富氧燃燒循環流化床機組熱力特性 分析及優化

張智羽，賈 威，陳偉鵬，肖卓楠，汪欣巍，于英利

（1.內蒙古科技大學能源與環境學院，內蒙古 包頭 014010； 2.華北電力大學能源動力與機械工程學院，北京 102206； 3.內蒙古電力科學研究院，內蒙古 呼和浩特 010020）

燃煤電廠在發電過程中產生大量的CO2排放，由此帶來的溫室效應對人類生存環境的影響極為嚴重。富氧燃燒，即O2/CO2燃燒方式，將高純度氧氣與再循環煙氣混合后送入鍋爐爐膛助燃，提高尾部煙氣中CO2濃度以便于捕集。O2/CO2技術被認為是目前減緩CO2排放最具前景的技術之一[1-2]。

但是，采用富氧燃燒進行碳捕集的循環流化床（CFB）發電機組，需要新增深冷空氣分離制氧及CO2壓縮純化裝置。而空氣分離制氧與CO2壓縮純化過程中會產生較高的能耗，從而使得整個CFB發電機組整體發電效率降低，運行成本增加。

瑞典查爾姆斯理工大學、美國能源部、Alstom 公司、F-W公司等，相繼對富氧燃燒CFB機組開展了相關的研究[3-5]。我國東南大學[6-7]建立了二維可視化實驗平臺，對富氧CFB機組建模優化效率分析，得出了富氧氣氛下單個煤粒燃燒特性。中國科學院工程熱物理研究所[8-9]搭建了0.1 MW、50 kW富氧CFB試驗臺，得出了NOx及SO2等污染物在煙氣中的排放情況。哈爾濱工業大學[10-11]搭建了富氧CFB燃燒實驗臺，得到了在富氧條件下相關飛 灰沉積以及SO2的排放和脫除情況。華北電力大 學[12-14]研究了增壓富氧機組的熱力學特性、傳熱特性。上述研究大多都基于小型富氧燃燒CFB的理論和實驗研究，而針對大型富氧CFB發電機組運行中主要運行參數的變化對空分制氧過程、CO2壓縮純化過程及機組整體能耗指標產生的影響的分析，還未深入開展。

本文以常規CFB燃煤發電機組作為參考機組，通過構建大型富氧燃燒CFB機組模型，研究主要運行參數對機組能耗指標及熱經濟性指標的影響，為大型富氧燃燒CFB鍋爐技術未來的推廣與應用提供借鑒。

1 富氧燃燒CFB發電系統建模

1.1 常規CFB發電系統

本研究選取內蒙古某亞臨界330 MW機組中間再熱、單汽包、自然循環CFB鍋爐作為參考對象。該鍋爐型號為SG1130/17.5-M4501，汽輪機型號為NZK330-16.7/537/537，采用一次中間再熱直接空冷，回熱抽汽為三級高壓加熱器、三級低壓加熱器及一級除氧器。設計燃料為劣質煤與煤矸石的混煤，摻混質量比為4:6。燃料元素分析與工業分析見表1。

表1 設計煤種元素與工業分析 Tab.1 Proximate and ultimate analysis of the design coal

本研究使用Ebsilon Professional軟件建立常規發電機組模型及富氧燃燒CFB鍋爐模型。常規發電機組設計值及模擬值見表2。由表2可見，常規機組設計值和模擬值誤差很小，從而驗證了常規機組模型的準確性。

表2 常規鍋爐100%THA工況設計值及模擬值 Tab.2 The design and simulation values of conventional boiler under 100%THA working condition

1.2 富氧燃燒CFB鍋爐

本研究中，富氧燃燒CFB機組與參考常規電站鍋爐的結構基本相同，其主要運行參數保持不變。兩者煙氣流向的主要區別在于富氧CFB鍋爐采用將氧氣與循環煙氣混合后助燃的方式[15]，從而改變了爐內燃燒氛圍以及傳熱特性。

