循環流化床鍋爐循環倍率計算模型

劉吉臻， 張 報

(華北電力大學 新能源電力系統國家重點實驗室，北京 102206)

循環流化床鍋爐循環倍率計算模型

劉吉臻， 張 報

(華北電力大學 新能源電力系統國家重點實驗室，北京 102206)

基于循環流化床(CFB)鍋爐熱平衡，并結合物料平衡關系，提出了一種“四平衡雙循環”迭代計算方法，該方法在計算出循環倍率的同時，也可以求出分離器、爐膛和密相區燃燒份額以及密相區過量空氣系數等重要參數.根據某300 MW CFB鍋爐現場運行數據建立模型進行計算，并分析了煤質和一次風、二次風配比對循環倍率的影響.結果表明：該計算模型能夠準確計算出相關參數，且能合理反映以上因素對CFB鍋爐循環倍率的影響，為循環倍率的控制與優化提供了一定的參考.

熱平衡； 循環倍率； 煤質； 燃燒份額

循環流化床(CFB)鍋爐燃燒技術是在鼓泡床基礎上發展起來的一種潔凈煤發電技術，具有燃料適應性廣、燃燒效率高、污染物排放少和灰渣利用率高等優點[1].

CFB鍋爐循環倍率定義為外循環灰量(即循環物料量)與單位時間給煤量(即給灰量)之比[2]，是CFB鍋爐運行的關鍵參數之一，對鍋爐設計具有重要的指導意義.目前，循環倍率的獲取大多依賴于設計者的經驗判斷，因而有些CFB鍋爐投運后出現諸多問題，循環倍率偏離設計值較遠[3-4].而有的電廠則采用安裝測點的方法，通過測量技術來求取循環倍率，由于大型CFB鍋爐中測點的安裝困難性、磨耗嚴重性以及對鍋爐運行安全性的影響，測量方法往往受到很大限制.國內外循環倍率的計算方法很多，馬素霞等[5]提出了一種分離效率及顆粒分檔飽和夾帶模型計算法，由于分離器的分離效率很難測量，故在計算時存在一定誤差.Thanh等[6]提出了雙循環生物質氣化流化床模型，但該模型較復雜，實際應用困難.田亮等[7]通過對爐內化學過程和床內物料循環過程進行機理分析，提出了一種循環倍率軟測量方法,但該方法依賴于煙氣中軟測量數據、分離器分離效率和飛灰質量分數，限制條件太多.

筆者提出了一種“四平衡雙循環”的迭代計算方法，該方法充分考慮了CFB鍋爐的外循環和內循環、整體與局部的熱平衡以及物料平衡關系，通過雙循環結構實現了迭代過程中參數自整定自校驗的功能.在現有測點的基礎上計算出循環倍率，同時能求出分離器、爐膛和密相區的燃燒份額以及密相區的過量空氣系數等關鍵參數.

1 熱平衡

四平衡是指外置床、分離器、爐膛及密相區的熱平衡，這也是該計算方法的基礎與核心；雙循環以熱灰量與冷灰量之比k和密相區過量空氣系數α為循環迭代參數.

以某300 MW亞臨界CFB鍋爐為研究對象，該鍋爐是典型的單爐膛褲衩腿、四分離器、四外置床結構，其中靠近爐膛前的1號、4號外置床均布置有高溫再熱器(HTR)和低溫過熱器(LTS)；靠近爐膛后的2號、3號外置床均布置有中溫過熱器1(ITS1)和中溫過熱器2(ITS2)[8].

根據能量守恒，分別列出外置床、爐膛、分離器及密相區的熱平衡方程[9-11].

