郭炯楠, 高明明, 呂俊復(fù), 岳光溪

(1.華北電力大學(xué) 新能源電力系統(tǒng)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,北京 102206;2.清華大學(xué) 能源與動(dòng)力工程系,北京 100084)

循環(huán)流化床(Circulating fluidized bed,CFB)燃燒技術(shù)因燃料適應(yīng)性廣的特性[1],無比契合我國生物質(zhì)資源種類繁多、品質(zhì)良莠不齊的國情,近年來在生物質(zhì)發(fā)電領(lǐng)域發(fā)展迅速[2]。為響應(yīng)國家綠色環(huán)保政策,我國多地鼓勵(lì)新建NOx排放質(zhì)量濃度不高于50 mg/m3的生物質(zhì)CFB機(jī)組[3]。生物質(zhì)燃料普遍氮含量低,爐外脫硝效率低[4],所以多數(shù)生物質(zhì)CFB鍋爐廠只通過爐內(nèi)反應(yīng)來控制NOx排放量,但生物質(zhì)CFB具有大遲延、大慣性、安全負(fù)荷運(yùn)行范圍狹窄、爐內(nèi)燃燒狀況復(fù)雜、流化不佳等特征,同時(shí)NOx排放系統(tǒng)耦合性強(qiáng),而我國對生物質(zhì)鍋爐NOx的控制尚處于試點(diǎn)和起步階段,控制技術(shù)目前還不完全成熟。因此,建立動(dòng)態(tài)運(yùn)行下的生物質(zhì)CFB NOx排放模型及降低NOx排放系統(tǒng)的耦合性,可以為NOx排放自動(dòng)控制提供指導(dǎo),并進(jìn)一步降低污染物控制成本。

目前,針對生物質(zhì)CFB大氣污染物排放模型,研究者大多采用數(shù)值分析方法,建立相應(yīng)的靜態(tài)數(shù)學(xué)模型,用于機(jī)組設(shè)計(jì)與改造。同時(shí),我國的生物質(zhì)資源以秸稈等農(nóng)業(yè)生產(chǎn)副產(chǎn)物為主,而國外長期以木質(zhì)生物質(zhì)及其成型燃料為主,因此國外的成熟經(jīng)驗(yàn)和技術(shù)在我國并不能完全套用,發(fā)展出適合我國國情的生物質(zhì)CFB NOx排放預(yù)測模型及控制技術(shù)尤為重要[5]。孫俊威等[6]研究了不同生物質(zhì)氣化氣對爐內(nèi)燃燒、煙溫及NO生成的影響。Miao等[7]研究發(fā)現(xiàn)NOx排放異相反應(yīng)集中在密相區(qū),而均相反應(yīng)集中在稀相區(qū)。李剛[8]建立了CFB生物質(zhì)氣化過程模型,用于預(yù)測燃料氮元素的遷移特性。張敏[9]在管式爐實(shí)驗(yàn)臺(tái)和固定床實(shí)驗(yàn)臺(tái)上,通過數(shù)值模擬建立了生物質(zhì)層燃及NOx模型。Trinh等[10]對生物質(zhì)鍋爐的NOx排放行為進(jìn)行了深入的三維數(shù)值模擬,發(fā)現(xiàn)實(shí)現(xiàn)NOx排放預(yù)測需要考慮碳氮比等因素。Ma等[11]提出了一個(gè)綜合計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(CFD)模型,該模型建模過程中綜合考慮了NOx化學(xué)反應(yīng)與流動(dòng)、燃燒模擬。Liu等[12]簡化了CFB生物質(zhì)立管流體動(dòng)力學(xué)模型,驗(yàn)證了揮發(fā)分氮由NH3和HCN組成的合理性。以上研究可以為機(jī)組動(dòng)態(tài)運(yùn)行污染物排放控制提供機(jī)理基礎(chǔ),但上述模型在成果驗(yàn)證部分均為實(shí)驗(yàn)室條件下的排放數(shù)據(jù),不適用于電廠實(shí)際控制策略設(shè)計(jì)。高昕玥等[13]分析了傳統(tǒng)脫硝技術(shù)以及新型脫硝技術(shù)的發(fā)展現(xiàn)狀和各自優(yōu)缺點(diǎn)。毛洪鈞等[5]總結(jié)了目前國內(nèi)外NOx燃燒控制技術(shù)的優(yōu)缺點(diǎn),以及我國目前在生物質(zhì)鍋爐NOx控制技術(shù)方面遇到的瓶頸。因此,根據(jù)現(xiàn)實(shí)條件設(shè)計(jì)NOx控制策略,提高NOx排放控制質(zhì)量具有重要意義。

