典型富氧燃燒鍋爐風煙系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)過程分析

黃勇理，劉 杰，任 健，柳朝暉，鄭楚光

(華中科技大學 能源與動力工程學院， 煤燃燒國家重點實驗室， 武漢 430074)

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典型富氧燃燒鍋爐風煙系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)過程分析

黃勇理，劉 杰，任 健，柳朝暉，鄭楚光

(華中科技大學 能源與動力工程學院， 煤燃燒國家重點實驗室， 武漢 430074)

以典型富氧燃燒鍋爐風煙燃燒穩(wěn)態(tài)模型為基礎，對35 MW富氧燃燒系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)運行工況下的風煙燃燒過程數(shù)據(jù)進行仿真，并對系統(tǒng)運行中涉及的配風、注氧、漏風控制和CO2捕集工藝優(yōu)化等主要問題進行詳細分析，提出了改進運行特性和工藝參數(shù)的調(diào)節(jié)手段.結(jié)果表明：系統(tǒng)漏風率限制在3.6%以下時，干循環(huán)煙氣理論上可獲得80%以上的CO2體積分數(shù)；高效的煙氣水分脫除有利于系統(tǒng)運行和循環(huán)煙氣中CO2的捕集；不同的供氧配風方式將會造成燃燒優(yōu)化、系統(tǒng)安全和控制調(diào)節(jié)的性能差異.

富氧燃燒鍋爐； CO2富集； 運行優(yōu)化； 煙氣組分； 漏風

作為大氣環(huán)境二氧化碳主要來源之一的燃煤電廠，要實現(xiàn)CO2的捕集和封存，富氧燃燒技術是一條可大規(guī)模推廣和商業(yè)化運營的技術途徑[1].35 MW富氧燃燒系統(tǒng)是我國首套富氧燃燒技術驗證和工程示范的電站鍋爐試驗系統(tǒng)，其試驗運行的成功標志著我國碳減排領域又一新的突破，同時也解決了富氧燃燒運行模式下不同于空氣燃燒鍋爐的諸多問題.

在滿足能量轉(zhuǎn)換基本功能的前提下，富氧燃燒鍋爐不僅需從設計制造方面進行適當調(diào)整，還需要妥善解決如CO2富集、循環(huán)煙氣配風、注氧方式以及煙氣組分或濃度調(diào)節(jié)等諸多系統(tǒng)運行中控制調(diào)節(jié)方面的技術難題[2].然而，根據(jù)富氧燃燒系統(tǒng)結(jié)構(gòu)特點，煙氣的閉式或半閉式循環(huán)必將帶來與空氣燃燒不同的運行操作方法和工藝調(diào)節(jié)過程.因此，筆者借助富氧燃燒系統(tǒng)風煙燃燒穩(wěn)態(tài)模型[3]，對35 MW富氧燃燒系統(tǒng)的穩(wěn)態(tài)風煙燃燒過程中循環(huán)風量和風煙組分的調(diào)節(jié)控制規(guī)律進行仿真和分析，得出了與實際運行經(jīng)驗一致的富氧燃燒優(yōu)化和運行操控的方法，在理論研究、系統(tǒng)設計和實際運行等方面具有良好的指導意義.

1 35MW富氧燃燒系統(tǒng)

35MW富氧燃燒系統(tǒng)采用空氣與富氧兼容結(jié)構(gòu)設計，既可運行于空氣燃燒模式，也可運行于富氧燃燒干循環(huán)模式或濕循環(huán)模式[4]，是一類典型的系統(tǒng)結(jié)構(gòu).該系統(tǒng)主要由鍋爐本體、制粉系統(tǒng)(CPS)、電除塵器(ESP)、煙氣換熱器(GGH)、煙氣脫硫(FGD)、煙氣冷凝器(FGC)、送風機、引風機、增壓風機、一次風機，以及富氧燃燒特有的煙氣循環(huán)管路、注氧混氧器、模式切換與流量調(diào)節(jié)風門組、空分制氧(ASU)和壓縮純化(CPU)等裝置或設備組成，工藝流程見圖1.鍋爐主要設計參數(shù)見表1.