外置床的熱平衡方程為：

Qw,rhj+Qw,lhfj+Qw,csfj=Qw,lhc+Qw,srm+

Qw,lhfc+Qw,csfc

(1)

爐膛的熱平衡方程為：

Qf,mscr+Qf,sscr+Qf,jfr+Qf,jhr=

Qf,chr+Qf,cyqr+Qf,pz+Qf,srm+Qf,sr

(2)

分離器的熱平衡方程為：

Qs,jhr+Qs,jyqr+Qs,hrr=Qs,chr+

Qs,fhr+Qs,cyqr+Qs,sr

(3)

密相區的熱平衡方程為：

Qden,wxhh+Qden,ycf+Qden,mscr+Qden,nxhh=

Qden,xwl+Qden,yq+Qden,pz+Qden,sr

(4)

式中：Qw,rhj為從分離器立管處下來的熱灰帶入的熱量；Qw,lhfj為外置床流化風帶入的熱量；Qw,csfj為吹掃風帶入的熱量；Qw,lhc為冷灰帶出熱量；Qw,lhfc為流化風帶出熱量；Qw,csfc為吹掃風帶出熱量；Qw,srm為布置在外置床內的受熱面吸收走的熱量；Qf,mscr為煤燃燒生成的熱量；Qf,sscr為石灰石反應生成的熱量；Qf,jfr為進入爐膛的風帶入的熱量；Qf,jhr為進入爐膛的灰帶入的熱量；Qf,chr為爐膛出口灰帶出的熱量；Qf,cyqr為煙氣帶出的熱量；Qf,pz為排渣帶出的熱量；Qf,srm為水冷壁受熱面吸熱量；Qf,sr為爐膛散熱損失的熱量；Qs,jhr為進入分離器的灰帶入的熱量；Qs,jyqr為分離器進口煙氣帶入的熱量；Qs,hrr為分離器后燃產生的熱量；Qs,chr為分離器出口灰帶走的熱量；Qs,fhr為尾部煙道飛灰帶走的熱量；Qs,cyqr為分離器出口煙氣帶走的熱量；Qs,sr為分離器散熱損失的熱量；Qden,wxhh為外循環灰帶入的熱量；Qden,ycf為一次風帶入的熱量；Qden,mscr為煤燃燒產生的熱量；Qden,nxhh為內循環灰帶入的熱量；Qden,xwl為從密相區到稀相區的細物料帶出的熱量；Qden,yq為密相區煙氣帶出的熱量；Qden,pz為排渣帶走的熱量；Qden,sr為密相區散熱損失的熱量，以上所有熱量的單位均為kJ/h.

2 計算模型

2.1 外置床模型

式(1)中Qw,lhfj、Qw,csfj、Qw,lhfc和Qw,csfc可以通過測量外置床流化風量、吹掃風量Vi(i=1,2,3,4)和溫度Ti，并根據對應風焓值Hi計算得到.

Qi=ViHi

(5)

Qw,srm可以通過測量HTR、LTS、ITS1、ITS2內工質質量流量qm,i(i=1,2,3,4)以及工質焓值變化Δhi計算得到.

Qw,srm=∑qm,iΔhi

(6)

假設外置床進、出口灰量相等，則由式(1)可以求出冷灰量：

(7)

式中：hw,rhj、hw,lhc分別為外置床進口、出口灰焓值，kJ/kg.

2.2 爐膛模型

式(2)中進入爐膛的風包括一次風、二次風和回料風以及外置床流化風和吹掃風，一次風、二次風和回料風帶入的熱量通過測量各處風量Vf,ycf、Vf,ecf、Vf,hlf和焓值hf,ycf、hf,ecf、hf,hlf，采用式(5)計算；Qf,srm可以通過測量水冷壁工質質量流量qm,slb以及對應焓值hslbc、hslbj，采用式(6)計算.

Qf,mscr、Qf,sscr和Qf,sr的計算公式為：

Qf,mscr=qmQdwδlt

(8)

Qf,sscr=(152ηtl-57.19KCa/Sβ)·qmwS

(9)

Qf,sr=q5Qdwqm

(10)

式中：qm為給煤質量流量，kg/h；Qdw為低位發熱量，kJ/kg；ηtl為脫硫效率，%；δlt為爐膛的燃燒份額，%；wS為石灰石中硫的質量分數，%；q5為散熱損失，%；KCa/S為石灰石鈣硫比；β為石灰石分解率，%.

