(guò)剩時(shí),CO流速為0,所需的最小供氧量與理論需氧量相同。據(jù)此推算,4種煤完全燃燒的需氧量分別為15.17、4.00、4.47、6.20 kg/h,這主要與表3的煤種碳含量有關(guān)。因此,可相對(duì)準(zhǔn)確建立煤種與理論需氧量之間的關(guān)系,從而幫助設(shè)計(jì)風(fēng)機(jī)功率、風(fēng)量等相關(guān)參數(shù)。

圖4 供氧量對(duì)碳流量的影響Fig.4 Effect of oxygen supply on carbon flow rate

2.2 床層空隙率對(duì)碳流量的影響

床層空隙率對(duì)碳流量的影響如圖5所示,采用10個(gè)串聯(lián)的RCSTR模型對(duì)2種情況進(jìn)行研究,一種情況是將床層空隙率恒定保持在0.4,另一種是將床層空隙率由0.4逐漸增至0.7。當(dāng)CFB的空隙率為0.4時(shí),隨床層高度由0增至14.703 m,碳流量由3.23 kg/s降至0。當(dāng)設(shè)置床層空隙率在0.4 ～ 0.7呈線性增加,碳流量速率下降較慢。這是因?yàn)樵黾哟矊涌障堵蕦?dǎo)致反應(yīng)器單位體積的顆粒數(shù)量減少,進(jìn)而降低反應(yīng)器的碳消耗率,最終導(dǎo)致更高的碳含量流量[18]。可知設(shè)置床層空隙率的精準(zhǔn)性對(duì)模擬結(jié)果有一定影響。KRISHNUDU等[19]通過(guò)試驗(yàn)證實(shí)床層空隙率呈線性變化。因此,在本模型中采用第2種情況下的床層空隙率設(shè)置。

圖5 床層空隙率對(duì)碳流量的影響Fig.5 Effect of bed voidage on carbon flow rate

2.3 CFB溫度隨床層高度的變化

循環(huán)流化床溫度隨床層高度的變化情況如圖6所示。床層高度由底部增至3.0 m過(guò)程中,溫度迅速升高,最大值達(dá)1 081 ℃。繼續(xù)增加CFB高度,溫度開(kāi)始逐漸降低,最終維持在885 ℃左右。這是由于密相區(qū)氧氣不足,溫度最初較低。當(dāng)煤進(jìn)入稀相區(qū)時(shí),二次風(fēng)迅速提供燃燒所需的氧氣。此時(shí),熱解階段產(chǎn)生的揮發(fā)分與新供給的氧氣迅速反應(yīng)。因?yàn)槭欠艧岱磻?yīng)且反應(yīng)速率較快,故溫度迅速上升。煤繼續(xù)向鍋爐頂部移動(dòng),此時(shí)主要是未燃燒的焦炭在燃燒。由于焦炭燃燒相對(duì)緩慢,加上床層空隙率增加,溫度開(kāi)始逐漸下降并趨于穩(wěn)定。這些結(jié)果與LIU等[20]的模擬結(jié)果和JI等[21]的CFB實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù)吻合程度較好,因此說(shuō)明所建立的模型能夠較準(zhǔn)確模擬鍋爐溫度狀態(tài)。

圖6 溫度隨床層高度的變化Fig.6 Profile of temperature along with the height of the bed

2.4 CO和CO2摩爾分?jǐn)?shù)隨床層高度的變化

CO和CO2摩爾分?jǐn)?shù)隨床層高度的變化如圖7所示。隨CFB高度增加,CO的摩爾分?jǐn)?shù)先上升至0.13 mol/mol,然后逐漸下降至0.08 mol/mol,這與溫度隨高度增加的變化趨勢(shì)相似,說(shuō)明燃燒氣氛的分布與煤在鍋爐內(nèi)的解耦燃燒過(guò)程密切相關(guān)。在整個(gè)燃燒過(guò)程中,CO2摩爾分?jǐn)?shù)從鍋爐底部向鍋爐頂部單調(diào)增長(zhǎng),上升速率初始升高較慢,隨后快速上升。

圖7 CO和CO2摩爾分?jǐn)?shù)隨床層高度的變化Fig.7 Mole fraction of CO and CO2 along with the height of the bed

這是由于在鍋爐底部的初始流化階段,床層孔隙率較低,且空氣供應(yīng)不足,此時(shí)主要表現(xiàn)為不完全燃燒,這一階段煤主要進(jìn)行熱解,碳沒(méi)有完全氧化[21],因而CO2上升趨勢(shì)最初較緩慢。隨二次風(fēng)引入,有足夠的氧氣完全燃燒CO和焦炭。模擬結(jié)果與鍋爐試驗(yàn)[22]趨勢(shì)一致性較好,計(jì)算結(jié)果可靠。

上述結(jié)果表明,所建立的模型能較好模擬煤從鍋爐底部向鍋爐頂部移動(dòng)的燃燒過(guò)程,可為設(shè)計(jì)一次和二次出風(fēng)口位置分布提供參考。

3 結(jié) 論

1) 構(gòu)建基于熱力學(xué)的過(guò)程模型,準(zhǔn)確預(yù)測(cè)了4種煤矸石的理論需氧量。當(dāng)燃料碳含量為74.05%、17.71%、24.27%、34.01%時(shí),理論需氧量分別為15.17、4.00、4.47、6.20 kg/h。計(jì)算結(jié)果較準(zhǔn)確建立了煤種與理論需氧量的關(guān)系,幫助設(shè)計(jì)風(fēng)機(jī)功率、風(fēng)量等相關(guān)參數(shù)。

2) 在此基礎(chǔ)上,通過(guò)串聯(lián)10個(gè)RCSTR動(dòng)力學(xué)模塊,并嵌入FORTRAN動(dòng)力學(xué)子程序,實(shí)現(xiàn)不同床層空隙率、床層溫度、氣體分布等關(guān)鍵參數(shù)計(jì)算。模擬結(jié)果表明,床層空隙率對(duì)碳流量影響較大?？障堵试O(shè)置為0.4時(shí),隨床層高度由0增至14.703 m,碳流量由3.23 g/s降至0;設(shè)置床層空隙率在0.4～0.7線性增加時(shí),碳流量速率下降較慢,反映溫度、氣體分布隨床層高度變化更準(zhǔn)確。

3) 溫度和氣氛分布與氧含量和解耦燃燒過(guò)程密切相關(guān)。通過(guò)本研究構(gòu)建的模型可實(shí)現(xiàn)趨勢(shì)準(zhǔn)確預(yù)測(cè),單點(diǎn)參數(shù)誤差低于15%,可有效指導(dǎo)燃料變換時(shí)一、二次風(fēng)進(jìn)風(fēng)位置和進(jìn)風(fēng)量調(diào)節(jié)。