600 MW微富氧燃燒煤粉鍋爐優(yōu)化設(shè)計(jì)

王春波, 邢曉娜, 陸泓羽

(華北電力大學(xué)能源動(dòng)力與機(jī)械工程學(xué)院,保定071003)

煤燃燒產(chǎn)生的CO2是全球溫室效應(yīng)最主要的“貢獻(xiàn)者”.各國(guó)都在積極開(kāi)展燃煤CO2排放控制技術(shù)的研究.目前已出現(xiàn)的技術(shù)中,富氧燃燒技術(shù)是最有應(yīng)用前景的技術(shù)之一[1-2].美國(guó)Argonne國(guó)家實(shí)驗(yàn)室(ANL)早在1982年就開(kāi)始對(duì)具有煙氣再循環(huán)的煤粉富氧燃燒技術(shù)進(jìn)行研究,并在California建立了一個(gè)2.94 MW規(guī)模的試驗(yàn)系統(tǒng)[3-4].近些年,國(guó)內(nèi)如浙江大學(xué)、華中科技大學(xué)、東南大學(xué)、清華大學(xué)等院校科研機(jī)構(gòu)也開(kāi)展了對(duì)富氧燃燒技術(shù)的研究并取得了不少的成果[5-6].

富氧燃燒的形式大致可分為純氧燃燒、微富氧燃燒、氧氣噴槍和空-氧燃燒4大類(lèi)[7].純氧燃燒是以O(shè)2/CO2混合物為基本燃燒氣體,其較大的缺陷是經(jīng)濟(jì)性差,全廠效率比空氣燃燒模式下降約8%～10%[8-9].這主要由于在純氧燃燒模式下需要大量的純氧供燃料燃燒,而ASU空分制氧能耗很高[10].另外,純氧燃燒需要大量的煙氣參與再循環(huán)以維持爐內(nèi)溫度,從而需要大功率的再循環(huán)風(fēng)機(jī).微富氧燃燒主要是以空氣為主,混入少部分純氧供燃料完全燃燒,且沒(méi)有煙氣參與再循環(huán).其生成的煙氣中CO2體積分?jǐn)?shù)一般為30%～40%,在該濃度下十分適合采用活性炭一體化脫除煙氣中的CO2與SO2[11-12].與純氧燃燒相比,微富氧燃燒所需的助燃氧體積顯著減少,且沒(méi)有煙氣參與再循環(huán),從而具有更好的經(jīng)濟(jì)性.

微富氧燃燒模式下,爐膛內(nèi)煙氣的輻射特性及對(duì)流受熱面的傳熱特性與空氣燃燒、純氧燃燒等有很大不同.但這方面的研究幾乎還未見(jiàn)公開(kāi)報(bào)道.筆者以一臺(tái)600 MW煤粉鍋爐機(jī)組為例,對(duì)其微富氧燃燒方式下煙氣與工質(zhì)的傳熱特性進(jìn)行了研究,并和其空氣燃燒及純氧燃燒模式下的特性參數(shù)進(jìn)行了比較.這對(duì)于微富氧燃燒鍋爐的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及優(yōu)化,具有一定的參考意義.

1 爐內(nèi)傳熱基本理論

1.1 常規(guī)燃燒方式下火焰黑度計(jì)算

目前我國(guó)工程中常用的爐膛換熱計(jì)算方法是建立在描述爐內(nèi)換熱方程的基礎(chǔ)上,通過(guò)對(duì)火焰平均溫度的近似描述并應(yīng)用相似理論所得到的半經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式.火焰黑度為影響爐膛換熱的主要因素,表達(dá)火焰黑度的計(jì)算式為[13]:

式中:p為爐膛的壓力,MPa;s為爐膛的輻射層有效厚度,m;k為火焰輻射減弱系數(shù),1/(MPa?m),其計(jì)算式為:

式中:kq為三原子氣體的輻射減弱系數(shù),1/(MPa?m);r∑為火焰中三原子氣體的總?cè)莘e份額;kfh為火焰中灰粒的輻射減弱系數(shù),l/(MPa?m);μfh為火焰中飛灰的質(zhì)量分?jǐn)?shù);kj為火焰中焦炭顆粒的輻射減弱系數(shù),l/(MPa?m);x1、x2為火焰中焦炭顆粒的影響系數(shù).