圖1 典型富氧燃燒系統(tǒng)工藝流程示意圖Fig.1 Flow chart of a typical oxy-fuel combustion system

表1 鍋爐主要額定參數(shù)Tab.1 Main rated parameters of the boiler

2 模型及其應用

采用機理建模，依據(jù)風煙燃燒過程傳熱傳質(zhì)平衡條件、物質(zhì)能量守恒原理以及煤粉爐燃燒特性，在合理簡化和假設的基礎上，形成包含系統(tǒng)配風、煙氣O2體積分數(shù)、CO2體積分數(shù)、H2O體積分數(shù)、N2體積分數(shù)以及相關約束條件在內(nèi)的完整穩(wěn)態(tài)過程數(shù)學描述，建立并形成了系統(tǒng)主要變量或參數(shù)之間的相互作用關系.

將35 MW富氧燃燒系統(tǒng)設計參數(shù)代入模型，并將試驗運行時典型工況下集散控制系統(tǒng)(DCS)記錄的操作變量數(shù)據(jù)作為模型輸入激勵，可得到與實際運行基本一致的模型仿真響應，借此亦可驗證模型精度和置信度.具體建模及其驗證過程在文獻[3]中已有詳細介紹，在此不再闡述.

為了在現(xiàn)有技術條件下用盡可能低的能耗取得較好的CO2捕集與封存收益，富氧燃燒系統(tǒng)追求一個十分重要的工藝指標，即反映CO2富集水平的循環(huán)煙氣CO2體積分數(shù)值.圍繞如何安全、平穩(wěn)、合理地獲得高體積分數(shù)CO2的煙氣，利用模型通過幾個倍受關注的富氧燃燒系統(tǒng)運行調(diào)控和工藝優(yōu)化狀態(tài)參數(shù)演變過程，分析了兼顧富氧燃燒系統(tǒng)運行過程參數(shù)和安全性能情況下的系統(tǒng)調(diào)控目標和操作方向.

3 系統(tǒng)漏風對CO2富集的影響

3.1 漏風問題

富氧燃燒系統(tǒng)的漏風問題涉及到工藝設備的設計制造、工程建設的安裝調(diào)試、運行階段的設備管理以及系統(tǒng)運行的參數(shù)調(diào)整等所有階段的相關環(huán)節(jié).系統(tǒng)設備的固有漏風通常是不可避免的，但運行過程中由于風煙參數(shù)改變帶來的漏風量的變化是可以通過狀態(tài)參數(shù)的優(yōu)化調(diào)整來控制的.

富氧燃燒系統(tǒng)的漏風主要指系統(tǒng)負壓區(qū)段影響CO2富集的內(nèi)漏，正壓區(qū)段的外漏在實際運行中容易發(fā)現(xiàn)和控制.除了爐膛微正壓運行之外，可以通過合理調(diào)配風煙沿程的壓力分布和均衡風機動力源出力來有效減少系統(tǒng)漏風，尤其是內(nèi)漏.負壓區(qū)段的內(nèi)漏對鍋爐其他運行特性的影響也較大，如造成煙氣量增加、爐膛均溫下降、排煙損失加大以及動力設備電耗增加等.由于漏風，煙氣CO2體積分數(shù)下降，爐膛輻射換熱量下降；N2等難凝結(jié)性氣體也會影響CO2壓縮純化系統(tǒng)的效率，增加能耗，提升CO2回收率及成本[5-8].

3.2 理想無漏風情況下的煙氣組分

假設系統(tǒng)無漏風，燃燒充分，當模型取富氧燃燒干循環(huán)100%負荷，過氧系數(shù)為1.113，系統(tǒng)循環(huán)倍率為76.0%時，煙氣組分如表2所示.