Qf,cyqr可以通過測量分析爐膛出口煙氣體積V，以及各煙氣成分體積分數φi和焓值hi計算得到.

Qf,cyqr=V·∑φihi

(11)

由于熱灰量未知，無法求出Qf,jhr和Qf,chr的值，假設一個比例系數k=qm,rh/qm,lh，在此情況下得到熱灰熱量Qf,rh及爐膛出口灰帶出的熱量Qf,chr.由式(2)可得

δlt=

(12)

δflq=1-δlt-q3-q4

(13)

式中:δflq為分離器的燃燒份額，%；q3、q4為可燃性氣體、固體未完全燃燒熱損失，%.

2.3 分離器模型

式(3)中Qs,fhr可以通過測量尾部煙道飛灰量qm,f,fh及對應溫度下的焓值hf,fh計算獲得，Qs,cyqr的計算方法與Qf,cyqr一樣.假設爐膛出口的飛灰和煙氣全部進入分離器，分離器熱平衡方程如下：

Qs,jhr=Qf,chr

(14)

Qs,jyqr=Qf,cyqr

(15)

分離器后燃產生的熱量由上文得到的分離器燃燒份額計算：

Qs,hrr=δflqQdwqm

(16)

通常分離器散熱損失的熱量通用計算公式為：

Qs,sr=σ1Qf,sr

(17)

式中:σ1為分離器與爐膛表面積之比.

由式(3)可以計算出分離器出口總灰量，即熱灰量與冷灰量之和.

(18)

式中:hflq為分離器出口灰焓值，kJ/kg.

2.4 密相區模型

CFB爐膛中的密相區類似于鼓泡床，在流化風的作用下，形成了氣固兩相流動的乳化相和氣泡相，避免涉及到密相區內部復雜的燃燒特性和傳熱特性，從整體上分析可得到密相區灰平衡方程：

qm,den,xwl+qm,den,pz=qm,den,wxhh+

qm,den,nxhh+qm,den,rlh

(19)

式中：qm,den,wxhh為進入密相區的外循環灰量；qm,den,nxhh為由稀相區返回到密相區的內循環灰量；qm,den,rlh為燃料燃燒生成的灰量；qm,den,xwl為隨流化風從密相區到稀相區的細物料量；qm,den,pz為排渣帶走的灰量.

式(4)中Qden,ycf可以通過測量各一次風量和溫度，由式(5)計算得到.Qden,mscr、Qden,wxhh、Qden,sr和Qden,yq的計算公式為：

Qden,mscr=qmQdwδden

(20)

Qden,wxhh=n2qmhwxhh

(21)

Qden,sr=σ2Qf,sr

(22)

Qden,yq=(1-qden,3-qden,4)qmHyq

(23)

式中:σ2為密相區與爐膛表面積之比；hwxhh為外循環灰焓，kJ/m3；δden為密相區的燃燒份額，%；n2為循環倍率；Hyq為燃燒1 kg燃料理論產生煙氣焓,kJ/kg；qden,3、qden,4為密相區氣體、固體未完全燃燒熱損失,%.

Qden,nxhh、Qden,xwl和Qden,pz通過各處灰量和對應溫度下的焓值乘積計算得到，實際運行過程中qm，den,nxhh、qm，den,xwl和qm，den,pz很難準確測量，由于密相區物料強烈混合，上下出口溫度與床溫近似相等，可以認為內循環灰、從密相區到稀相區的細物料與排渣灰焓值相等，且等于床溫下的灰焓值hcw，即hden,xwl=hden,nxhh=hden,pz=hcw.

由此聯立密相區的熱平衡和灰平衡方程可計算出循環倍率：

(24)

式中：wA為燃料含灰質量分數，%.

