劉偉龍, 余祖玨, 孫鶴銘, 冉燊銘, 黎 煜,胡 帆, 王 鵬, 柳朝暉

(1.國能國華(北京)電力研究院有限公司,北京 102211; 2.華中科技大學 煤燃燒國家重點實驗室,武漢 430074; 3.東方電氣集團東方鍋爐股份有限公司,四川自貢 643001)

煤炭是我國重要的基礎能源,2021年煤炭消費量占能源消費總量的56.0%,而在未來的一段時間內煤炭仍是我國的主體能源[1]。在燃煤發(fā)電的同時也產(chǎn)生了大量的溫室氣體,環(huán)境受到極大污染。為達到“碳中和”、“碳達峰”的目標[2],我國已明確將煤炭的清潔高效利用作為能源轉型的關鍵。碳捕集、利用與封存(CCUS)技術是煤炭清潔高效利用的重要發(fā)展方向,同時也是CO2減排最有前景的技術之一[3-4]。

目前,主流的碳捕集技術包含燃燒前捕集、富氧燃燒和燃燒后捕集3類[5]。將O2與CO2混合后參與化石燃料的燃燒過程也稱為O2/CO2燃燒[6]。富氧燃燒技術是降低燃煤電廠CO2排放量最有潛力的技術之一[7],可直接將CO2液化進行捕集[8],且在電廠原有的基礎上進行改造容易實現(xiàn)大規(guī)模應用,還能在很大程度上限制其他污染物的排放,近年來受到眾多學者的關注[4,9]。

Oko等[10]建立了500 MW亞臨界燃煤電廠模型并進行了動態(tài)仿真,結果表明與階躍擾動相比,斜坡擾動對系統(tǒng)的影響更小,輸出的波動更小,過程干擾也更小。Zhao等[11]利用GSE軟件對660 MW超臨界燃煤電廠進行了動態(tài)仿真,提出5種方案以提高抽汽過程的靈活性和可靠性。近年來,富氧燃燒機組的動態(tài)仿真也成為熱點。Sachajdak等[12]利用3種仿真軟件對富氧燃燒系統(tǒng)進行了聯(lián)合仿真研究,結果表明當額定載荷變化時,系統(tǒng)主要參數(shù)變化規(guī)律與目標相符。Luo等[13]利用Aspen plus和Aspen plus dynamics分別建立了3 MWth富氧燃燒系統(tǒng)煙氣側穩(wěn)態(tài)和動態(tài)模型,驗證了模型的準確性,并分析了延遲時間對系統(tǒng)的影響。Postler等[14]基于250 MWth的富氧燃燒系統(tǒng)概念模型開展了動態(tài)仿真研究,結果顯示當負荷變化率達到2%/min時,供氧速率需為2.5%/min。Yamada等[15]提出應由鍋爐運行負荷確定供氧量,通過控制循環(huán)煙氣量調節(jié)進入爐膛的氧體積分數(shù)。Jin等[16-17]利用Aspen Plus和Aspen Plus Dynamics建立了600 MW富氧燃燒系統(tǒng)全流程仿真模型,研究了燃料階躍擾動對汽水兩側參數(shù)的影響,對模式切換也進行了仿真。Chen等[18]研究了2種控制方案下富氧燃燒系統(tǒng)的動態(tài)響應。目前,針對富氧燃燒系統(tǒng)控制方案的研究已經(jīng)有了一定的進展,但還沒有一套詳細可行的富氧燃燒電廠控制方案。

筆者借助Aspen Plus Dynamics,對國內首套35 MWth富氧燃燒工業(yè)示范裝置鍋爐島的運行控制邏輯設計和運行策略進行了研究。在負荷擾動和變負荷的情況下,利用控制系統(tǒng)來抵御外界的干擾,自動調整相關執(zhí)行機構,以滿足一定的參數(shù)要求以及電網(wǎng)對負荷變化的要求。

1 模型的建立

基于Aspen plus軟件,建立了35 MWth富氧燃燒示范裝置鍋爐島的穩(wěn)態(tài)模型[19]。根據(jù)實際系統(tǒng)運行的相關參數(shù),完成穩(wěn)態(tài)模型的驗證,繼而基于Aspen Plus Dynamics,導入設備的相關動態(tài)參數(shù),完成動態(tài)模型的轉換,在此基礎上,設計和優(yōu)化控制結構。