由Hottel的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)整理而得出的三原子氣體的輻射減弱系數(shù)為[14]:

式中:p∑為三原子氣體的總分壓,MPa;φ(H2O)為煙氣中水蒸氣的體積分?jǐn)?shù);T″l為爐膛出口煙氣溫度,K.

1.2 火焰黑度的修正方法

微富氧燃燒方式下煙氣中三原子氣體體積分?jǐn)?shù)發(fā)生了很大變化,導(dǎo)致式(3)已不適用于計(jì)算微富氧燃燒條件下三原子氣體的輻射減弱系數(shù).在計(jì)算三原子氣體火焰黑度時(shí)需要考慮多譜帶重疊和混合氣體譜帶重疊帶來(lái)的影響[15-16].針對(duì)微富氧燃燒模式下煙氣中高濃度的三原子氣體引起的輻射特性的改變,筆者采用Leckner提出的寬帶模型修正式進(jìn)行三原子氣體輻射減弱系數(shù)的計(jì)算[17].此式考慮到了煙氣中三原子氣體體積分?jǐn)?shù)變化而引起的影響,其表達(dá)式為:

2 結(jié)果與分析

2.1 基礎(chǔ)數(shù)據(jù)

計(jì)算所用煙煤的工業(yè)分析與元素分析見(jiàn)表1.

表1 煤的工業(yè)分析和元素分析Tab.1 Ultimate and proximate analysis of coal samples

所用600 MW機(jī)組鍋爐空氣燃燒模式下各受熱面設(shè)計(jì)參數(shù)見(jiàn)表2.

2.2 微富氧燃燒爐膛內(nèi)煙氣量與燃煤量的計(jì)算

在保持鍋爐蒸汽側(cè)負(fù)荷一定的條件下,進(jìn)行了微富氧燃燒時(shí)爐膛內(nèi)煙氣量及燃煤量的計(jì)算,并與空氣燃燒及純氧(φ(O2)=30%,φ(CO2)=70%)燃燒模式下?tīng)t膛內(nèi)煙氣量、燃煤量進(jìn)行了對(duì)比.為便于敘述,微富氧燃燒模式下當(dāng)煙氣中CO2的體積分?jǐn)?shù)為 30%、40%和 50%時(shí),分別表示為 φ(CO2)30、φ(CO2)40和 φ(CO2)50.空氣燃燒 、純氧燃燒及微富氧燃燒3種模式下?tīng)t膛內(nèi)煙氣量見(jiàn)圖1.

表2 空氣燃燒模式下各受熱面設(shè)計(jì)參數(shù)Tab.2 Design parameters of various heat surfaces at air combustion mode

圖1 3種燃燒模式下?tīng)t膛內(nèi)煙氣量Fig.1 Flue gas volume in furnace at three modes of combustion

從圖1可見(jiàn),微富氧燃燒模式下?tīng)t膛內(nèi)的煙氣量要小于空氣及純氧燃燒下的煙氣量.這是由于微富氧燃燒模式下,煤燃燒消耗的氧氣來(lái)自兩部分:空氣中的氧氣和供入的純氧.與空氣燃燒模式下相比,其爐膛內(nèi)的煙氣量因送入爐膛中N2量的減少而必然減少.在純氧燃燒模式下,為了維持爐內(nèi)的燃燒溫度,需要爐內(nèi)煙氣量的70%～80%參與再循環(huán)[18],即其爐內(nèi)煙氣由煤燃燒生成的煙氣與再循環(huán)煙氣兩部分組成.而微富氧模式下,爐膛內(nèi)只是煤燃燒產(chǎn)生的煙氣,爐內(nèi)煙氣量較純氧燃燒下有所降低.此外,還可發(fā)現(xiàn)對(duì)于微富氧燃燒模式,隨著煙氣中CO2體積分?jǐn)?shù)的增加,爐膛內(nèi)的煙氣量呈減小趨勢(shì).