筆者基于即燃碳模型及氧量模型,應(yīng)用某130 t/h生物質(zhì)CFB鍋爐的運(yùn)行數(shù)據(jù),經(jīng)過機(jī)理分析及模型簡化,搭建可適用于實(shí)際工程的生物質(zhì)CFB的 NOx排放模型,對NOx排放質(zhì)量濃度進(jìn)行精準(zhǔn)預(yù)測?；谠撃Ｐ瓦M(jìn)行開環(huán)階躍試驗(yàn),研究給料量和二次風(fēng)量對NOx排放及氧量動(dòng)態(tài)特性的影響。在此基礎(chǔ)上,針對NOx排放系統(tǒng)耦合強(qiáng)的特征進(jìn)行解耦設(shè)計(jì),提高NOx排放控制質(zhì)量,為機(jī)組實(shí)際運(yùn)行提供指導(dǎo)。

1 生物質(zhì)CFB NOx排放建模機(jī)理

燃料型NOx是生物質(zhì)燃料中含氮物質(zhì)在爐內(nèi)燃燒時(shí)經(jīng)歷一系列復(fù)雜反應(yīng)后生成的污染物,是生物質(zhì)CFB的主要生成類型,約占燃料燃燒產(chǎn)生NOx質(zhì)量分?jǐn)?shù)的80%～90%[14]。生物質(zhì)氮含量大致在1%,生物質(zhì)燃料NOx生成分為多個(gè)階段,第一階段是揮發(fā)分氮析出,主要含氮產(chǎn)物為NH3和HCN,NH3與HCN的質(zhì)量比由生物質(zhì)燃料種類決定;第二階段是焦油熱裂解和燃燒,產(chǎn)生HCN、NH3和HNCO,考慮到HNCO含量相對較少,且是通過生成HCN來對NOx排放產(chǎn)生影響,因此忽略HNCO的生成;第三階段是即燃碳氮被氧化轉(zhuǎn)化為NOx[15]。在生物質(zhì)CFB鍋爐燃燒過程中由于燃料顆粒較大,鍋爐爐膛燃燒的發(fā)熱量中,當(dāng)前時(shí)刻的給料量僅占其中的極少部分,而大量存儲(chǔ)在爐膛中燃料的燃燒發(fā)熱量為當(dāng)前鍋爐主導(dǎo)發(fā)熱量,將當(dāng)前大量存儲(chǔ)在爐膛中燃燒的物質(zhì)稱為即燃碳。燃料氮轉(zhuǎn)化途徑如圖1所示[16]。

圖1 燃料氮的轉(zhuǎn)化途徑Fig.1 Conversion pathway of fuel nitrogen

圖2 NOx排放模型邏輯圖Fig.2 Logic diagram of NOx emission model

燃料氮生成NOx后,NOx在爐內(nèi)發(fā)生自還原反應(yīng),建立CFB爐內(nèi)自還原模型,需同時(shí)考慮2種還原反應(yīng)。其一是NO均相還原,本文所用生物質(zhì)CFB爐膛溫度在1 000 K左右,在此溫度下,占據(jù)爐內(nèi)氣體份額最多的CO幾乎不還原NO,均相還原NO的主要成分為H2、烴類物質(zhì)以及NH3[17]。其二是即燃碳與NO之間的氣固異相反應(yīng),生物質(zhì)CFB是中低溫燃燒,燃燒反應(yīng)速率較低,因此爐內(nèi)存在的大量即燃碳不僅提供了自還原反應(yīng)吸附表面,還與NO發(fā)生了異相還原反應(yīng)[9]。

2 生物質(zhì)CFB NOx排放質(zhì)量濃度模型

筆者以即燃碳模型與氧量模型為基礎(chǔ),建立爐內(nèi)NOx自生成模型及自還原模型,自生成模型分為揮發(fā)分氮生成與即燃碳氮生成兩部分,自還原模型包括氣體均相還原和即燃碳還原兩部分,前者減后者即為NOx排放質(zhì)量濃度。揮發(fā)分氮析出模型涉及到密相區(qū)氧含量,氣體均相還原NOx模型涉及到稀相區(qū)氧含量,計(jì)算煙氣氧含量需要知道即燃碳的燃燒速率,各個(gè)模型互輔互承,共同構(gòu)成NOx排放質(zhì)量濃度預(yù)測模型。

2.1 氧量模型

從生物質(zhì)燃料燃燒過程中NOx的生成機(jī)理可知,無論是揮發(fā)分氮還是即燃碳氮,只有在氧存在的條件下才能被氧化,氧量變化對NOx排放量的影響較為顯著,較低的氧量變化即可有效控制NOx排放量,但氧量的高低同時(shí)還會(huì)影響鍋爐的燃燒效率和鍋爐排煙熱損失,所以建立準(zhǔn)確的氧量機(jī)理預(yù)測模型具有重要意義。

燃料在空氣中正常燃燒速率為B/tB(其中B為燃料剩余量,tB為固體燃料燃燒時(shí)間),但是燃燒劇烈程度與氧含量息息相關(guān),氧含量越高燃燒越劇烈,氧含量越低燃燒越平緩,用密相區(qū)氧含量與一次風(fēng)入爐時(shí)氧含量的比值來表示燃料燃燒的劇烈程度。給料遵循質(zhì)量守恒定律,燃料剩余量B[18]可表示為

(1)

式中:wh為揮發(fā)分質(zhì)量分?jǐn)?shù),%;qm,c為給料質(zhì)量流量,kg/s;φom為密相區(qū)氧體積分?jǐn)?shù),%;FO1為一次風(fēng)氧含量,%;t為時(shí)間,s。