1.1 模型流程

與傳統(tǒng)電廠相比,35 MWth富氧燃燒示范裝置增加了空氣分離系統(tǒng)和煙氣循環(huán)系統(tǒng),可以在“空氣”和“富氧”2種模式下運行,2種運行模式的差別主要體現(xiàn)在風煙側。在“富氧”模式下,尾部煙氣被分成2部分,一部分經(jīng)過CO2壓縮純化系統(tǒng)(CPU)的壓縮、純化和分離得到高濃度CO2,或通過煙囪排到大氣中,另一部分按照一定的循環(huán)倍率分別進入到一次風管道和二次風管道中。進入一次風管道的煙氣與氧氣混合形成具有一定氧體積分數(shù)的一次風,一次風經(jīng)過一次風機(PF)增壓后輸送煤粉進入爐膛。進入二次風管道的煙氣可以是經(jīng)過冷凝器(CDE)冷凝的干煙氣,也可以是在冷凝器之前引出的濕蒸汽,對應的煙氣循環(huán)方式分別為干循環(huán)和濕循環(huán),此部分煙氣與氧氣混合形成具有一定氧體積分數(shù)的二次風。

由于富氧燃燒鍋爐系統(tǒng)流程與常規(guī)電廠有所不同,爐內燃燒氣氛有較大差別,并且系統(tǒng)的耦合性更強,因此應制定適用于富氧燃燒系統(tǒng)的運行控制方案。

參考空氣燃燒的常規(guī)電廠結構,圖1給出了35 MWth富氧燃燒鍋爐島的流程圖。對建立的35 MWth富氧燃燒系統(tǒng)模型進行仿真,將得到的模擬結果與現(xiàn)場數(shù)據(jù)進行對比驗證,驗證數(shù)據(jù)見表1。由表1可知,模擬結果與實驗結果相差不大,誤差均在可接受范圍內,可以認為模型在一定程度上能夠反映實際系統(tǒng)的情況。

表1 35 MWth富氧燃燒煙氣組分模擬結果與實驗結果的對比

AH—空氣預熱器;CDE—冷凝器;DHT—噴水減溫器;DST—堿液脫硫塔;DW—靜電除塵器;FE—省煤器;HTS—高溫過熱器;IF—引風機;LTS—低溫過熱器;MCZ—爐膛燃燒區(qū);PF—一次風機;PS—屏式過熱器;SF—二次風機;SP—汽包;V-CI1—一次風量調節(jié)閥;V-CI2—二次風量調節(jié)閥;V-F0—引風機入口調節(jié)閥;V-FW—給水閥;V-O1—一次風道注氧閥門;V-O2—二次風道注氧閥門;V-SW—噴水減溫閥;WCW—水冷壁。

1.2 控制系統(tǒng)

富氧燃燒系統(tǒng)的設備結構復雜,包含了煙氣循環(huán)和回收、空氣燃燒/富氧燃燒模式切換等復雜過程[20],而煤粉富氧燃燒包括燃燒和傳熱2個主要過程[21],所以煙氣側控制邏輯針對這2個過程進行設計,將燃燒室尾部煙氣中氧體積分數(shù)作為評判煤粉燃燒水平的依據(jù),用主蒸汽溫度來表征傳熱情況。

另外,對于新增的煙氣循環(huán)系統(tǒng),循環(huán)煙氣在爐膛燃燒過程及傳熱過程中均起著重要作用,循環(huán)煙氣壓力和爐膛壓力均為需要保持穩(wěn)定的變量[22]。

此外,在煤粉富氧燃燒過程中,需要嚴格控制一次風中的氧體積分數(shù),以免煙氣中的氧體積分數(shù)過高,影響到煤粉輸送的安全。35 MWth富氧燃燒系統(tǒng)控制方案的控制目標見表2。

表2 富氧燃燒模式下控制的目標參數(shù)

對于35 MWth富氧燃燒系統(tǒng)控制層,建立流量、壓力、組分和溫度控制回路[23]。利用“汽機跟隨”的運行方式對35 MWth富氧燃燒示范裝置進行負荷調控,在變負荷工況下直接改變燃料量,再調節(jié)進風量,在控制器中設定風量的最低值。二次風量主要參考尾部氧氣體積分數(shù)進行調節(jié)。汽水側主要通過調節(jié)給水質量流量來控制汽包水位,利用三沖量調節(jié)系統(tǒng)來降低虛假水位的影響。此示范裝置利用一級噴水減溫方式來調節(jié)主蒸汽溫度。