由于微富氧燃燒下?tīng)t膛內(nèi)的煙氣量較其他兩種燃燒方式下降低,因此在蒸汽負(fù)荷一定的條件下,必然導(dǎo)致其火焰的理論燃燒溫度升高,三原子氣體輻射強(qiáng)度增加,爐膛輻射傳熱效果加強(qiáng).同時(shí),其單位時(shí)間爐膛內(nèi)煙氣量減少,煙氣總的對(duì)流傳熱量也隨之減少.微富氧燃燒模式下?tīng)t膛內(nèi)煙氣量的減少,會(huì)從根本上改變鍋爐內(nèi)部煙氣與工質(zhì)間輻射傳熱量與對(duì)流傳熱量的比例,導(dǎo)致原鍋爐內(nèi)的輻射受熱面和對(duì)流受熱面需要進(jìn)行較大的改動(dòng).

空氣燃燒、純氧燃燒、微富氧燃燒3種模式下燃煤量見(jiàn)圖2.

圖2 3種燃燒模式下燃煤量的對(duì)比Fig.2 Comparison of coal consumption among three combustion modes

在維持蒸汽負(fù)荷一定的條件下,燃煤量主要受鍋爐的熱效率影響[14].與空氣燃燒模式相比,微富氧燃燒單位時(shí)間內(nèi)產(chǎn)生的煙氣量減少,排煙損失降低,鍋爐熱效率提高,燃煤量隨之減少.純氧燃燒模式下,生成的煙氣量比微富氧燃燒下少,因此排煙量較小.微富氧燃燒模式下相對(duì)于純氧燃燒模式,生成的煙氣量隨供入爐內(nèi)N2量的增加而增大.因此其排煙量增大,排煙損失增加,鍋爐熱效率有所降低,燃煤量增加.圖2中另一個(gè)特征是:對(duì)于微富氧燃燒,隨著煙氣中CO2體積分?jǐn)?shù)增加,燃煤量呈遞減趨勢(shì).這是由于隨著其煙氣中CO2體積分?jǐn)?shù)增加,爐膛內(nèi)煙氣量減少,導(dǎo)致其排煙量減少,排煙損失降低,鍋爐熱效率提高,燃煤量隨之減少.

2.3 煙氣側(cè)與工質(zhì)側(cè)的能量匹配

該爐空氣燃燒條件下?tīng)t膛出口煙溫的設(shè)計(jì)值為1 042℃.為便于比對(duì)分析,本文在對(duì)微富氧和純氧燃燒的計(jì)算中爐膛出口煙溫也取此值.當(dāng)爐膛出口煙溫確定后,爐膛的輻射傳熱量可由輻射傳熱方程計(jì)算,對(duì)流傳熱量由對(duì)流傳熱方程[19]確定.與空氣燃燒及純氧燃燒相比,微富氧燃燒模式下由于爐膛內(nèi)煙氣量少,理論燃燒溫度最高,輻射換熱效果最強(qiáng).因此,需要對(duì)原鍋爐微富氧燃燒模式下煙氣、工質(zhì)兩側(cè)的能量分布進(jìn)行重新匹配,匹配結(jié)果見(jiàn)表3.

由表3表明,φ(CO2)30微富氧燃燒模式下由于輻射換熱效果強(qiáng),其輻射換熱量較空氣燃燒時(shí)增加28.8%,較純氧燃燒時(shí)增加22.96%;而由于其爐膛內(nèi)煙氣量減少,對(duì)流傳熱量較空氣燃燒下減少48.15%,較純氧燃燒減少31.92%.因此為了保證爐膛出口煙氣溫度,防止受熱面結(jié)渣,將原鍋爐省煤器與低溫過(guò)熱器移入爐膛,進(jìn)行微富氧燃燒模式下輻射受熱面與對(duì)流受熱面的重新優(yōu)化.