由文獻[16-17]可知，對比干、濕2種不同煙氣再循環方式。采用濕煙氣再循環，無需經過脫水裝置冷卻、脫水，煙氣熱量能被充分利用，可降低機組的能耗還可以富集水蒸氣在爐內，有利于煤的燃盡及提高爐內脫硫效率[18-19]。故本研究選擇煙氣濕循環作為煙氣再循環的方式，一、二次風溫均由循環煙氣以及氧氣比例進行調節。富氧燃燒CFB發電機組包括富氧燃燒CFB發電、空氣分離、煙氣壓縮純化3個子系統，其發電機組流程如圖1所示。

圖1 富氧燃燒CFB發電機組流程 Fig.1 Process of oxyfuel CFB generator set

常規CFB發電機組與富氧燃燒CFB發電機組主要參數對比見表3。

表3 常規和富氧燃燒CFB鍋爐主要參數對比 Tab.3 Comparison of main parameters between conventional and oxyfuel CFB boiler

1.3 空氣分離及煙氣純化系統

富氧燃燒CFB發電機組中的空氣分離制氧系統（簡稱空分系統）及煙氣壓縮純化系統均采用Aspen Plus模擬軟件進行流程模擬。

空分系統采用雙塔流程，空氣入口溫度為25 ℃，壓力為101.3 kPa。空氣在經過除雜、除塵后，送入空氣壓縮機進行四級壓縮、三級級間冷卻，將壓力升高到0.6 MPa。隨后經空冷塔、水冷塔進行預冷后送入分子篩，去除空氣中的水分。從分子篩出來的空氣送入主換熱器被冷卻至-170 ℃，然后分為兩股：一股空氣進入下塔精餾，初步分離成液氮和液空，經分離處理后的液氮經塔頂進入冷凝器進行節流降溫后進入上塔頂部再精餾分離，得到純度更高的氮氣，經冷凝器、主換熱器后送入水冷塔用于預冷循環水；另一股空氣通過膨脹機獲取冷量后送入上塔精餾，分離出液氧進入主換熱器換熱后得到最終的氧氣產品。其中，多級壓縮機功耗可按式(2)—式(9)計算。分子篩切換損失和儀表損失按照林德經驗值1%計算；分子篩再生氣量為空氣量的20%，分子篩能耗約為空分系統總能耗的2%[20]。

煙氣壓縮純化過程，即將CO2體積分數為85%以上的煙氣經過冷凝、純化、壓縮等操作實現對CO2捕集和大規模利用的過程。煙氣在發電系統中經除塵、冷卻及初步脫水后經過三級壓縮和三級級間冷卻，再用三甘醇法進行深度脫水，然后經過兩次壓力釋放自產冷量使煙氣液化，最后分離出非冷凝氣體（Ar、N2、O2）后將液化的CO2用高壓泵增壓至11 MPa，達到大規模運輸條件。煙氣中CO2的回收率可達97%以上。

2 富氧燃燒CFB機組數學模型及能耗指標

2.1 空氣分離裝置（ASU）能耗計算模型

從熱力學角度考察深冷法空氣分離制氧過程發現，該過程實際為不可逆過程；如果將其理想化為可逆過程時，則可以得出相對應的可逆功，該可逆功即為理論最小分離功Wmin，其表達式如下：

式中：T0為周圍環境溫度，℃；sair-0、air0s-′ 分別為分離前后的空氣熵，kJ/(kmol·K)；hair-0、air0h-′ 分別為分離前后的空氣焓，kmol/h。

理想條件下，可以將空氣假定成只含N、O元素的二元混合氣體；當二者混合熱值為零時，其焓可由式(2)求出：

式中：hhybrid為含N、O的二元混合氣體焓值，kJ/kg；yA,O為分分離后O2體積分數，%；為分離后N2體積分數，%；hO為分離后O2焓，kJ/kg；hN為分離后N2焓，kJ/kg。

若將空氣分離成純N2和純O2，則分離前后熵的變化量為：

式中：sso、分別為分離前、后二元混合氣體的熵，kJ/(kmol·K)；pnev為環境壓力，MPa；psep-O為分離后混合氣體中氧分壓，MPa；psep-N為分離后混合氣體中氮分壓，MPa。

