燃煤鍋爐脫硝改造中的優(yōu)化設(shè)計(jì)*

王柏森

(北京巴布科克·威爾科克斯有限公司， 北京 100043)

隨著GB 13223—2011 《火電廠大氣污染物排放標(biāo)準(zhǔn)》和《全面實(shí)施燃煤電廠超低排放和節(jié)能改造工作方案(2015.12)》的正式頒布實(shí)施，我國現(xiàn)有火力發(fā)電機(jī)組的脫硝改造工作進(jìn)入爆發(fā)期。為適應(yīng)市場需求，筆者結(jié)合某脫硝改造項(xiàng)目中的部分設(shè)計(jì)問題進(jìn)行分析，為以后類似項(xiàng)目提供技術(shù)參考。

1 機(jī)組概況

某電廠2臺325 MW機(jī)組分別于2005年11月、2006年7月投運(yùn)。后期加裝的選擇性催化還原(SCR)法脫硝裝置分別于2013年9月、10月順利投運(yùn)，其脫硝裝置總體布置見圖1。

由于機(jī)組建設(shè)時環(huán)保法規(guī)對鍋爐煙氣氮氧化物排放要求較低，故未預(yù)留脫硝場地空間和載荷，導(dǎo)致后期加裝脫硝裝置時布置方案比較復(fù)雜。

圖1 脫硝裝置總體布置圖

受鍋爐尾部空間和載荷限制，脫硝反應(yīng)器只能布置在爐后送風(fēng)機(jī)房上方，造成反應(yīng)器進(jìn)出口煙道水平距離過長，可能會產(chǎn)生比較嚴(yán)重的積灰，增加了設(shè)置灰斗的必要性。

受原鍋爐鋼柱影響，若采用常規(guī)設(shè)計(jì)，反應(yīng)器出口煙道走向極其復(fù)雜，會造成空氣預(yù)熱器入口煙氣流場非常不均勻，嚴(yán)重影響空氣預(yù)熱器的換熱性能，同時增加投資和運(yùn)行成本。

2 積灰情況

根據(jù)以往的設(shè)計(jì)和工程經(jīng)驗(yàn)，脫硝裝置煙道積灰主要發(fā)生在水平煙道和上升彎頭處。鑒于相似性，筆者只對脫硝裝置入口煙道及彎頭處的積灰情況進(jìn)行分析。

2.1 設(shè)計(jì)條件

該項(xiàng)目在加裝脫硝裝置時進(jìn)行了鍋爐低氮燃燒改造，改造前脫硝裝置入口煙氣參數(shù)見表1(濕基，實(shí)際氧氣體積分?jǐn)?shù))，其中：BMCR為鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量；THA為鍋爐額定出力?；曳殖煞址治鲆姳?。

表1 脫硝裝置入口煙氣參數(shù)

表2 灰分成分分析 %

2.2 建立模型

為便于分析煙氣中塵粒的沉降，進(jìn)行如下假設(shè)：

(1) 塵粒粒徑分布見表3。

表3 煤粉爐塵粒分布

(2) 塵粒為微球體。

(3) 煙氣中d≥149 μm的塵粒全被省煤器灰斗收集。

(4) 塵粒在脫硝裝置入口煙道截面均勻分布。

2.3 定性分析

假設(shè)彎頭處的積灰堆積角為α，為便于描述流線及塵粒運(yùn)動的規(guī)律，煙道截面采用簡化處理，不考慮爐寬方向變化?；谏鲜黾僭O(shè)和分析，常規(guī)方案和優(yōu)化方案的流線分析見圖2和圖3，其中常規(guī)方案只有一個直角彎，優(yōu)化方案采用2個45°小彎頭加傾斜煙道。

圖2 常規(guī)方案流線分析

圖3 優(yōu)化方案流線分析

由于重力作用，塵粒在運(yùn)動過程中會發(fā)生沉降；水平距離越長，塵粒沉降越多；塵粒沉降率主要與煙速、塵粒沉降速度和沉降距離有關(guān)?？紤]到前段沉降的部分塵粒會被攜帶到后部，彎頭區(qū)域積灰將更嚴(yán)重。

在特定負(fù)荷下，彎頭處積灰量會隨時間的增加而增加；當(dāng)積灰增加到一定程度后，會使煙道通流截面變小，造成煙氣速度增加；由于擾動作用，煙氣攜帶積灰處上部飛灰的能力增強(qiáng)；最終，煙氣攜帶的飛灰量與積灰量達(dá)到一種平衡。