密相區(qū)氧體積分?jǐn)?shù)考慮一次風(fēng)帶入帶出氧量以及床料消耗氧量,建立如下模型:

(2)

式中:Vm為密相區(qū)容積,m3;F1為一次風(fēng)風(fēng)速,m3/h;ηB為固體燃料耗氧系數(shù)。

稀相區(qū)氧體積分?jǐn)?shù)考慮一次風(fēng)帶入氧量、一二次風(fēng)帶出氧量以及燃料揮發(fā)分消耗氧量,建立如下模型:

(3)

式中:φox為稀相區(qū)氧體積分?jǐn)?shù),%;Vx為稀相區(qū)容積,m3;F2為二次風(fēng)風(fēng)速,m3/h;FO2為二次風(fēng)氧含量,%;ηh為揮發(fā)分耗氧系數(shù)。

本文所用氧量測點(diǎn)在過熱器下方,考慮一二次風(fēng)以及給料量等因素,煙氣氧體積分?jǐn)?shù)[19]可表示為

(4)

式中:Vc為爐膛出口到過熱器下方區(qū)域容積,m3;φo為煙氣氧體積分?jǐn)?shù),%;ηxf為旋風(fēng)分離器分離效率,%;ηhr為揮發(fā)分燃燒份額,%;φohin為揮發(fā)分帶入氧體積分?jǐn)?shù),%;φohr為揮發(fā)分燃燒消耗氧體積分?jǐn)?shù),%;T0為273.15 K;γm為氣體摩爾體積,L/mol;Ty為排煙溫度,K;rsc為即燃碳顆粒燃燒速率,kg/s;ηscr為即燃碳的燃燒份額,%。

一次風(fēng)吹入的燃料可分為4部分:首先是燃燒放熱,其次還有一部分積蓄到床料中,經(jīng)上面兩步還沒有燃盡的,當(dāng)作損失存在于飛灰和底渣中。對這四步建立如下模型[20]

(5)

式中:Bsc為即燃碳量,kg;wc為生物質(zhì)燃料收到基碳質(zhì)量分?jǐn)?shù),%;qm,ZF為排放灰渣飛灰質(zhì)量流量,kg/s;wcZF為排放灰渣飛灰含碳質(zhì)量分?jǐn)?shù),%。

即燃碳顆粒燃燒速率為

(6)

式中:M(C)為碳的摩爾質(zhì)量,g/mol;ksc為即燃碳顆粒燃燒速率常數(shù);cO2m為密相區(qū)氧氣濃度,kmol/m3;dc為即燃碳顆粒直徑,m;ρc為即燃碳顆粒密度,kg/m3。

在氧量數(shù)據(jù)處理過程中,考慮爐膛下部溫度,得到密相區(qū)氧氣摩爾濃度如下:

(7)

式中:Tm為密相區(qū)溫度。

2.2 NOx自生成模型

NOx的自生成過程復(fù)雜,本文做如下簡化:燃料氮分為揮發(fā)分氮和即燃碳氮,且兩者的轉(zhuǎn)化率相同;揮發(fā)分氮分為HCN和NH3兩部分;最終排放的NOx均為NO,且進(jìn)入爐膛立即被轉(zhuǎn)換;自生成過程全部在密相區(qū)進(jìn)行。

簡化后的模型包括NO、HCN、NH3、O2、H2和H2O 5種成分。假設(shè)HCN被氧化的反應(yīng)為一級(jí)反應(yīng),其生成NO的反應(yīng)速率[10]可表示為

(8)

式中:rHCN-NO為HCN氧化生成NO的反應(yīng)速率,kmol/(m3·s);kHCN-NO為HCN氧化生成NO的反應(yīng)動(dòng)力學(xué)參數(shù)常數(shù);EHCN-NO為HCN氧化生成NO的反應(yīng)活化能,kJ/kmol;R為氣體常數(shù),8.319 kJ/(mol·K);cHCN為HCN的濃度,kmol/m3。

考慮給料量、揮發(fā)分份額、床溫、一二次風(fēng)量、爐內(nèi)氧體積分?jǐn)?shù)、積蓄的即燃碳等因素,爐內(nèi)HCN的摩爾濃度可表示為

(9)

式中:V為爐膛容積,m3;wh_N為生物質(zhì)揮發(fā)分氮質(zhì)量分?jǐn)?shù),%;wh_N(HCN)為揮發(fā)分氮中HCN質(zhì)量分?jǐn)?shù),%;M(HCN)為HCN的摩爾質(zhì)量,g/mol;F為總風(fēng)速率,m3/h;M(N)為N的摩爾質(zhì)量,g/mol;M(NO)為NO的摩爾質(zhì)量,g/mol;rNO-CxHy為CxHy還原NO的反應(yīng)速率,kmol/(m3·s);RN為燃料氮轉(zhuǎn)化率,%。

RN與燃料揮發(fā)分相關(guān),其經(jīng)驗(yàn)式[21]為

(10)