由此，將空氣分離成純N2和純O2時的理論最小分離功可由下式求得：

所以，將空氣分離成濃度為yA,N的氮氣和濃度為yA,O的氧氣時所需的Wmin可由下式得出：

式中：Wmin,A為將空氣分離成純氮和純氧時理論最小分離功，kJ/mol；Wmin,O為將空氣分離成純氧時的理論最小分離功，kJ/mol；Wmin,N為將空氣分離成純氮時的理論最小分離功，kJ/mol；VO為實際分離所得純度的氧的體積流量（標準狀態，下同），m3/h；VN為實際分離所得純度的氮的體積流量，m3/h；VA為參與分離的空氣體積流量，m3/h。

壓縮空氣的實際?eA可由下式得出：

式中：psep為實現氮氣、氧氣分離時空氣需要達到的壓力，MPa；ηcom為壓縮機?效率，%。

所以，psep可由下式求出：

由此，將空氣升壓至psep時消耗的實際壓縮功Wcomair可由下式得出：

式中：Rgas為氣體常數，kJ/(kg·K)；Tair-T為入口空氣溫度，K；pe1、pe0分別為出口、入口空氣壓力，MPa；ρair為空氣密度，kg/m3；Vair為空氣體積流量，m3/h；ηcom-M、ηcom-T為壓縮機機械效率和等溫效率，%。

空分裝置的運行能耗可以通過計算生產純度為2Oφ，流量為2OV的氧氣所需的電力來求出：

式中：φk,j為空氣中j氣體的體積分數，%；n為多級壓縮機的級數；為多級壓縮機第一級對空氣中j氣體進行絕熱壓縮所需的理論壓縮功，kJ/mol；Vk為進入多級壓縮機的空氣體積流量，m3/s；ηcom為多級壓縮機效率。

2.2 煙氣壓縮凈化裝置（CPU）能耗計算模型

煙氣壓縮凈化裝置的運行能耗可以通過計算壓縮鍋爐排煙中高純度CO2所需的電能獲得。根據實際氣體的理論壓縮功計算模型，可得出CO2壓縮凈化裝置運行能耗計算模型為：

式中：φy-j為鍋爐排煙中j氣體的體積分數，%；為多級壓縮機第n級對鍋爐排煙中j氣體絕熱壓縮所需的理論壓縮功，kJ/mol；Vcy為進入壓縮機中待處理煙氣流量，m3/s；為壓縮機第i級對鍋爐排煙中的CO2絕熱壓縮時所耗的理論壓縮功，kJ/mol；V2,COi為進入多級壓縮機第i級被壓縮的CO2體積流量，m3/s；ηcom為多級壓縮機效率，%；為由增壓泵對液體CO2進行絕熱壓縮所需理論壓縮功，kJ/mol；V2CO為進入增壓泵鍋爐排煙中CO2的體積流量，m3/s；ηbp為增壓泵效率，%。

2.3 機組總能耗計算模型

機組總運行能耗Epower是指電廠用電設備（如泵、風機、循環煙氣風機等）能耗、ASU能耗、CPU能耗累加起來消耗的能耗總量。

式中：Epower為機組運行總能耗，MW；EFEC為電廠用電設備能耗，MW。

2.4 單位發電標準煤耗及供電標準煤耗

機組單位發電標準煤耗指機組發電標準煤耗量與機組發電量比值；機組單位供電標準煤耗指機組發電標準煤耗量與機組供電量比值。

式中：Wf為機組發電功率，kW；Wps為機組供電功率，kW；Bs為發電耗標準煤量，t/h；Lfey為廠用電率，%；bf為單位發電標準煤耗，g/(kW·h)；bg為單位供電標準煤耗，g/(kW·h)。

2.5 機組凈電效率

機組凈電效率按下式計算：

式中：Bpg為發電煤耗量，t/h；Qnet,ar為燃煤的低位發熱量，kJ/kg。

2.6 凈電效率下降率

凈電效率下降率是指富氧燃燒機組由于進行碳捕集而多消耗的能量帶來的發電系統凈電效率下降值與原系統凈電效率之比。

式中：ηOC為富氧燃燒CFB發電機組凈電效率，%；ηOC-ref為參考CFB發電機組凈電效率，%。

3 運行因素對富氧燃燒CFB機組能耗影響分析

3.1 富氧燃燒CFB模型模擬結果驗證

由于目前尚未有330 MW等級富氧燃燒CFB機組投產運行，故將本文模擬結果與文獻[16]中的數據對比，以驗證富氧CFB模型中模擬數據的準確性。本文與文獻[16]供電標準煤耗隨氧氣純度和過量氧氣系數變化對比分別見圖2和圖3，主要數據對比見表4。