粒徑較小的塵粒沉降速度較低，運(yùn)動方向與煙氣流線方向基本一致；粒徑較大的塵粒沉降速度稍大，運(yùn)動方向與煙氣流線方向有一定的角度，故較大粒徑的塵粒會部分沉降在水平段及彎頭處。常規(guī)方案中水平段長度較優(yōu)化方案長約30%，故會有更多的塵粒沉降。由于常規(guī)方案中的積灰空間在優(yōu)化方案中被切角代替，故在同樣的積灰角下，優(yōu)化方案中的積灰遠(yuǎn)低于常規(guī)方案。結(jié)合煙氣流線和塵粒沉降分析，優(yōu)化方案中第一個45°彎頭可能發(fā)生較嚴(yán)重的積灰，第二個45°彎頭則不太可能積灰。

在實(shí)際項(xiàng)目中，脫硝裝置入口煙道采用了提高煙速和變截面煙道設(shè)計(jì)，在很大程度上增強(qiáng)了煙氣攜帶飛灰的能力。煙速的特殊設(shè)計(jì)，一方面降低了煙塵的沉降，另一方面減少了彎頭處動態(tài)平衡時的積灰量。

2.4 定量分析

目前，脫硝項(xiàng)目的飛灰沉降主要利用物理模擬試驗(yàn)研究，很少用計(jì)算機(jī)流場模擬研究，但物理模擬研究的時效性相對較差。鑒于積灰對脫硝裝置布置的巨大影響，筆者結(jié)合流體力學(xué)基本理論對優(yōu)化方案的飛灰沉積情況進(jìn)行初步定量分析。

2.4.1 沉降速度

塵粒受力分析見圖4。

圖4 塵粒受力分析

結(jié)合斯托克斯公式和受力平衡[1]，可得理想狀態(tài)下塵粒沉降速度us：

(1)

式中：d為塵粒直徑，m；ρp為塵粒密度，kg/m3；ρg為氣體密度，kg/m3；μ為氣體動力黏度，Pa·s；g為重力加速度，m/s2，取9.81 m/s2。

塵粒密度按2 200 kg/m3、粒徑按平均粒徑、煙氣動力黏度[2]按熱空氣考慮，則煙氣的動力黏度和密度見表4。

表4 煙氣的動力黏度和密度

根據(jù)式(1)和第2.2節(jié)的假設(shè)，可得塵粒沉降速度，見表5。

表5 塵粒沉降速度 m/s

煙氣自F點(diǎn)至C2點(diǎn)各段煙道的煙速和流經(jīng)時間見表6。

表6 煙氣自F點(diǎn)至C2點(diǎn)各段煙道的煙速和流經(jīng)時間

2.4.2 沉降分析

塵粒沉降高度與沉降速度和沉降時間有關(guān)。結(jié)合表5，在理想狀態(tài)下，F(xiàn)斷面處最大高度H的塵粒能在C2點(diǎn)前沉降(見表7)。

表7 F斷面處最大高度H m

從表7可以看出：粒徑為44 μm以下的塵粒基本上不會沉降在第一個45°彎頭處及其之前。粒徑為44～<74 μm的塵粒：75%THA及以上負(fù)荷時，沉降在第一個45°彎頭及其之前的量很少；35%BMCR負(fù)荷時，F(xiàn)斷面處塵粒在C2點(diǎn)前所能沉降的最大高度僅為0.101 m，假設(shè)該高度范圍內(nèi)塵粒能完全沉降，則在彎頭C2點(diǎn)前自然沉降的塵粒約占該粒徑范圍的4%，占總塵量的0.52%。同理可得粒徑在74～<149 μm的塵粒在彎頭C2點(diǎn)前自然沉降數(shù)據(jù)(見表8)。

表8 粒徑為74～<149 μm的塵粒自然沉降數(shù)據(jù)

考慮到內(nèi)撐結(jié)構(gòu)對氣流和塵粒的擾動作用，塵粒不能按理想狀態(tài)自然沉降；當(dāng)鍋爐負(fù)荷升高時，煙速增大，擾流作用也會加強(qiáng)，煙氣會把沉降的部分塵粒帶走，故彎頭C2點(diǎn)前的實(shí)際積灰量比上述分析低很多。