即燃碳氮取決于燃料結(jié)構(gòu),據(jù)此引入1個(gè)參數(shù)μ(即燃碳氮與生物質(zhì)燃料收到基氮的關(guān)系系數(shù))。生物質(zhì)揮發(fā)分氮質(zhì)量分?jǐn)?shù)wh_N[10]可表示為

(11)

式中:wN為生物質(zhì)燃料收到基氮質(zhì)量分?jǐn)?shù),%。

假設(shè)NH3被氧化的反應(yīng)為一級(jí)反應(yīng),其生成NO的反應(yīng)速率可表示為

(12)

式中:rNH3-NO為NH3氧化生成NO的反應(yīng)速率,kmol/(m3·s);kNH3-NO為NH3氧化生成NO的反應(yīng)動(dòng)力學(xué)參數(shù)常數(shù);αT0為密相區(qū)溫度指數(shù)常數(shù);ENH3-NO為NH3氧化生成NO的反應(yīng)活化能,kJ/kmol;cNH3為NH3的濃度,kmol/m3;cH2為氫氣的濃度,kmol/m3。

同樣考慮給料量、一二次風(fēng)量等因素,建立爐內(nèi)NH3摩爾濃度模型,可表示為

(13)

式中:wh_N(NH3)為揮發(fā)分氮中NH3質(zhì)量分?jǐn)?shù),%;M(NH3)為NH3的摩爾質(zhì)量,g/mol;rNO-NH3為NH3還原NO的反應(yīng)速率,kmol/(m3·s)。

生物質(zhì)燃料在揮發(fā)分析出后,剩余在即燃碳中的即燃碳氮會(huì)隨著燃燒氧化為NO,其反應(yīng)速率[9]可表示為

(14)

式中:rsc_N為即燃碳氮氧化生成NO的反應(yīng)速率,kg/s;ksc_N為即燃碳氮氧化生成NO的反應(yīng)動(dòng)力學(xué)常數(shù),與密相區(qū)溫度有關(guān),%;wsc_N為即燃碳氮質(zhì)量分?jǐn)?shù),%;wsc_C為燃料剩余碳質(zhì)量分?jǐn)?shù),%。

即燃碳氮質(zhì)量分?jǐn)?shù)表達(dá)式為

(15)

爐膛內(nèi)NO自生成速率表達(dá)式為

rNOs=M(NO)Vm(rHCN-NO+rNH3-NO)+rsc_N

(16)

式中:rNOs為NO自生成速率,kg/s。

2.3 NOx自還原模型

NOx的自還原過程復(fù)雜,本文做如下簡化:自還原分為均相還原與異相還原,均相還原只考慮還原氣體的主要成分H2、烴類物質(zhì)以及NH3;均相還原在稀相區(qū)進(jìn)行,異相還原在密相區(qū)進(jìn)行。

生物質(zhì)CFB爐內(nèi)復(fù)雜反應(yīng)過程中,假定同時(shí)產(chǎn)生CO和CO2,二者關(guān)系平衡式為

(17)

考慮床溫、粒徑、風(fēng)量、爐內(nèi)氧體積分?jǐn)?shù)、即燃碳等因素,CO的濃度可表示為

(18)

式中:cCO為CO濃度,kmol/m3;φ為化學(xué)反應(yīng)的機(jī)械因子,與床溫和即燃碳顆粒直徑強(qiáng)相關(guān);M(CO)為CO的摩爾質(zhì)量,g/mol;kCO2為CO氧化速率常數(shù);cO2x為稀相區(qū)氧氣摩爾濃度。

cO2x可表示為

(19)

式中:Tx為稀相區(qū)溫度,K。

H2還原NO的反應(yīng)速率rNO-H2表達(dá)式為

(20)

式中:rNO-H2為H2還原NO的反應(yīng)速率,kmol/(m3·s);kNO-H2為H2還原NO的反應(yīng)動(dòng)力學(xué)參數(shù)常數(shù);ENO-H2為H2還原NO的反應(yīng)活化能,kJ/kmol;cNOx為稀相區(qū)NO濃度,kmol/m3。

有研究表明,在生物質(zhì)燃燒產(chǎn)生的熱解氣中,H2濃度與CO濃度存在一定的比例關(guān)系[14]:

cH2=kH2cCO

(21)

式中:kH2為H2濃度與CO濃度關(guān)系系數(shù),%。

NH3還原NO的反應(yīng)速率rNO-NH3表達(dá)式為

(22)

式中:kNO-NH3為NH3還原NO的反應(yīng)動(dòng)力學(xué)參數(shù)常數(shù);ENO-NH3為NH3還原NO的反應(yīng)活化能,kJ/kmol。

烴類物質(zhì)對NO的還原作用主要通過中間組分HCN來實(shí)現(xiàn)[17],其反應(yīng)速率可表示為

(23)

式中:kNO-CxHy為CxHy還原NO的反應(yīng)動(dòng)力學(xué)參數(shù)常數(shù);ENO-CxHy為CxHy還原NO的反應(yīng)活化能,kJ/kmol。