圖2 本文與文獻[16]供電標準煤耗隨氧氣純度變化對比 Fig.2 Changes of power supply standard coal consumption with oxygen purity in this article and in literature [16]

圖3 本文與文獻[16]供電標準煤耗隨過量氧氣系數變化對比 Fig.3 Changes of power supply standard coal consumption with excessive oxygen coefficient in this article and inliterature [16]

表4 本文與文獻[16]主要數據對比 Tab.4 Comparison of main data between this article and literature [16]

由圖2、圖3以及表4可以看出，雖然本研究與文獻[16]中對于同一等級機組的研究方法不同，本研究的供電標準煤耗的具體數值也由于原型爐自身差異導致與文獻[16]差異較大，但過量氧氣系數和氧氣純度對供電標準煤耗的影響趨勢與文 獻[16]相同。這個結果在一定程度上可以為本研究中富氧燃燒CFB發電機組模型提供驗證。

3.2 各運行因素對富氧CFB機組運行的影響

本研究采用單因素分析法定量分析了富氧CFB發電機組各運行參數，包括氧氣純度、氧氣濃度（體積分數）、過量氧氣系數以及鍋爐漏風系數等4個可控運行因素對富氧燃燒機組運行能耗的影響，從而尋求最大影響因素以及最優能耗。氧氣純度指由空分機組送入富氧燃燒CFB發電子系統中氧氣中純氧所占體積分數；氧氣濃度定義為進入富氧燃燒CFB鍋爐系統的助燃氣體中純氧所占的體積分數；過量氧氣系數定義為實際供給氧氣量與理論需氧量之比；漏風系數定義為漏入機組中（包括爐膛、對流煙道、空氣預熱器）全部空氣量與理論空氣量的比值。

3.2.1 氧氣純度影響

富氧燃燒技術要求氧氣純度為95%左右[21]。目前，國內已運行的大型工業化制氧純度已達到99.0%～99.6%，故氧氣純度變化范圍選為95%～99%。

圖4和圖5分別為機組煤耗量、空分能耗、煙氣壓縮純化能耗以及機組總能耗和供電標準煤耗、凈電效率、凈電效率下降率以及機組輸出功率隨氧氣純度變化。由圖4和圖5可以看出：隨著氧氣純度增大，機組標準煤耗量增大，CPU能耗減小，ASU能耗、總能耗、供電標準煤耗、凈電效率下降率先減少后增大，機組輸出功率、凈電效率先增大后減小；氧氣純度為96%時，ASU能耗為61.81 MW、總能耗為112 MW、供電標準煤耗為426.81 g/(kW·h)，凈電效率下降率為24.7%，均為最小值；機組輸出功率為218.01 MW、凈電效率為28.78%，均為最大值。

圖4 機組煤耗量、空分能耗、煙氣壓縮純化能耗以及機組總能耗隨氧氣純度變化 Fig.4 Changes of the unit coal consumption, air separation energy consumption, flue gas compression and purification energy consumption, and total energy consumption of the unit with oxygen purity

圖5 機組供電標準煤耗、凈電效率、凈電效率下降率以及機組輸出功率隨氧氣純度變化 Fig.5 Changes of the standard coal consumption, net power efficiency, net power efficiency reduction rate of unit power supply, and unit output power with oxygen purity

這是由于氧氣純度增大時，爐內助燃氧氣流量減小，在其他運行參數均不變時，為了維持正常燃燒溫度，故循環煙氣量增大，使得循環風機電耗隨之增大；循環煙氣量的增大，導致總煙氣量增大；當爐膛出口煙氣溫度不變時，排煙溫度上升，從而使得排煙熱損失增大，機組煤耗量增大。另外，氧氣純度越高時，其單位制氧功耗越高，但系統需氧量減少，兩者效應疊加使得氧氣純度為96%時ASU能耗為最小值。同時，隨著氧氣純度的增加，CPU系統能耗減小，這是因為氧純度高，循環煙氣量增大，進入CPU系統的煙氣量減少。當供氧純度增大時，ASU功耗增加，CPU能耗減少，廠用電耗增大，三者效應疊加使得在氧氣純度為96%時系統的總能耗出現最小值。