由于模型假設煙氣處理系統(tǒng)能夠脫除全部SO2和NOx以及部分水分，脫除量比系統(tǒng)漏風量大，故此處煙氣總量相比于鍋爐尾部煙道有所下降，煙氣處理系統(tǒng)出口CO2體積分數(shù)得以明顯提升.考慮到煙氣處理系統(tǒng)出口即為CO2壓縮純化系統(tǒng)的入口，將此處作為考察點，如圖1所示的匯流點T.由表2可知，系統(tǒng)無漏風時，煙氣處理系統(tǒng)出口CO2體積分數(shù)可達92.03%，H2O體積分數(shù)為4.68%，有利于CO2的捕集、壓縮和提純.鍋爐尾部煙道出口SO2與NOx的體積分數(shù)和僅為0.8%，二者含量較少，有利于污染物排放的控制.

表2 系統(tǒng)無漏風時的煙氣組分Tab.2 Flue gas composition in the case without air leakage

3.3 漏風量增加時煙氣組分的變化

模型將系統(tǒng)各區(qū)段的漏風合理簡化為鍋爐本體和煙氣處理系統(tǒng)2個區(qū)段集中漏風,定義系統(tǒng)漏風率為系統(tǒng)總漏風量(2個區(qū)段漏風量之和)與入爐混合風量的比值.系統(tǒng)漏風量逐漸增加時煙氣各組分體積分數(shù)的變化如圖2所示.

圖2 系統(tǒng)漏風率對煙氣各組分體積分數(shù)的影響Fig.2 Influence of air leakage coefficient on flue gas composition

由圖2(a)可知，無漏風時，風煙系統(tǒng)中CO2體積分數(shù)達到峰值，鍋爐尾部煙道出口濕煙氣CO2體積分數(shù)可達84.00%，而煙氣處理系統(tǒng)出口CO2體積分數(shù)可達92.03%；實際系統(tǒng)的漏風成因復雜且不可避免，若通過技術手段控制漏風率低至1.5%，鍋爐尾部煙道出口CO2體積分數(shù)降至80.03%，煙氣處理系統(tǒng)出口CO2體積分數(shù)降至86.65%，此時工藝參數(shù)較為理想.若漏風率繼續(xù)增加，鍋爐尾部煙道出口和煙氣處理系統(tǒng)出口2處的CO2體積分數(shù)將進一步下降.當漏風率增至3.6%時，2處的CO2體積分數(shù)下降幅度分別為4.94%和6.67%，下降幅度明顯.若要保證煙氣處理系統(tǒng)出口CO2體積分數(shù)高于80%，35 MW富氧燃燒系統(tǒng)實際漏風率不得高于3.6%.由此可見，系統(tǒng)漏風對于煙氣CO2富集有較強的抑制作用，漏風量少許增加會帶來CO2體積分數(shù)較大幅度的下降.盡量減小系統(tǒng)漏風量(主要是內(nèi)漏)是碳捕集工藝的技術要點.

由圖2(b)可知，煙氣N2體積分數(shù)對系統(tǒng)漏風量較為敏感，1.5%理想漏風率下，煙氣處理系統(tǒng)出口N2體積分數(shù)為5.28%；當漏風率增至3.6%時，相應N2體積分數(shù)升至11.81%，升高幅度可達6.53%.煙氣中N2源于系統(tǒng)內(nèi)漏，而漏風中N2所占比例較大，故區(qū)段N2體積分數(shù)可作為漏風偵測的技術手段.N2屬于難凝結(jié)性氣體，煙氣CO2壓縮純化時N2含量越多，能耗越大.同理，內(nèi)漏的增加也會使煙氣處理系統(tǒng)出口O2體積分數(shù)小幅升高.煙氣經(jīng)冷凝脫水后H2O體積分數(shù)略有下降，這是因為假設脫水率一定時，漏風引入會造成煙氣量升高，但燃料燃燒和煙氣循環(huán)聚集的H2O增加量不及脫除量，故而煙氣水分含量呈下降趨勢.