NO被即燃碳還原的異相反應(yīng)速率可表示為

(24)

式中:rNO-sc為即燃碳異相還原NO的速率,kmol/s;kNO-sc為即燃碳異相還原NO的反應(yīng)動(dòng)力學(xué)參數(shù)常數(shù);ENO-sc為即燃碳異相還原NO的反應(yīng)活化能,kJ/kmol;S為即燃碳反應(yīng)面積,m2;cNOm為密相區(qū)NO濃度,kmol/m3。

爐膛內(nèi)NO自還原速率rNOy表達(dá)式為

(25)

2.4 NOx排放質(zhì)量濃度

根據(jù)上述3個(gè)模型,NOx的自生成量減去自還原量,即為NOx的排放質(zhì)量濃度,其表達(dá)式為

(26)

式中:ρNO為NO排放質(zhì)量濃度,kg/m3;k1為NOx自還原反應(yīng)折算系數(shù)。

此外,建立NO密相區(qū)濃度模型,可表示為

(27)

NO稀相區(qū)濃度模型表達(dá)式為

(28)

3 仿真驗(yàn)證

3.1 研究對象

本鍋爐額定蒸汽溫度為540 ℃,額定蒸汽壓力為9.8 MPa,為單鍋筒橫置式,單爐膛,自然循環(huán),全懸吊結(jié)構(gòu),全鋼架π型布置。鍋爐采用緊身封閉布置,主要由爐膛、絕熱旋風(fēng)分離器、自平衡回料閥和尾部對流煙道組成。鍋爐燃料元素分析結(jié)果見表1。

表1 燃料元素分析Tab.1 Ultimate analysis of fuel

3.2 煙氣氧體積分?jǐn)?shù)模型驗(yàn)證

NOx排放預(yù)測模型是建立在生物質(zhì)CFB燃燒及流動(dòng)模型上的,通過驗(yàn)證其煙氣氧體積分?jǐn)?shù)來檢測模型的準(zhǔn)確性。

圖3和圖4分別給出了工況a和工況b煙氣氧體積分?jǐn)?shù)計(jì)算值和實(shí)測值的對比。如圖3所示,工況a為機(jī)組運(yùn)行13 350 s的數(shù)據(jù),機(jī)組運(yùn)行負(fù)荷均值為26.32 MW,負(fù)荷波動(dòng)最大速率為2.61%/min,負(fù)荷波動(dòng)最大范圍為5.99 MW。如圖4所示,工況b為機(jī)組運(yùn)行10 800 s的數(shù)據(jù),機(jī)組運(yùn)行負(fù)荷均值為16.12 MW,負(fù)荷波動(dòng)最大速率為5.01%/min,負(fù)荷波動(dòng)最大范圍為5.09 MW。排煙氧體積分?jǐn)?shù)計(jì)算值與實(shí)測值的誤差見表2,工況a平均絕對誤差為0.68%、均方差為1.51%、均方根誤差為0.85%;工況b平均絕對誤差為0.52%、均方差為0.94%、均方根誤差為0.62%。工況a和工況b的誤差均在機(jī)組實(shí)際運(yùn)行的接受范圍內(nèi)。

表2 排煙氧體積分?jǐn)?shù)計(jì)算值與實(shí)測值數(shù)據(jù)分析Tab.2 Data analysis of calculated and measured values of oxygen content in exhaust gas

圖3 工況a煙氣氧體積分?jǐn)?shù)驗(yàn)證Fig.3 Verification for oxygen content in the flue gas under condition a

圖4 工況b煙氣氧體積分?jǐn)?shù)驗(yàn)證Fig.4 Verification for oxygen content in the flue gas under condition b

3.3 NOx排放質(zhì)量濃度驗(yàn)證

為驗(yàn)證脫硝模型的準(zhǔn)確性,分別取該機(jī)組工況a和工況b運(yùn)行數(shù)小時(shí)的運(yùn)行數(shù)據(jù),代入模型進(jìn)行驗(yàn)證。

圖5和圖6分別給出了工況a和工況b NOx排放質(zhì)量濃度計(jì)算值和實(shí)測值的對比。如圖5所示,工況a取機(jī)組運(yùn)行15 180 s的數(shù)據(jù),機(jī)組運(yùn)行負(fù)荷均值為26.19 MW,負(fù)荷波動(dòng)最大速率為2.61%/min,負(fù)荷波動(dòng)最大范圍為5.99 MW。工況a模型預(yù)測時(shí)間約為2 min,如表3所示,平均絕對誤差為2.77 mg/m3、均方差為2.82 mg/m3、均方根誤差為3.52 mg/m3。生物質(zhì)CFB機(jī)組長期接近滿負(fù)荷運(yùn)行,當(dāng)負(fù)荷降低時(shí),鍋爐燃燒不穩(wěn)定,床溫?zé)o法維穩(wěn),鍋爐換熱管道的壽命縮短,爐膛溫度低,鍋爐效率下降;當(dāng)負(fù)荷更高時(shí),鍋爐諸多熱損失加劇,鍋爐經(jīng)濟(jì)性能下降。因此,研究安全穩(wěn)定負(fù)荷運(yùn)行時(shí)的各項(xiàng)基本參數(shù)特征具有重要意義。