根據(jù)第2.3節(jié)定性分析，優(yōu)化方案C2B2長度遠(yuǎn)小于常規(guī)方案C1B1，F(xiàn)斷面高度H沉積在C2B2段的塵粒也比較少，故彎頭C2B2處積灰量也會遠(yuǎn)低于C1B1。結(jié)合積灰平衡結(jié)論和機(jī)組運(yùn)行情況，可知優(yōu)化方案中彎頭及其之前水平煙道的積灰量比較小。

2.5 方案分析

綜上分析，若采用常規(guī)方案，則需要加裝灰斗和輸灰系統(tǒng)。在采取提高水平段煙速、煙道多次變徑和傾斜煙道等優(yōu)化設(shè)計(jì)措施后，可使水平煙道及彎頭處的積灰量遠(yuǎn)低于常規(guī)方案，故不設(shè)置灰斗。

脫硝裝置投運(yùn)一年后，經(jīng)檢查發(fā)現(xiàn)彎頭區(qū)域和水平煙道上只有一層薄灰。筆者分析，其中有相當(dāng)一部分積灰是鍋爐停機(jī)降負(fù)荷時沉降下來的，機(jī)組運(yùn)行中煙道內(nèi)實(shí)際積灰量少，符合設(shè)計(jì)預(yù)期。

3 穿鋼柱方案分析

3.1 煙道穿鋼柱方案

由于單側(cè)脫硝反應(yīng)器出口與空氣預(yù)熱器之間恰好有2根原鍋爐鋼柱，導(dǎo)致反應(yīng)器出口煙道與鍋爐后部鋼架產(chǎn)生干涉。通過創(chuàng)新設(shè)計(jì)，反應(yīng)器出口采用煙道穿鋼柱方案(見圖5、圖6)。

圖5 煙道穿鋼柱方案1

圖6 煙道穿鋼柱方案2

考慮到煙氣流沖刷和積灰因素，在迎風(fēng)面設(shè)置了防磨引流板，內(nèi)外護(hù)板之間依次設(shè)置100 mm厚的硅酸鋁耐火纖維氈、2層50 mm厚的高溫玻璃棉氈，外護(hù)板與鋼柱的最小間隙為200 mm(見圖7)。

圖7 煙道穿鋼柱方案

3.2 傳熱分析

煙道內(nèi)高溫?zé)煔饬鲃邮浅掷m(xù)的，故高溫?zé)煔馀c內(nèi)護(hù)板、內(nèi)護(hù)板與外護(hù)板(包括保溫層)、外護(hù)板與鋼柱之間的傳熱過程是一個穩(wěn)態(tài)過程(見圖8)。

圖8 煙氣與鋼柱之間的傳熱過程

由于內(nèi)護(hù)板與高溫?zé)煔庵苯咏佑|，且鋼材是熱的良導(dǎo)體，故內(nèi)護(hù)板溫度可等效為煙氣溫度(380 ℃)。

3.2.1 內(nèi)外護(hù)板之間的傳熱分析

假設(shè)各層之間接觸良好，無須考慮接觸熱阻，內(nèi)護(hù)板、保溫層、外部板之間傳熱可按多層平壁建立導(dǎo)熱模型(見圖9)。

根據(jù)DL/T 5072—2007 《火力發(fā)電廠保溫油漆設(shè)計(jì)規(guī)程》，可分別計(jì)算出保溫分界面溫度(t2=267.2 ℃)、外護(hù)板溫度(t4=64.1 ℃)和外護(hù)板散熱的熱流密度(q=120.37 W/m2)。

圖9 多層平壁傳熱模型

3.2.2 外護(hù)板與鋼柱及鋼柱與環(huán)境之間的傳熱分析

建立熱量傳遞模型(見圖10)。

圖10 外護(hù)板、鋼柱、環(huán)境之間的傳熱模型

考慮到方案的直觀性，對模型做出如下簡化和假設(shè)：將鋼柱簡化為空心方鋼，假設(shè)方鋼截面處溫度均勻。方鋼邊長為200 mm(厚度為12.5 mm)，方鋼截面積等于鋼柱截面積(0.02 m2)。