系統(tǒng)發(fā)育樹構建：將所測定的細菌16S rDNA基因序列分別與GenBank數(shù)據(jù)庫進行BLASTn和RDP Classifier相似性分析，選取與實驗菌株親緣關系相對較近的標準菌株用Clustalw軟件進行序列比對，采用MEGA 5軟件進行系統(tǒng)發(fā)育分析，構建系統(tǒng)發(fā)育樹。

流量控制參數(shù)主要為汽水質量流量和燃料質量流量。通過控制給水閥一級噴水減溫閥來調節(jié)給水質量流量和主蒸汽溫度。燃料質量流量的控制參數(shù)包括煤、空氣、氧氣和循環(huán)煙氣質量流量。通過控制一次風道和二次風道的注氧閥門來調節(jié)進入一次風和二次風的氧氣質量流量,通過控制一次風機和二次風機分別調節(jié)一次風和二次風質量流量。壓力控制參數(shù)主要為爐膛壓力,可通過調節(jié)引風機和引風機入口調節(jié)閥來控制。組分控制參數(shù)主要為煙氣中氧體積分數(shù),需要調節(jié)注氧量,將爐膛出口的氧體積分數(shù)控制在3%～6%內。溫度控制參數(shù)主要為主蒸汽溫度,通過控制布置在低溫過熱器出口的噴水減溫閥來調節(jié)。

完成上述控制系統(tǒng)設計步驟后,獲得富氧燃燒鍋爐島煙氣側控制結構(見圖1),其主要包括4個流量控制模塊、1個壓力控制模塊、2個組分控制模塊、1個溫度控制模塊和5個延時模塊。

1.3 控制器參數(shù)整定

對于控制回路,參數(shù)測量的延時情況和選取的控制器動態(tài)參數(shù)是影響動態(tài)響應準確性的重要因素。在控制器的設計中,由于溫度和組分測量的動態(tài)延遲很長,所以其控制器的設計比流量控制器的設計更復雜。在Aspen Plus Dynamics中,可以使用延時模塊來表征參數(shù)測量過程的延時。不同控制器參數(shù)的控制效果有很大差別。在Aspen Plus Dynamics中,整定PID控制器的參數(shù)需進行如下操作:首先,在閉環(huán)回路中設置控制器,輸入擾動振幅(通常為5%);之后進行繼電反饋測試;測試結束后,利用Zielger-Nichols整定方法[24]對PID控制器計算出的增益和積分時間進一步進行整定,從而得出比較合理的控制器參數(shù)。延遲時間和整定參數(shù)見表3。其中,ΔT表示延時時間,Kp表示比例增益,Ti表示積分時間,Td表示微分時間。

表3 富氧燃燒模式下控制器參數(shù)

2 結果分析與討論

將煤粉量階躍變化和鍋爐負荷變化作為測試工況,對爐膛壓力、爐膛出口煙氣中氧體積分數(shù)和主蒸汽溫度等參數(shù)進行跟蹤,以分析富氧燃燒鍋爐島的動態(tài)特性。

2.1 階躍擾動分析

由于在相同程度上降低熱負荷和增加熱負荷時系統(tǒng)響應相反[13,19],因此只討論熱負荷降低的情況。圖2為燃料擾動及負荷響應情況。由圖2可知,同時使未配置和配置控制系統(tǒng)的鍋爐島的燃料量階躍變化4%。隨著燃料質量流量階躍減小,爐膛內燃燒過程產(chǎn)生的熱量也隨之減小,水冷壁傳熱量約減小3.3%。

(a) 燃料質量流量的階躍變化

圖3給出了風煙系統(tǒng)在開環(huán)和閉環(huán)時參數(shù)模擬值與實驗值的對比,其中實驗數(shù)據(jù)是在配置部分控制器情況下得到的參數(shù)。在出現(xiàn)運行干擾的情況下,閉環(huán)控制可以較快速地將參數(shù)控制在合理范圍內。與實驗相比,閉環(huán)控制可以更平穩(wěn)地將爐膛壓力控制為微正壓。閉環(huán)控制下尾部氧氣體積分數(shù)模擬值比實驗值更接近穩(wěn)定值,且波動更小。圖3(e)中,測量時出現(xiàn)了壞點,但二次風量的變化趨勢與閉環(huán)控制下模擬值一致,兩者的誤差為2.3%,符合工程誤差。穩(wěn)定后一次風量、一次風循環(huán)量和二次風循環(huán)量的實驗數(shù)據(jù)較平均地落在模擬值附近。從圖3可以看出,閉環(huán)控制下模擬值與實驗值基本匹配,在所建閉環(huán)控制系統(tǒng)作用下參數(shù)的變化可以比較準確地反映實際系統(tǒng)的參數(shù)變化情況,并且控制過程平穩(wěn),能夠快速收斂。