表3 NOx排放質(zhì)量濃度計(jì)算值與實(shí)測值數(shù)據(jù)分析Tab.3 Calculated and measured data analysis of NOx emission concentration

圖5 工況a NOx排放質(zhì)量濃度驗(yàn)證Fig.5 Verification for NOx emission mass concentration under condition a

圖6 工況b NOx排放質(zhì)量濃度驗(yàn)證Fig.6 Verification for NOx emission mass concentration under condition b

如圖6所示,工況b為機(jī)組運(yùn)行11 040 s的數(shù)據(jù),機(jī)組運(yùn)行負(fù)荷均值為16.02 MW,負(fù)荷波動(dòng)最大速率為5.01%/min,負(fù)荷波動(dòng)最大范圍為5.09 MW。工況b模型預(yù)測時(shí)間約為2 min,如表3所示,平均絕對誤差為1.59 mg/m3、均方差為1.26 mg/m3、均方根誤差為1.75 mg/m3。50%運(yùn)行負(fù)荷是生物質(zhì)CFB機(jī)組運(yùn)行的一種特殊工況,給料、送風(fēng)不穩(wěn)定,爐溫降低,排煙溫度降低,不利于機(jī)組NOx長期穩(wěn)定排放,實(shí)驗(yàn)室條件下建立的理論模型在此負(fù)荷下適用性較差,本文模型大大提升了其適用性,符合實(shí)際工程中的需求。

3.4 開環(huán)階躍試驗(yàn)

以該生物質(zhì)CFB機(jī)組工況a運(yùn)行參數(shù)為研究對象,在3 000 s時(shí)分別對給料量和二次風(fēng)量進(jìn)行階躍擾動(dòng)試驗(yàn),捕捉NOx排放質(zhì)量濃度及氧體積分?jǐn)?shù)的動(dòng)態(tài)特性。

如圖7～圖9所示,給料量增加5%時(shí),NOx排放質(zhì)量濃度先快速上升,然后逐漸下降,最后穩(wěn)定在比初始值高的平衡點(diǎn);而氧體積分?jǐn)?shù)則快速下降,最后穩(wěn)定在比初始值低的平衡點(diǎn)。當(dāng)給入燃料時(shí),燃料中的揮發(fā)分快速析出,NOx排放質(zhì)量濃度就會(huì)立即上升,由于給料量增加,爐內(nèi)耗氧量增加,氧體積分?jǐn)?shù)減少,爐內(nèi)還原氣氛增強(qiáng),但NOx生成量仍然高于還原量,因此當(dāng)NOx排放質(zhì)量濃度稍稍下降后,便平衡在高于初始值的位置。

圖7 3 000 s時(shí)給料量階躍Fig.7 Step of the feed rate at 3 000 s

圖8 給料量階躍時(shí)NOx排放質(zhì)量濃度的變化Fig.8 Change of NOx emission mass concentration during the step of the feed rate

圖9 給料量階躍時(shí)氧體積分?jǐn)?shù)的變化Fig.9 Change of oxygen volume fraction during the step of the feed rate

如圖10～圖12所示,二次風(fēng)量增加5%時(shí),NOx排放質(zhì)量濃度先快速下降,然后逐漸上升,最后穩(wěn)定在比初始值高的平衡點(diǎn);而氧體積分?jǐn)?shù)則快速上升,最后穩(wěn)定在比初始值高的平衡點(diǎn)。當(dāng)送入二次風(fēng)時(shí),會(huì)瞬間吹出爐內(nèi)部分NOx,同時(shí)稀釋爐內(nèi)NOx質(zhì)量濃度,并帶入大量氧氣,氧量增加,增強(qiáng)了爐內(nèi)的氧化氛圍,抑制NOx的還原作用,因此NOx排放質(zhì)量濃度會(huì)先快速下降,但最終排放質(zhì)量濃度平衡在高于初始值的位置。

圖10 3 000 s時(shí)二次風(fēng)階躍Fig.10 Step of the secondary air flow at 3 000 s

圖11 二次風(fēng)階躍時(shí)NOx質(zhì)量濃度變化Fig.11 Change of NOx emission mass concentration during the step of the secondary air flow

圖12 二次風(fēng)階躍時(shí)氧體積分?jǐn)?shù)的變化Fig.12 Change of oxygen volume fraction during the step of the secondary air flow

4 NOx排放耦合分析與解耦設(shè)計(jì)

4.1 階躍函數(shù)模型辨識(shí)

根據(jù)上面所確定的NOx排放機(jī)理模型,針對所選定的研究對象,對給料量和二次風(fēng)量做階躍響應(yīng)試驗(yàn),分別得到NOx排放質(zhì)量濃度與煙氣氧體積分?jǐn)?shù)的實(shí)際變化。然后使用Matlab中的系統(tǒng)辨識(shí)工具箱(默認(rèn)辨識(shí)方法為最小二乘法)辨識(shí)出擬合曲線與傳遞函數(shù)模型。