4 煙氣脫水性能對CO2富集的影響

4.1 鍋爐運行與煙氣水分含量

鍋爐排煙水分含量是電站鍋爐重要技術指標之一.同樣，富氧燃燒系統(tǒng)循環(huán)煙氣水分含量偏高，會造成金屬酸蝕加劇，排煙損失增加，磨煤效率降低，CO2捕集功耗增加；反之，煙氣水分含量偏低，意味著煙氣脫水率高，冷凝設備功耗提升，脫水過程熱損失增加[9-10]，因而鍋爐排煙水分含量需控制在合理范圍內(nèi).

富氧燃燒鍋爐運行時，循環(huán)煙氣在進入爐膛之前應脫除部分水分，尤其是承擔攜粉入爐功能的一次風和制粉系統(tǒng)的干燥風.但受到技術和成本的限制，循環(huán)煙氣中的水分難以完全脫除，其中水分含量依然高于環(huán)境空氣中的水分含量.富氧燃燒干循環(huán)運行模式下，一、二次循環(huán)煙氣均經(jīng)過冷凝除濕.用煙氣脫水率來表征除濕前后煙氣H2O體積分數(shù)的相對變化，煙氣脫水率的變化對系統(tǒng)配風和煙氣組分均有明顯的影響.

4.2 煙氣脫水率與循環(huán)倍率的關系

圖3給出了煙氣脫水率變化時，循環(huán)倍率及煙氣處理系統(tǒng)出口煙氣總量的變化.由圖3可知，當入爐一、二次循環(huán)煙氣量基本維持不變時，增加煙氣脫水率，煙氣處理系統(tǒng)出口煙氣總量略有下降，循環(huán)倍率提升.因此，在運行過程中若能增加煙氣脫水率，可減小煙氣體積，提高鍋爐效率，但卻受限于煙氣冷凝除濕設備的性能和運行成本.

當煙氣脫水率為65%時，煙氣處理系統(tǒng)出口煙氣總量為24 340 m3/h，循環(huán)煙氣總量為18 150 m3/h，兩者的差值即為煙囪排煙量或CO2最大捕集量，此時循環(huán)倍率為74.6%.

圖3 煙氣脫水率對循環(huán)倍率和煙氣總量的影響Fig.3 Influence of flue gas dehydration rate on circulating ratio and flue gas amount

4.3 煙氣脫水率對煙氣組分的影響

圖4給出了典型干循環(huán)工況下煙氣脫水率增加時煙氣各組分體積分數(shù)的變化.由圖4(a)可知，煙氣CO2、O2體積分數(shù)均隨煙氣脫水率的增加而升高，其中CO2體積分數(shù)上升趨勢更明顯.若使煙氣脫水率達到90%時，煙氣處理系統(tǒng)出口即CO2捕集系統(tǒng)入口的CO2體積分數(shù)可達89.94%.O2體積分數(shù)隨煙氣脫水率的增加呈小幅上升趨勢，O2體積分數(shù)的變化源于煙氣量的下降，且煙氣脫水率的變化對鍋爐燃燒影響不大.由于H2O體積分數(shù)越高,煙氣脫水率越高，理論上濕循環(huán)運行模式可獲得更高的煙氣脫水率.

由圖4(b)可知，增加煙氣脫水率，煙氣H2O體積分數(shù)的變化較為敏感.當煙氣脫水率為65%時，鍋爐尾部煙道出口煙氣H2O體積分數(shù)為12.17%，煙氣處理系統(tǒng)出口煙氣H2O體積分數(shù)為4.61%，處于仿真系統(tǒng)煤種燃燒的正常范圍，增加煙氣脫水率，二者皆逐漸下降.N2體積分數(shù)也因煙氣量略降而有所上升.

綜上，增加煙氣脫水率對系統(tǒng)燃燒的影響較小，而對煙氣中CO2富集有促進作用，O2、N2體積分數(shù)隨之略有上升.實際運行中，煙氣水分的有效脫除可在一定程度上提高排煙/捕集點的CO2體積分數(shù)，提高捕集效率、磨煤效率和鍋爐效率，與此同時需將排煙損失、CO2捕集純化的功耗和煙氣冷凝除濕的功耗盡量控制在較小范圍內(nèi).