在密相區熱平衡方程中，關鍵是確定密相區的燃燒份額δden，根據定義，忽略可燃氣體未完全燃燒熱損失，則δden為：

(25)

密相區中可燃固體未完全燃燒熱損失qden,4需要滿足以下關系式：

(26)

式中：α0為密相區理論過量空氣系數，可查表獲得；α*為密相區實際過量空氣系數.

密相區實際過量空氣系數可通過測量密相區出口煙氣成分計算得到，但往往測量誤差大、難度高，因而計算結果并不準確.本文計算方法中先假設一個合理的α*值，再通過循環迭代實現α*的自校驗和自修正.

2.5 計算流程

采用以上計算模型，設計程序計算流程如圖1所示.

3 模型驗證

3.1 應用實例

以某300 MW CFB鍋爐為例，取其B-ECR工況下的運行數據來驗證該計算模型，其原始數據如表1所示，其中hw,rhj、hw,lhc分別為熱灰、冷灰焓值.

在取初值k=3,α*=1.2的情況下，計算得出相關參數.為了驗證計算結果的準確性，同時采用國外實際工程應用中CFB鍋爐循環灰量的計算方法進行了計算，對比結果如表2所示.

圖1 計算流程圖

表1 300 MW CFB鍋爐運行參數

表2 本文方法與實際工程計算結果的對比

Tab.2 Comparison of results respectively obtained by the method proposed and by actual application

參數實際工程本文方法相對誤差qm,rh/(kg·h-1)5.80135.77630.43qm,lh/(kg·h-1)1.98121.96970.58δden/%0.5110.5080.59n31.875331.73840.42α1.431.420.69

從表2可以看出，本文方法與實際工程計算結果的相對誤差小于1%，說明了該方法的準確性.由于實際工程中計算循環倍率需要安裝大量的測點，如需要測量密相區上部煙氣成分來求出過量空氣系數，在爐內安裝測點不僅不利于鍋爐的安全運行，而且測點磨損現象較為嚴重.而本文計算模型中的數據都是根據現有測點提供的，不需要額外安裝其他測點.

3.2 模型分析

3.2.1k值選取對收斂性的影響

計算模型中熱灰量與冷灰量之比k的初始取值決定著各參數的迭代過程，通常情況下，300 MW CFB鍋爐的熱灰量比冷灰量多,即k≥1.分別取k=1、2、3、4、5，代入計算模型得到各參數迭代曲線，如圖2所示.

(a)灰量

(b)分離器燃燒份額

從圖2可以看出，雖然k的取值不同，計算模型最終的迭代計算結果卻是一致的，即收斂到實際值，尋優結果是全局的最優值，可見計算模型的準確性較高.k的取值影響著迭代次數及收斂速度，當k取2～3時，迭代計算過程只需要幾步就能完成，偏離越遠迭代的次數越多，收斂性也越差.經驗證當k=2.9時，迭代一次就結束了，可以認為此時的k值為最佳設定值.這與實際工程上300 MW CFB鍋爐熱灰量與冷灰量比例約為2∶1～3∶1是一致的[12].實際工程應用中不妨取k值為2～3，可以滿足較高的快速性和實時性要求.

3.2.2 煤質對循環倍率的影響

在爐膛燃燒份額不變的前提下，煤質特性是影響循環倍率的主要因素之一.煤質特性主要包含煤的低位發熱量以及灰分和揮發分質量分數，其中灰分和揮發分質量分數的變化最終反映在發熱量上.實際上煤的低位發熱量是爐膛燃燒溫度和燃燒份額的決定性因素，因此煤的低位發熱量對爐內熱平衡影響較大[13].以煤的低位發熱量為變化參數，通過計算模型得到循環倍率的變化曲線，如圖3所示.