夾層中鋼柱與外護(hù)板之間的傳熱包括：外護(hù)板與夾層的對流傳熱、外護(hù)板對鋼柱的熱輻射、鋼柱對夾層的對流傳熱、鋼柱沿高度方向的導(dǎo)熱。

鋼柱與環(huán)境間的傳熱包括：鋼柱與環(huán)境的對流傳熱、鋼柱對環(huán)境的熱輻射和鋼柱自身導(dǎo)熱。

因未設(shè)置泵、風(fēng)機(jī)等外部推動裝置，煙道穿鋼柱處的對流傳熱為自然對流傳熱。煙道穿鋼柱處上下均有開口，且開口寬度/高度為0.078>0.01，故此處對流傳熱可按大空間自然對流傳熱處理[3]，鋼柱和外護(hù)板的對流傳熱相互之間不干擾，各自獨(dú)立計(jì)算。

平板對流傳熱量為：

Φ1=Ah(tw-t∞)

(2)

式中：Φ1為對流傳熱量，W；A為對流傳熱面積，m2；h為表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)，W/(m2·K)；tw為壁面溫度，℃；t∞為大空間溫度，℃。

煙道穿鋼柱為平面結(jié)構(gòu)形式，其輻射傳熱量為：

(3)

式中：Φ1,2為外護(hù)板的輻射傳熱量，W；εs為系統(tǒng)黑度；A1為外護(hù)板面積，m2；T4為外護(hù)板熱力學(xué)溫度，K；T5為鋼柱熱力學(xué)溫度(按照平均溫度考慮)，K。

斷面B-B與C-C之間的鋼柱處于環(huán)境空氣中，其溫度相對變化幅度較大。鋼柱微元傳熱模型見圖11。

圖11 鋼柱微元傳熱模型

對溫度變化進(jìn)行微元分析，可得：

(4)

式中：Δt為鋼柱溫度變化，K；t為傳熱模型中的鋼柱溫度，℃；ΔΦ為截面熱流量變化，W；Φ為鋼柱截面熱流量，W；S為鋼柱截面積，m2；λ為鋼柱導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；C為鋼柱截面周長，m；ta為環(huán)境溫度，℃；ha為金屬結(jié)構(gòu)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)，W/(m2·K)。

當(dāng)Φ>0時，可得出通過鋼柱的截面熱流量：

Φ=(λShaC)0.5(t-ta)

(5)

根據(jù)上述傳熱的分析結(jié)果，可得出如下兩個傳熱平衡：

(1) 外護(hù)板散熱量等于外護(hù)板對夾層的對流傳熱與外護(hù)板對鋼柱的熱輻射量之和。

Φs=Φ1s+Φ1,2

(6)

式中：Φs為通過保溫計(jì)算的外護(hù)板散熱量，W；Φ1s為外護(hù)板對夾層對流傳熱量，W。

(2) 鋼柱截面B-B處熱流量等于外護(hù)板對鋼柱的輻射傳熱量減去鋼柱對空氣夾層的對流傳熱量。

Φb,B-B=Φ1,2-Φ1b

(7)

式中：Φb,B-B為鋼柱截面B-B處的熱流量，W；Φ1b為鋼柱對空氣夾層的對流傳熱量，W。

在鋼柱截面B-B(見圖10)，鋼柱吸收的輻射傳熱量大于其對夾層的對流傳熱量。由此往下，鋼柱溫度逐漸上升，鋼柱吸收的輻射傳熱量逐漸減少，對流傳熱量逐漸增加；當(dāng)對流傳熱量等于輻射傳熱量時，鋼柱的溫度到達(dá)最大；鋼柱將保持該溫度一段長度后再逐漸降低，直至穿過下端出口，和環(huán)境溫度達(dá)到平衡。

結(jié)合項(xiàng)目情況，按如下工況對鋼柱溫度進(jìn)行分析：

(1) 當(dāng)保溫結(jié)構(gòu)完全發(fā)揮作用時，外護(hù)板壁溫為64.1 ℃。

(2) 當(dāng)只有內(nèi)層保溫結(jié)構(gòu)發(fā)揮作用時，外護(hù)板壁溫為82.1 ℃。

(3) 當(dāng)煙道內(nèi)外護(hù)板密封完好，外護(hù)板和內(nèi)護(hù)板之間無保溫材料，即保溫處于完全留置狀態(tài)；通過傳熱計(jì)算，外護(hù)板壁溫為128 ℃。

(4) 當(dāng)煙道內(nèi)護(hù)板密封完好，且不設(shè)置保溫結(jié)構(gòu)和外護(hù)板時，按內(nèi)護(hù)板與鋼柱距離和內(nèi)護(hù)板壁溫為380 ℃考慮。