最小二乘擬合法:假定有一組數(shù)據(jù)xi和yi,i=1,2,…,N,并且己知此數(shù)據(jù)滿足數(shù)學(xué)模型y=f(b,x),b為待定系數(shù)。最小二乘擬合法的目的即求解出待定系數(shù),使如下目標(biāo)函數(shù)J的值達(dá)到最小:

(29)

系統(tǒng)辨識(shí)工具箱采用3極點(diǎn)1零點(diǎn)模式的傳遞函數(shù)模型,階躍函數(shù)辨識(shí)結(jié)果如表4所示,給料量擾動(dòng)下NOx質(zhì)量濃度的階躍函數(shù)辨識(shí)精度為91.95%,氧體積分?jǐn)?shù)的階躍函數(shù)辨識(shí)精度為99.75%。二次風(fēng)量擾動(dòng)條件下NOx質(zhì)量濃度的階躍函數(shù)辨識(shí)精度為96.64%,氧體積分?jǐn)?shù)的階躍函數(shù)辨識(shí)精度為99.82%。辨識(shí)效果如圖13～圖16所示。

表4 階躍函數(shù)辨識(shí)結(jié)果Tab.4 Identification results of step function

圖13 給料量階躍時(shí)NOx排放質(zhì)量濃度階躍函數(shù)辨識(shí)效果Fig.13 Identification effect of NOx emission mass concentration step function during the step of the feed rate

圖14 二次風(fēng)階躍時(shí)NOx排放質(zhì)量濃度階躍函數(shù)辨識(shí)效果Fig.14 Identification effect of NOx emission mass concentration step function during the step of the secondary air flow

圖15 給料量階躍時(shí)氧體積分?jǐn)?shù)階躍函數(shù)辨識(shí)效果Fig.15 Identification effect of oxygen volume fraction step function during the step of the feed rate

圖16 二次風(fēng)階躍時(shí)氧體積分?jǐn)?shù)階躍函數(shù)辨識(shí)效果Fig.16 Identification effect of oxygen volume fraction step function during the step of the secondary air flow

4.2 NOx排放耦合分析

NOx排放系統(tǒng)是多輸入多輸出的復(fù)雜系統(tǒng),NOx排放質(zhì)量濃度與氧體積分?jǐn)?shù)耦合度的大小可用相對增益進(jìn)行表述[22],相對增益矩陣Λ為

(30)

若矩陣內(nèi)元素λij∈(0,1),則表明通道ui-yj間存在耦合作用,其中ui為輸入變量,yi為輸出變量,當(dāng)元素λij趨近于1時(shí),通道的耦合性小,而當(dāng)元素λij趨近于0時(shí),通道的耦合性就越小,元素趨近于0時(shí),通道匹配有誤,應(yīng)該對輸入與輸出變量進(jìn)行重配;λij∈(1,+∞),據(jù)相對增益的每一行與列的和等于1的性質(zhì),得知一行或列內(nèi)一定存在元素小于0,這是系統(tǒng)間存在正反饋,此通道變量配對不合理,須再次進(jìn)行選擇;當(dāng)一行(列)內(nèi)的元素相近或者相等時(shí),通道間的耦合作用強(qiáng),需要對相關(guān)系統(tǒng)進(jìn)行解耦;當(dāng)對角線上元素為1時(shí)通道間沒有耦合作用[23]。

對NOx排放系統(tǒng)來說,NOx排放質(zhì)量濃度與氧體積分?jǐn)?shù)的耦合狀況能夠通過計(jì)算得出。將其耦合關(guān)系按矩陣形式表示為

(31)

聯(lián)系相對增益公式,將上述傳遞函數(shù)的增益代入矩陣,得

(32)

由式(32)可知,NOx排放質(zhì)量濃度與氧體積分?jǐn)?shù)間存在嚴(yán)重耦合,須對它們解耦,否則耦合性強(qiáng)的特性會(huì)使系統(tǒng)的整體控制性能降低,包括其響應(yīng)速度、控制精確度及魯棒性都會(huì)受到影響而有所降低。

4.3 NOx排放解耦設(shè)計(jì)

CFB NOx排放系統(tǒng)中NOx排放質(zhì)量濃度與氧體積分?jǐn)?shù)的耦合性強(qiáng),相互干擾,控制效果不理想。因此,引用解耦算法,將多輸入多輸出控制系統(tǒng)轉(zhuǎn)化成單輸入單輸出的形式,進(jìn)而提升系統(tǒng)的控制性能。在各類復(fù)雜的工業(yè)控制過程中,耦合現(xiàn)象是很常見的也是一般會(huì)存在的問題?，F(xiàn)階段,解耦部分通常使用的設(shè)計(jì)方案主要包括簡化對角解耦設(shè)計(jì)和前饋補(bǔ)償解耦設(shè)計(jì)等。

簡化對角解耦設(shè)計(jì)、前饋補(bǔ)償解耦設(shè)計(jì)分別如圖17和圖18所示,其中解耦補(bǔ)償器部分為

圖17 簡化對角解耦控制系統(tǒng)Fig.17 Simplified diagonal decoupling control system

圖18 前饋補(bǔ)償解耦控制系統(tǒng)Fig.18 Feedforward compensation decoupling control system