圖3 循環倍率與煤的低位發熱量的關系

從圖3可以看出，循環倍率隨著煤的低位發熱量的增大而升高，但當煤的低位發熱量超過1.8×104kJ/kg時，循環倍率的上升趨勢逐漸變緩.這是由于燃燒劣質煤時，燃料著火困難，需要保證燃燒室有足夠高的溫度使燃燒順利進行，進入爐膛的低溫循環灰相應減少，循環倍率降低；而當燃燒優質煤時，燃料熱值高，著火容易，為了避免爐膛內溫度過高而結焦，需要增加進灰量來調節床溫，循環倍率升高.當煤的低位發熱量繼續增大時，鍋爐熱負荷上升，水冷壁吸熱量和爐膛散熱量增加，為了維持爐內燃料燃燒的熱平衡，需合理調節回料閥閥門開度來控制進入爐膛的低溫循環灰量，因此循環倍率的升高并不是很明顯.

實際工程應用中，可以根據循環倍率與煤的低位發熱量的關系，選擇合適的煤種或改變煤泥的摻燒比例以得到燃料的不同發熱量，控制循環倍率在給定的范圍內.

3.2.3 一次風、二次風配比對循環倍率的影響

一次風量、二次風量比例(即一次風、二次風配比)是影響CFB鍋爐循環倍率的另外一個主要因素.取3種不同的一次風量與二次風量比例(分別為1∶1、6∶4、4∶6)，代入計算模型得到一次風、二次風配比與循環倍率的關系，如圖4所示.

從圖4可以看出，循環倍率隨一次風量、二次風量的增加而升高，但是受一次風量的影響遠大于二次風量.這主要是由于受一次風、二次風作用的影響，一次風將床料從密相區吹入稀相區進一步燃燒，增大了煙氣流速，夾帶更多的物料進入分離器，分離器的捕捉量與分離效率也會相應提高，最終結果是使送回爐膛的循環灰量增加，循環倍率自然也提高.而二次風則影響著稀相區的燃燒特性和傳熱特性，加大二次風量會加劇物料的橫向流動和返混現象，一定程度上增加了內循環灰量，但其對物料縱向流動的作用遠不及一次風，因此循環倍率受二次風量影響較小.實際工程應用中需要合理考慮鍋爐運行時的安全性與經濟性，選擇最佳的一次風、二次風配比.

圖4 循環倍率與一次風、二次風配比的關系

4 結 論

(1)本文計算模型迭代速度快、收斂性強，在計算出循環倍率的同時能求出燃燒份額與過量空氣系數等關鍵性參數.計算結果與實際工程相對誤差小于1%，說明該計算模型的準確性高.

(2)本文計算模型能夠較真實地反映煤質和一次風、二次風配比對循環倍率的影響，為電廠CFB鍋爐循環倍率的控制與優化提供了一定的參考.

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Calculation Model for Circulation Ratio of Circulating Fluidized Bed Boilers

LIUJizhen,ZHANGBao

(State Key Laboratory of Alternate Electrical Power System with Renewable Energy Sources, North China Electric Power University, Beijing 102206, China)

A "four-circle two-iteration" calculation model was proposed for circulating fluidized bed (CFB) boilers based on the heat balance and material balance in the furnace, with which, not only the circulation ratio, but also some other key parameters can be calculated simultaneously, such as the combustion fraction in the separator, furnace and dense phase region as well as the excess air coefficient in the dense phase region. According to the operation data of a 300 MW CFB boiler, the effects of coal quality and primary to secondary air ratio on the circulation ratio were analyzed. Results show that the model can accurately calculate related parameters and reasonably reflect how above factors influencing the circulation ratio of CFB boilers, which therefore may serve as a reference for control and optimization of the circulation ratio in CFB boilers.

heat balance; circulation ratio; coal quality; combustion fraction

1674-7607(2017)08-0597-06

TK314

A

470.30

2016-06-16

2016-08-24

國家重點研發計劃資助項目(2016YFB0600205)

劉吉臻(1951-)，男，山西嵐縣人，教授，博士，研究方向為復雜系統建?？刂?、工業過程測控理論與技術. 張 報(通信作者)，男，碩士研究生，電話(Tel.):18810720972；E-mail：zhangbao1523@ncepu.edu.cn.