根據(jù)上述分析進(jìn)行迭代計(jì)算，得到不同工況時的溫度(見表9)。

表9 不同工況時的溫度

3.3 鋼柱強(qiáng)度補(bǔ)強(qiáng)

該項(xiàng)目鋼柱補(bǔ)強(qiáng)設(shè)計(jì)方案按照因溫度升高引起的原鋼柱設(shè)計(jì)強(qiáng)度衰減進(jìn)行加固，補(bǔ)強(qiáng)方案按鋼柱溫度升高至130 ℃進(jìn)行。

3.4 結(jié)果分析

根據(jù)上述分析，煙道穿鋼柱處必須按照設(shè)計(jì)保溫，并按照規(guī)范要求施工。當(dāng)鋼柱溫升明顯時，需特別關(guān)注鋼柱溫升情況，及時發(fā)現(xiàn)問題，采取強(qiáng)制通風(fēng)等適當(dāng)措施。

筆者得到3組溫度數(shù)據(jù)見表10。2013年10月，緊身封閉未完成，環(huán)境溫度較低，鋼柱溫升相對較低；2014年11月和2016年1月，環(huán)境溫度分別較設(shè)計(jì)溫度(40 ℃)高14 K和12 K，鋼柱溫升明顯，且鋼柱溫度范圍比較穩(wěn)定。

表10 溫度數(shù)據(jù) ℃

從表10可以看出：2014年11月、2016年1月環(huán)境溫度分別比2013年10月高出23 K、21 K，鋼柱B-B截面溫度和鋼柱最高溫度也比2013年10月高出20～30 K，直接說明了自生通風(fēng)的作用；雖然表10中的溫度與表9中的工況3比較接近，但現(xiàn)場保溫結(jié)構(gòu)和外護(hù)板的安裝情況與其有本質(zhì)區(qū)別。盡管技術(shù)人員特別考慮了煙道穿鋼柱處保溫結(jié)構(gòu)及護(hù)板的安裝順序，并在施工前向相關(guān)單位進(jìn)行了重點(diǎn)強(qiáng)調(diào)，但實(shí)際安裝時不同耐受溫度的保溫材料隨意塞裝造成保溫性能嚴(yán)重減弱，且外護(hù)板與鋼柱的安裝距離較設(shè)計(jì)值近很多。最終，造成了鋼柱溫升超過理想設(shè)計(jì)值，但這也從側(cè)面印證了理論計(jì)算的正確。

鑒于鋼柱升溫超過理想設(shè)計(jì)值，電廠運(yùn)行人員需經(jīng)常監(jiān)測鋼柱溫度，當(dāng)溫度過高時需采取強(qiáng)制通風(fēng)措施，并盡快整改此處的煙道保溫結(jié)構(gòu)和護(hù)板，同時采取措施降低緊身封閉內(nèi)的環(huán)境溫度。

最后需要強(qiáng)調(diào)的是類似項(xiàng)目施工時必須采取加強(qiáng)施工監(jiān)理和停工待檢等措施，確保施工措施符合設(shè)計(jì)要求，遇到問題及時與設(shè)計(jì)單位溝通。同時，盡可能減少此處鋼柱的表面粗糙度和降低緊身封閉內(nèi)環(huán)境溫度，增強(qiáng)自生通風(fēng)能力；亦可在此處采取強(qiáng)制通風(fēng)措施。

4 結(jié)語

該脫硝項(xiàng)目采取提高水平段煙速、多次變徑和傾斜煙道等優(yōu)化設(shè)計(jì)措施，不設(shè)灰斗及輸灰系統(tǒng)。通過實(shí)際觀察，水平煙道和彎頭處輕微積灰，符合設(shè)計(jì)預(yù)期。

經(jīng)傳熱計(jì)算分析，反應(yīng)器出口煙道采用穿鋼柱方案。通過優(yōu)化設(shè)計(jì)，保證了空氣預(yù)熱器入口的煙氣流場，降低了系統(tǒng)壓損；雖然鋼柱溫度超出理想設(shè)計(jì)值，但鋼柱溫升仍在許可范圍內(nèi)，并結(jié)合現(xiàn)狀提出了更深入的對策。

通過設(shè)計(jì)創(chuàng)新，保證了該脫硝裝置的良好運(yùn)行，達(dá)到了預(yù)期目的，節(jié)約了投資和運(yùn)行成本。