表3 煙氣側(cè)與工質(zhì)側(cè)的能量匹配Tab.3 Energy matching on sides of flue gas and steam

2.4 優(yōu)化設(shè)計(jì)結(jié)果

由于鍋爐蒸汽側(cè)不需要發(fā)生變化,因此優(yōu)化設(shè)計(jì)過(guò)程中保持蒸汽側(cè)的質(zhì)量流速、壓力及各受熱面管排的橫縱向節(jié)距、管圈數(shù)不變.以表3中能量匹配為基礎(chǔ)對(duì)微富氧燃燒模式下鍋爐各受熱面進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì).微富氧燃燒模式下?tīng)t內(nèi)煙氣輻射強(qiáng)度增大,在保持爐膛高度及截面積不變的條件下,爐內(nèi)有效輻射面積不會(huì)減少很多[20],輻射受熱面平均熱負(fù)荷的增大也是有限的.由于輻射受熱面壁溫受平均熱負(fù)荷影響[14],因此為了維持輻射受熱面平均熱負(fù)荷在合理的范圍內(nèi),防止其壁面超溫,優(yōu)化設(shè)計(jì)過(guò)程中保持爐膛的高度及截面積不變;同時(shí)也考慮到將現(xiàn)有鍋爐改造成微富氧燃燒方式的方便.本優(yōu)化設(shè)計(jì)中流經(jīng)低溫過(guò)熱器的煙氣流速仍選為7.8 m/s,來(lái)進(jìn)行對(duì)流煙道設(shè)計(jì),此數(shù)值并未超出過(guò)熱器中煙氣的極限流速12 m/s[14].

2.4.1 各受熱面面積的變化

空氣燃燒、φ(CO2)30微富氧燃燒兩種模式下各受熱面面積對(duì)比見(jiàn)圖3.

圖3表明:微富氧燃燒模式下水冷壁及屏式過(guò)熱器的面積較空氣燃燒下有所降低,這是由于爐膛輻射傳熱效果加強(qiáng)所導(dǎo)致的;微富氧燃燒模式下低溫過(guò)熱器及省煤器面積減幅較大,這是因?yàn)槲⒏谎跞紵龡l件下將原鍋爐低溫過(guò)熱器與省煤器移入了爐膛,而輻射傳熱較對(duì)流傳熱效果要強(qiáng)很多,因此其面積較移入前大大降低;高溫過(guò)熱器與高溫再熱器面積相對(duì)減少,而由于屏式過(guò)熱器面積降低限制了爐膛出口高度,因此高溫過(guò)熱器和高溫再熱器面積下降了不少;低溫再熱器面積則相對(duì)增加,這是由于微富氧燃燒條件下高溫再熱器的面積及流經(jīng)其的煙氣量減少,導(dǎo)致高溫再熱器中對(duì)流傳熱量減小,其工質(zhì)吸熱量下降,而再熱工質(zhì)總的吸熱量一定,因此工質(zhì)在低溫再熱器中的吸熱量將會(huì)增加.為了保證低溫再熱器中工質(zhì)的吸熱量,在考慮到對(duì)流傳熱系數(shù)及傳熱溫壓變化的情況下,其面積較空氣燃燒下增加較多.優(yōu)化設(shè)計(jì)后總的受熱面面積比空氣燃燒下減少了46.5%,大大降低了金屬耗材.

圖3 兩種燃燒模式下各受熱面面積對(duì)比Fig.3 Comparison of heating-surface area between two combustion modes

2.4.2 各受熱面中工質(zhì)溫度的變化

微富氧燃燒模式下各受熱面煙氣和工質(zhì)進(jìn)、出口參數(shù)見(jiàn)表4.