圖4 煙氣脫水率對煙氣各組分體積分數(shù)的影響Fig.4 Influence of flue gas dehydration rate on flue gas composition

5 系統(tǒng)配風和注氧的操作特性

富氧燃燒系統(tǒng)入爐混合煙氣不再是空氣燃燒下的固定O2體積分數(shù).通過調(diào)控循環(huán)煙氣量或注氧體積流量，可使爐膛燃燒區(qū)內(nèi)平均O2分壓處于富氧燃燒條件.為了保障制粉(直吹式)、風粉混合和攜粉入爐過程的安全，一次風O2體積分數(shù)通常調(diào)節(jié)在與空氣燃燒下O2體積分數(shù)(20.7%左右)相近的范圍，通過調(diào)節(jié)二次注氧體積流量或二次循環(huán)煙氣量最終控制燃燒區(qū)平均O2分壓來滿足煤粉充分燃燒的要求.因此，富氧燃燒鍋爐具有以下幾個特點：(1) O2體積分數(shù)可變，能使燃料在最適合燃燒的O2體積分數(shù)氣氛下燃燒；(2) 過氧系數(shù)主要依靠二次風O2體積分數(shù)的調(diào)節(jié)來控制，一次風O2體積分數(shù)僅適用于微調(diào)；(3) 燃盡風在富氧燃燒時難以產(chǎn)生原有功用，可切出以簡化系統(tǒng)運行操作.

富氧燃燒系統(tǒng)在特定負荷穩(wěn)定運行的情況下，燃料量恒定，一次風量穩(wěn)定，一次風循環(huán)煙氣與氧氣混合后的O2體積分數(shù)也基本不變，故系統(tǒng)配風僅需討論二次注氧和配風的問題.

5.1 變O2體積分數(shù)的二次注氧與配風

模型簡化將爐膛出口O2體積分數(shù)與鍋爐尾部煙道出口O2體積分數(shù)等效.在特定負荷下，循環(huán)煙氣量與注氧體積流量相互約束，燃燒狀況的監(jiān)測(爐膛出口O2體積分數(shù))又是間接的，相關調(diào)控參數(shù)之間的耦合無可避免.若將一次循環(huán)煙氣量和O2體積分數(shù)穩(wěn)定控制在所需的工藝參數(shù)值，爐膛出口O2體積分數(shù)也穩(wěn)定控制在設定值，則二次循環(huán)煙氣量與二次注氧體積流量之間的穩(wěn)態(tài)關系就是運行操作過程中必須要注意和遵循的規(guī)律.

5.1.1 變O2體積分數(shù)二次混合煙氣調(diào)節(jié)的配風特性

富氧燃燒干循環(huán)模式下，設定模型負荷為100%，漏風率為3%，煙氣脫水率為65%；一次注氧體積流量自動跟蹤固定的一次混合煙氣O2體積分數(shù)(20%)，一次風循環(huán)煙氣量為6 318 m3/h(不含一次注氧體積流量)；保持鍋爐尾部煙道出口O2體積分數(shù)為定值(3%)；維持燃燒反應各比例系數(shù)恒定，滿足模型穩(wěn)態(tài)平衡約束條件.

調(diào)節(jié)二次循環(huán)煙氣量和二次注氧體積流量，使其滿足氧氣消耗模型計算量與燃料理論耗氧量相等，即確保燃料燃燒完全，此時可得到如圖5所示的燃料燃燒穩(wěn)定情況下，二次循環(huán)煙氣配風(煙氣循環(huán)及注氧)與系統(tǒng)O2體積分數(shù)的變化關系.圖5中A區(qū)為運行規(guī)程限定的安全注氧(高限)和穩(wěn)定燃燒(低限)時混合煙氣O2體積分數(shù)對應的二次循環(huán)煙氣量的調(diào)節(jié)范圍，A區(qū)之外則是二次循環(huán)煙氣量偏離幅度過大時的結(jié)果.