3.2.2 氧氣濃度影響

圖6和圖7分別為機組煤耗量、空分能耗、煙 氣壓縮純化能耗以及機組總能耗和機組供電標準煤耗、凈電效率、凈電效率下降率以及機組輸出功率隨氧氣濃度變化。由圖6和圖7可以看出：當氧氣濃度增大時，空分系統能耗、機組標準煤耗量、CPU能耗均單調增大，其中CPU能耗增大的幅度較小；隨著氧氣濃度增大，機組總能耗、供電標準煤耗、凈電效率下降率先減少后增大，在氧氣濃度為30%時出現最小值（機組總能耗113.75 MW、供電標準煤耗430.15 g/(kW·h)、凈電效率下降率25.28%）；機組凈電效率、輸出功率先增大再減小，并在氧氣濃度為30%時，出現最大值（機組凈電效率28.9%、輸出功率218.83 MW）。

圖6 機組煤耗量、空分能耗、煙氣壓縮純化能耗以及機組總能耗隨氧氣濃度變化 Fig.6 Changes of the unit coal consumption, air separation energy consumption, flue gas compression and purification energy consumption, and total energy consumption of the unit with oxygen concentration

圖7 機組供電標準煤耗、凈電效率、凈電效率下降率以及機組輸出功率隨氧氣濃度變化 Fig.7 Changes of the standard coal consumption, net power efficiency, net power efficiency reduction rate of unit power supply, and unit output power with oxygen concentration

本研究中，采用減少輸入爐膛循環煙氣量的方式，達到增大煙氣中氧氣濃度的效果。但是，循環煙氣量的減少使再循環風機用電量減小，同時也降低了循環風機用電量；同時，在機組其他運行參數保持不變的情況下，隨再循環煙氣進入爐膛的純氧量也略有減小，減少的部分通過ASU提供的氧氣進行補充，從而使得ASU能耗略有上升。另外，由于進入CPU的煙氣量上升，及排煙中CO2濃度的降低，導致了CPU能耗略有增加。根據公式(11)可知，由于隨著氧氣濃度增大，ASU能耗與CPU能耗均略有上升，廠用電量降低，三者效應疊加導致氧氣濃度為30%時總能耗出現最小值。

3.2.3 過量氧氣系數影響

圖8和圖9分別為機組煤耗量、空分能耗、煙氣壓縮純化能耗以及機組總能耗和機組供電標準煤耗、凈電效率、凈電效率下降率以及機組輸出功率隨過量氧氣系數變化。由圖8和圖9可以看出：隨著過量氧氣系數的增大，CPU能耗增大；標準煤耗量、ASU能耗、總能耗、供電標準煤耗、凈電效率下降率隨著過量氧氣系數增大先減小后增大，在系數為1.05時達最小值（ASU能耗為60.47 MW、總能耗108.07 MW、供電標準煤耗為419.54 g/(kW·h)、凈電效率下降率23.39%）；機組輸出功率、凈電效率先增大后減小，在過量氧氣系數為1.05時達最大值（機組輸出功率221.94 MW、凈電效率29.28%）。

圖8 機組煤耗量、空分能耗、煙氣壓縮純化能耗以及機組總能耗隨過量氧氣系數變化 Fig.8 Changes of the unit coal consumption, air separation energy consumption, flue gas compression and purification energy consumption, and total energy consumption of the unit with excessive oxygen coefficient

圖9 機組供電標準煤耗、凈電效率、凈電效率下降率以及機組輸出功率隨過量氧氣系數變化 Fig.9 Changes of the standard coal consumption, net power efficiency, net power efficiency reduction rate of unit power supply, and unit output power with excessive oxygen coefficient