(a) 爐膛壓力

2.2 測量延時分析

在商業(yè)鍋爐運行控制過程中,測量延時是不可忽略的一個因素,這是因為其對控制系統(tǒng)參數(shù)整定及系統(tǒng)穩(wěn)定性有很大影響。延時和未延時的系統(tǒng)參數(shù)響應情況如圖4所示。爐膛尾部氧氣體積分數(shù)延時曲線峰值達到5.5%,谷值為2.5%,未延時曲線則在較窄的區(qū)間內波動,爐膛壓力曲線也反映了同樣的趨勢。圖4(c)與圖4(e)中延時與未延時曲線的重合度均較高,延時曲線在轉折處有些過調,無延時曲線則比較平穩(wěn)。一次風氧氣體積分數(shù)的延時曲線在拐點的超調量較二次風氧氣體積分數(shù)更大,這是因為一次風氧氣體積分數(shù)是測量參數(shù),直接調節(jié)時變化幅度較大?？梢钥闯?延時測量會影響控制系統(tǒng)參數(shù)的整定,進而影響系統(tǒng)參數(shù)的響應。不同延時下控制器參數(shù)的整定也不同,延時越長,其相應的控制器整定參數(shù)越寬松,比例控制器參數(shù)變小,積分時間變長。有延時的系統(tǒng)控制器整定更復雜,收斂性較差。

(a) 尾部氧氣體積分數(shù)

2.3 負荷變化

(a) 煤量

如圖6所示,在負荷發(fā)生變化后,尾部氧氣體積分數(shù)和爐膛壓力也發(fā)生變化,可以看出通過控制器控制,二者均在合理范圍內波動,氧氣體積分數(shù)在3.8%上下波動,而壓力變化范圍為-100～100 Pa,在擾動結束后爐膛壓力也快速回到微正壓的區(qū)間。在煙氣循環(huán)倍率保持在0.72的情況下,一次風循環(huán)量和二次風循環(huán)量的變化情況與給定循環(huán)倍率下的控制值(煙氣循環(huán)量×循環(huán)倍率)基本一致,說明一、二次風循環(huán)控制可以很好地跟蹤指定值。在變負荷過程中,由于減溫水參與主蒸汽溫度的調節(jié),主蒸汽溫度在整個過程中基本在設定值左右波動。

(a) 尾部氧氣體積分數(shù)

如圖7所示,當負荷降低時,由于循環(huán)煙氣量減小,管道內殘留的過量氧氣使得一次風氧體積分數(shù)超出設定值,氧體積分數(shù)信號反饋給氧氣質量流量控制器,通過控制氧氣閥門來調節(jié)一次風的氧氣體積分數(shù)。二次風的氧氣體積分數(shù)不是控制參數(shù),其值始終在30%左右,與設計值基本保持一致,可以將其作為判斷系統(tǒng)運行狀態(tài)的參考?？傃趿繛橐淮物L氧量和二次風氧量之和,一、二次風氧量的變化率分別為2.26%和5.5%,基本上與負荷變化一致,但由于在模擬過程中考慮了漏風的因素,因此所需氧量較不漏風時更小,管道中氧氣體積分數(shù)偏大。

(a) 一次風管道注氧量

對比在2種負荷變化率下系統(tǒng)參數(shù)的變化,相對于負荷變化率為2%/min,負荷變化率為5%/min時系統(tǒng)各參數(shù)的波動更大,但各參數(shù)的波動均在合理范圍內(未發(fā)散),而且能夠快速收斂。

3 結 論

(1) 在燃料量發(fā)生4%的階躍擾動時,所建的控制系統(tǒng)可以有效調節(jié)各參數(shù)在合理范圍內變化,模擬結果與實驗數(shù)據(jù)基本吻合,控制過程穩(wěn)定且收斂迅速。

(2) 測量延時會影響控制器參數(shù)的整定和參數(shù)調節(jié),在測量過程中應盡量減少延遲,以提高系統(tǒng)的穩(wěn)定性。

(3) 在不同變負荷工況下,控制系統(tǒng)均能自動調節(jié)各參數(shù)至合理范圍內,且負荷變化率為2%/min時系統(tǒng)各參數(shù)的波動比負荷變化率為5%/min時更小,系統(tǒng)參數(shù)也更加合理。