A區(qū)中二次循環(huán)煙氣量的調(diào)節(jié)范圍為9.89×103～13.09×103m3/h，二次注氧體積流量基本穩(wěn)定在5.444×103～5.466×103m3/h內(nèi)，調(diào)節(jié)幅度不超過0.5%，此時由于自動調(diào)節(jié)引起的一次注氧體積流量波動幅度也小于0.5%，二次混合煙氣O2體積分數(shù)的浮動范圍為32%～38%，入爐風煙平均總O2體積分數(shù)在25.4%～28.1%內(nèi)變化，過氧系數(shù)在1.110～1.124內(nèi)變化，循環(huán)倍率的波動范圍為71.2%～74.7%，均在模型穩(wěn)態(tài)平衡約束條件之內(nèi).

由圖5(a)可知，一次循環(huán)風穩(wěn)定且在安全注氧和穩(wěn)定燃燒的前提下，只要滿足鍋爐對流換熱條件，適當降低二次循環(huán)煙氣量，二次注氧體積流量將小幅上升，O2體積分數(shù)也隨之升高，有利于爐內(nèi)燃料燃燒.但是因運行維持爐膛出口(或鍋爐尾部)O2體積分數(shù)不變，循環(huán)煙氣量降低會使入爐總氧量相應減少，過氧系數(shù)隨循環(huán)煙氣量的降低呈逐漸減小趨勢，對實際運行不利，見圖5(b).這也是實際運行時過分降低循環(huán)煙氣量導致燃燒氛圍破壞，CO2體積分數(shù)反而下降的原因.

圖5 二次循環(huán)煙氣量對系統(tǒng)配風的影響Fig.5 Influence of secondary cyclic flue gas flow on air distribution of the system

5.1.2 二次循環(huán)煙氣量對煙氣組分的影響

圖6變O2體積分數(shù)時二次循環(huán)煙氣量對煙氣各組分體積分數(shù)的影響.由圖6(a)可知，在特定負荷和燃料燃燒完全條件下，隨著二次循環(huán)煙氣量升高，鍋爐尾部煙道出口CO2體積分數(shù)逐漸上升，煙氣處理系統(tǒng)出口CO2體積分數(shù)則呈下降趨勢.A區(qū)為從運行的角度限制入爐混合煙氣O2體積分數(shù)范圍而得到的二次循環(huán)煙氣量的合理調(diào)節(jié)范圍.根據(jù)

試驗數(shù)據(jù)，35 MW富氧燃燒系統(tǒng)仿真模型的二次循環(huán)煙氣量為9.89×103m3/h時，煙氣處理系統(tǒng)出口CO2體積分數(shù)為81.96%，此時鍋爐尾部煙道出口CO2體積分數(shù)為76.37%，二次混合煙氣O2體積分數(shù)為38%；二次循環(huán)煙氣量升至13.09×103m3/h時，鍋爐尾部煙道出口CO2體積分數(shù)升至76.72%，煙氣處理系統(tǒng)出口CO2體積分數(shù)降至81.45%，二次混合煙氣O2體積分數(shù)低至32%.

圖6 二次循環(huán)煙氣量對煙氣各組分體積分數(shù)的影響Fig.6 Influence of secondary cyclic flue gas flow on flue gas composition

由圖6(b)可知，二次循環(huán)煙氣量升高，漏風率一定時，含78%體積分數(shù)N2的空氣內(nèi)漏量增加，造成爐膛出口及煙氣處理系統(tǒng)出口N2體積分數(shù)明顯上升.煙氣O2和H2O的體積分數(shù)變化將隨著各自相對煙氣組分的變化而變化.

由運行經(jīng)驗可知，若二次循環(huán)煙氣量偏離A區(qū)繼續(xù)降低，煙氣處理系統(tǒng)出口CO2體積分數(shù)升高，但爐內(nèi)煙氣量及過氧系數(shù)隨之減小，實際運行時會帶來燃燒不充分和爐內(nèi)流場弱化等問題；若二次循環(huán)煙氣量偏離A區(qū)繼續(xù)升高，鍋爐尾部煙道出口CO2體積分數(shù)上升，但入爐風量也隨之升高，會造成爐膛溫度下降、火焰中心后移等諸多問題.