這是因為提高機組運行過程中的過量氧氣系數，總煙氣量、循環煙氣量均會明顯增加，但是總煙氣量增大幅度大于循環煙氣量增大幅度，故而使得進入CPU系統煙氣量也有所增大。所以，過量氧氣系數增大時，風機及再循環風機運行電耗增加，同時，CPU能耗也隨之增加。

由于過量氧氣系數上升ASU供入氧量增大，導致ASU能耗增大。同時，過量氧氣系數增大，導致循環煙氣量也有所增大，而循環風機耗能量隨之增大。三者效應疊加，使得氧氣純度增大時，機組總能耗增大；過量氧氣系數為1.05時，系統總能耗最小，輸出功率最大，供電標準煤耗量最小，凈電效率最高。

3.2.4 漏風系數影響

圖10和圖11分別為機組煤耗量、空分能耗、煙氣壓縮純化能耗以及機組總能耗和機組供電標準煤耗、凈電效率、凈電效率下降率以及機組輸出功率隨漏風系數變化。由圖10和圖11可知：機組 標準煤耗量、總能耗、CPU能耗、凈電效率下降率以及供電標準煤耗隨著漏風系數的增大而增大；ASU能耗、機組輸出功率、凈電效率隨著漏風系數的增大而減小。這是因為隨著漏風系數增大，漏入機組中的大部分氣體為空氣，導致煙氣中N2、O2濃度升高，爐膛中心溫度升高，排煙溫度升高，排煙熱損失增大，煤耗量增大。由于雜質氣體中含有大量的N2，造成進入CPU系統的煙氣中CO2濃度下降，CPU能耗大幅增加。由于還會漏入小部分O2氣體，因此，ASU提供的助燃劑量相應減小，ASU能耗隨之減小。由圖10還可以看出，隨著漏風系數的增大，CPU能耗增加程度大于ASU能耗的降低程度，所以整個機組能耗增大，輸出功率減少，凈電效率下降。

圖10 機組煤耗量、空分能耗、煙氣壓縮純化能耗以及機組總能耗隨漏風變化 Fig.10 Changes of the unit coal consumption, air separation energy consumption, flue gas compression and purification energy consumption, and total energy consumption of the unit with air leakage

圖11 機組供電標準煤耗、凈電效率、凈電效率下降率以及機組輸出功率隨漏風系數變化 Fig.11 Changes of the the standard coal consumption, net power efficiency, net power efficiency reduction rate of the unit power supply, and unit output power with the air leakage coefficient

4 結 論

本文利用Ebsilon Professional與Aspen Plus模擬軟件建立了O2/CO2燃燒氣氛下330 MW循環流化機組與空氣分離系統、煙氣壓縮純化系統相結合的新型富氧燃煤CFB碳捕集發電機組集成模型，并在此基礎上對模型進行了驗證；隨后，基于單因素分析法對富氧CFB碳捕集燃煤發電機組的熱力特性和熱經濟性指標進行了分析，得出如下結論：

1）隨著氧氣純度增大，機組總能耗、供電標準煤耗、凈電效率下降率先減小后增大；機組標準煤耗量、輸出功率、凈電效率先增大后減小；隨著氧氣濃度的增大，機組耗標煤量單調增大，機組總能耗，供電標準煤耗、凈電效率下降率先減少后增大，機組輸出功率、凈電效率先增大后減小。

2）隨著過量氧氣系數增大，機組標準煤耗量、機組總能耗、凈電效率下降率、供電標準煤耗單調增大，機組凈電效率、輸出功率單調減小；隨著漏風系數的增大，機組標準煤耗量、總能耗、供電標準煤耗、凈電效率下降率單調增大，機組輸出功率，凈電效率單調減小。所以，在富氧CFB設計與運行中應保證爐膛、管道以及煙道管路的氣密性，減少漏風。

3）所有考察因素的組合中，氧氣純度為96%，氧氣濃度為30%，過量氧氣系數為1.05，漏風系數為0.01時，富氧CFB機組總能耗為107.18 MW，供電標準煤耗為417.60 g/(kW·h)，凈電效率為29.42%，凈電效率下降率為23.04%，輸出功率為222.82 MW，該組合方案各指標為采用單因素分析法考察的所有工況中最優組合。