由表4表明:優(yōu)化設(shè)計(jì)后,各受熱面煙氣與工質(zhì)進(jìn)出口參數(shù)較空氣燃燒模式下發(fā)生了一定的變化.這是由微富氧燃燒模式下?tīng)t膛內(nèi)煙氣量的減少及各受熱面面積的改變所引起的.以低溫再熱器為例,優(yōu)化設(shè)計(jì)后其工質(zhì)的出口溫度由空氣燃燒下426℃升高到了461℃.圖3也已經(jīng)表明,由于微富氧燃燒模式下低溫再熱器中工質(zhì)的吸熱量較空氣燃燒模式下增大,這必然會(huì)導(dǎo)致低溫再熱器中工質(zhì)出口溫度發(fā)生顯著變化.與空氣燃燒模式相比,微富氧燃燒模式下?tīng)t膛內(nèi)煙氣量減少,因此流經(jīng)高溫過(guò)熱器及高溫再熱器的煙氣流速降低.

表4 微富氧燃燒方式下各受熱面進(jìn)出口參數(shù)Tab.4 Inlet and outlet parameters of heating-surface at air enrichment combustion mode

2.4.3 爐膛設(shè)計(jì)參數(shù)的變化

空氣燃燒、微富氧燃燒兩種模式下?tīng)t膛優(yōu)化設(shè)計(jì)數(shù)據(jù)見(jiàn)表5.

表5 兩種燃燒模式下?tīng)t膛優(yōu)化設(shè)計(jì)數(shù)據(jù)Tab.5 Optimized design data of furnace at two combustion modes

由表5表明,由于優(yōu)化設(shè)計(jì)后爐膛高度及截面積不變,燃煤量減少,爐膛容積熱負(fù)荷及截面熱負(fù)荷均有所降低,這有利于防止?fàn)t膛內(nèi)受熱面的結(jié)渣.由于微富氧燃燒條件下?tīng)t內(nèi)煙氣的理論燃燒溫度高,煙氣的平均輻射熱強(qiáng)度大,因此輻射受熱面平均熱負(fù)荷與空氣燃燒相比增大.

2.4.4 各受熱面布置的變化

優(yōu)化設(shè)計(jì)前后受熱面布置對(duì)比見(jiàn)圖4.

由圖4可看到,優(yōu)化設(shè)計(jì)后尾部煙道變?yōu)閱螣煹佬问?且其深度也減少.這是因?yàn)槲⒏谎跞紵Ｊ较?低溫過(guò)熱器及省煤器都移入了爐膛,尾部煙道只布置低溫再熱器與空氣預(yù)熱器.另外,微富氧燃燒模式下單位時(shí)間產(chǎn)生的煙氣總量減少,而為了保證流經(jīng)低溫再熱器的煙氣流速,豎直煙井深度必然也會(huì)減少.優(yōu)化設(shè)計(jì)后由于水冷壁面積減少而爐膛高度保持不變,因此爐膛內(nèi)有剩余空間布置移入的低溫過(guò)熱器、省煤器.省煤器布置在水冷壁管排上方,距燃燒器上一次風(fēng)中心線的距離為10m.低溫過(guò)熱器布置在省煤器管排上方,所以可保證不會(huì)發(fā)生傳熱惡化.

3 結(jié) 論

(1)微富氧燃燒模式與空氣燃燒及純氧燃燒模式比較,單位時(shí)間爐膛內(nèi)煙氣量減少,使得煙氣與工質(zhì)的輻射換熱及對(duì)流換熱特性均發(fā)生很大變化.

圖4 受熱面布置示意圖(單位:mm)Fig.4 Layout of heating-surface before and after design optimization

(2)微富氧燃燒模式與空氣燃燒模式比較,單位時(shí)間排煙量減少,排煙損失降低,鍋爐熱效率提高,燃煤量降低.

(3)為了避免輻射受熱面管壁超溫,優(yōu)化設(shè)計(jì)過(guò)程中對(duì)鍋爐本體的改動(dòng)較小,因此微富氧燃燒技術(shù)很適合現(xiàn)有煤粉爐改造.

(4)優(yōu)化設(shè)計(jì)后該600 MW爐型對(duì)流煙道深度由16.445 m變?yōu)?0.441 m,鍋爐本體尺寸的減少使得受熱面的布置更加緊湊.其總的受熱面面積較空氣燃燒下減少46.5%,減少了金屬耗量,降低了電廠初投資.

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