5.2 定O2體積分數(shù)的二次注氧與配風

5.2.1 定O2體積分數(shù)二次混合煙氣調(diào)節(jié)的配風特性

富氧燃燒干循環(huán)模式下，負荷、漏風率、煙氣脫水率、一次注氧體積流量調(diào)節(jié)模式、一次注氧體積分數(shù)、一次風循環(huán)煙氣量和模型穩(wěn)態(tài)平衡約束條件均與第5.1節(jié)相同，調(diào)節(jié)二次注氧體積流量以維持二次混合煙氣O2體積分數(shù)為定值(34%)，此時鍋爐尾部煙道出口O2體積分數(shù)可變.

調(diào)節(jié)二次循環(huán)煙氣量，可得到穩(wěn)定燃燒情況下，二次循環(huán)煙氣配風(煙氣循環(huán)及注氧)與系統(tǒng)O2體積分數(shù)的變化關系，如圖7所示.圖7中B區(qū)為運行規(guī)程限定的鍋爐尾部煙道出口O2體積分數(shù)范圍(1.5%～8%)對應的二次循環(huán)煙氣量的可調(diào)區(qū)域，B區(qū)之外則是偏離限定O2體積分數(shù)范圍的結(jié)果.

圖7 二次循環(huán)煙氣量對系統(tǒng)配風的影響Fig.7 Influence of secondary cyclic flue gas flow on air distribution of the system

由圖7可知，B區(qū)中二次循環(huán)煙氣量的調(diào)節(jié)范圍為10.83×103～16.40×103m3/h，由于設定一、二次風混合注氧體積分數(shù)為定值，可以根據(jù)O2體積分數(shù)的變化來調(diào)節(jié)一、二次注氧體積流量.隨著二次循環(huán)煙氣量的升高，二次注氧體積流量升高，爐膛出口O2體積分數(shù)上升，導致一次注氧體積流量下降.在此過程中，入爐風煙平均總O2體積分數(shù)在25.9%～27.6%內(nèi)變化，過氧系數(shù)在1.057～1.376內(nèi)變化，循環(huán)倍率的波動范圍為72.7%～76.3%，均位于模型穩(wěn)態(tài)平衡約束條件之內(nèi).

在二次混合煙氣O2體積分數(shù)固定的情況下，二次循環(huán)煙氣的配風量升高將引起循環(huán)煙氣量升

高，過氧系數(shù)增大，爐膛出口O2體積分數(shù)升高，勢必會導致CO2富集體積分數(shù)降低，故此種配風方式雖控制簡單，但弊大于利，不宜直接采用.系統(tǒng)正常運行時爐膛出口O2體積分數(shù)通?？刂圃?%～4%內(nèi).

5.2.2 二次循環(huán)煙氣量對煙氣組分的影響

圖8給出了定O2體積分數(shù)時二次循環(huán)煙氣量對煙氣各組分體積分數(shù)的影響.由圖8可知，隨著循環(huán)煙氣量的升高，鍋爐尾部煙道出口及煙氣處理系統(tǒng)出口的CO2體積分數(shù)均呈下降趨勢.從運行角度來看，鍋爐尾部煙道出口O2體積分數(shù)的下限值為1.5%時，模型所得二次循環(huán)煙氣量為10.83×103m3/h，煙氣處理系統(tǒng)出口CO2體積分數(shù)為83.27%，鍋爐尾部煙道出口CO2體積分數(shù)為77.81%；二次循環(huán)煙氣量升至16.40×103m3/h時，鍋爐尾部煙道出口O2體積分數(shù)升至8%，鍋爐尾部煙道出口CO2體積分數(shù)降至72.51%，煙道處理系統(tǒng)出口CO2體積分數(shù)降至76.20%.

圖8 二次循環(huán)煙氣量對煙氣各組分體積分數(shù)的影響Fig.8 Influence of secondary cyclic flue gas flow on flue gas composition

結(jié)合圖7和圖8可知，定O2體積分數(shù)注氧配風時，爐膛出口O2體積分數(shù)同樣是一個重要的控制調(diào)節(jié)參數(shù).二次循環(huán)煙氣量和注氧體積流量的控制過程同樣需合理調(diào)配二次循環(huán)煙氣量.綜合考慮燃料燃燒是否充分、爐內(nèi)流場能否建立、爐內(nèi)溫度分布、火焰中心位置以及送、引風的風機效率等諸多問題，應在滿足燃燒條件的風量及換熱量需求的前提下，實現(xiàn)系統(tǒng)煙氣量、風煙管路沿程設備功耗、熱損失和高體積分數(shù)CO2富集等多目標參數(shù)的合理優(yōu)化.

6 結(jié) 論

(1) 理想無漏風時，35 MW富氧燃燒系統(tǒng)CO2捕集點的體積分數(shù)可達92.03%.模型分析表明，如果將系統(tǒng)漏風率限制在3.6%以下，該系統(tǒng)在較優(yōu)工況時也能獲得80%的CO2富集體積分數(shù).

(2) 循環(huán)煙氣水分含量較高不利于高體積分數(shù)CO2捕集的工藝要求，在不大幅提升能耗的情況下可盡量提高煙氣處理系統(tǒng)中冷凝除濕裝置的煙氣脫水率.

(3) 富氧燃燒系統(tǒng)運行中燃料燃燒供氧配風過程不同于空氣燃燒固定O2分壓下的單獨配風，需從供氧注氧和循環(huán)風量2個方面進行操控，調(diào)節(jié)過程受到燃燒過程優(yōu)化和安全運行保障機制的制約，同時也要滿足CO2富集等工藝目標的要求，控制系統(tǒng)設計需從多目標調(diào)控的角度考慮.

(4) 所提出的變O2體積分數(shù)和定O2體積分數(shù)2種注氧配風操作方式，從不同的角度展示了系統(tǒng)配風注氧過程中循環(huán)煙氣量與注氧體積流量相互制約的操作特性及其對煙氣組分的影響，可為富氧燃燒系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)運行和工藝參數(shù)的優(yōu)化提供參考.

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Analysis on Steady-state Process of Air/Gas System for a Typical Oxy-fuel Combustion Boiler

HUANGYongli,LIUJie,RENJian,LIUZhaohui,ZHENGChuguang

(State Key Laboratory of Coal Combustion, School of Energy and Power Engineering,Huazhong University of Science and Technology, Wuhan 430074, China)

Based on the steady-state model for air/gas combustion system of typical oxy-fuel combustion boilers, running data of the system in a 35 MW oxy-fuel combustion boiler were numerically simulated, with following problems involved in the operation process analyzed in detail, such as the air/gas distribution, oxygen injection, air leakage control and the optimization of CO2capture and storage, etc., after which corresponding suggestions were proposed for improvement of relevant operation characteristics and process parameters. Results show that when the air leakage ratio is controlled below 3.6%, the CO2concentration can theoretically achieve 80% in dry flue gas recirculation mode. Efficient removal of flue gas moisture is beneficial to both the system operation and the CO2capture from the gas circulation. Different oxygen distribution modes will bring different results in combustion optimization, system safety and control adjustment.

oxy-fuel combustion boiler; CO2enrichment; operation optimization; flue gas composition; air leakage

2016-01-04

2016-02-29

國家重點基礎研究發(fā)展計劃(973計劃)資助項目(2011CB707300)；國家科技支撐計劃資助項目(2011BAC0500)；湖北省科技廳資助項目(2015ACA051)

黃勇理(1963-)，男，湖南長沙人，副教授，博士，主要從事控制理論、工業(yè)自動化和新能源技術等方面的研究. 電話(Tel.)：13697335500；E-mail：huangyl@mail.hust.edu.cn.

1674-7607(2016)11-0862-08

TK223

A 學科分類號：470.30