D12(s)=-G12(s)/G22(s)

(33)

D21(s)=-G21(s)/G11(s)

(34)

4.4 NOx排放解耦控制仿真試驗(yàn)

分別對給料量、二次風(fēng)量進(jìn)行階躍擾動(dòng),經(jīng)簡化對角解耦后NOx排放質(zhì)量濃度與氧體積分?jǐn)?shù)的響應(yīng)曲線與未經(jīng)解耦響應(yīng)曲線的對比見圖19～圖22。

圖19 給料量擾動(dòng)下NOx質(zhì)量濃度響應(yīng)簡化對角解耦對比Fig.19 Comparison of the responses of NOx mass concentration under disturbance of the feed rate before and after simplified diagonal decoupling

圖19和圖20分別為給料量擾動(dòng)和二次風(fēng)量擾動(dòng)下NOx質(zhì)量濃度的響應(yīng)曲線,圖21和圖22分別為給料量擾動(dòng)和二次風(fēng)量擾動(dòng)下氧體積分?jǐn)?shù)的響應(yīng)曲線,圖中實(shí)線為解耦前響應(yīng)曲線,虛線為解耦后響應(yīng)曲線。由圖19～圖22可知,給料量擾動(dòng)時(shí),解耦后氧體積分?jǐn)?shù)的變化相對于解耦前可以忽略不計(jì);而當(dāng)二次風(fēng)量擾動(dòng)時(shí),解耦后的NOx質(zhì)量濃度變化量相對于解耦前無限趨近于0,即消除了給料量對氧體積分?jǐn)?shù)、二次風(fēng)量對NOx質(zhì)量濃度的影響。但是不希望產(chǎn)生變化的變量在該解耦法的作用下也產(chǎn)生了一定的變化。

圖20 二次風(fēng)擾動(dòng)下NOx質(zhì)量濃度響應(yīng)簡化對角解耦對比Fig.20 Comparison of the responses of NOx mass concentration under disturbance of the secondary air flow before and after simplified diagonal decoupling

圖21 給料量擾動(dòng)下氧體積分?jǐn)?shù)響應(yīng)簡化對角解耦對比Fig.21 Comparison of the responses of oxygen volume fraction under disturbance of the feed rate before and after simplified diagonal decoupling

圖22 二次風(fēng)擾動(dòng)下氧體積分?jǐn)?shù)響應(yīng)簡化對角解耦對比Fig.22 Comparison of the responses of oxygen volume fraction under disturbance of the secondary air flow before and after simplified diagonal decoupling

分別對給料量、二次風(fēng)量進(jìn)行階躍擾動(dòng)時(shí),經(jīng)前饋補(bǔ)償解耦控制后NOx排放質(zhì)量濃度與氧體積分?jǐn)?shù)的響應(yīng)曲線與未經(jīng)解耦的響應(yīng)曲線的對比見圖23～圖26。

圖23 給料量擾動(dòng)下NOx質(zhì)量濃度響應(yīng)前饋補(bǔ)償解耦對比Fig.23 Comparison of the responses of NOx mass concentration under disturbance of the feed rate before and after feedforward compensation decoupling

圖23和圖24分別為給料量擾動(dòng)和二次風(fēng)量擾動(dòng)下NOx質(zhì)量濃度的響應(yīng)曲線,圖25和圖26分別為給料量擾動(dòng)和二次風(fēng)量擾動(dòng)下氧體積分?jǐn)?shù)的響應(yīng)曲線,圖中實(shí)線為解耦前的響應(yīng)曲線,虛線為解耦后的響應(yīng)曲線。由圖23～圖26可以看出,簡化對角解耦及前饋補(bǔ)償解耦控制均能起到較好的解耦效果,當(dāng)給料量進(jìn)行擾動(dòng)時(shí),解耦后氧體積分?jǐn)?shù)的變化相對于解耦前可以忽略不計(jì);而當(dāng)二次風(fēng)量進(jìn)行擾動(dòng)時(shí),解耦后的NOx質(zhì)量濃度變化量相對于解耦前無限趨近于0,也可以忽略其影響。但是簡化對角解耦算法會(huì)對希望進(jìn)行控制的被控對象造成相對較大的影響,而前饋補(bǔ)償解耦在希望被控對象的響應(yīng)曲線上與解耦前的差異非常小,在這一點(diǎn)上前饋補(bǔ)償解耦算法的解耦效果要優(yōu)于簡化對角解耦算法,故選取前饋解耦算法作為解耦補(bǔ)償器的控制策略。

圖24 二次風(fēng)擾動(dòng)下NOx質(zhì)量濃度響應(yīng)前饋補(bǔ)償解耦對比Fig.24 Comparison of the responses of NOx mass concentration under disturbance of the secondary air flow before and after Feedforward compensation decoupling

圖25 給料量擾動(dòng)下氧體積分?jǐn)?shù)響應(yīng)前饋補(bǔ)償解耦對比Fig.25 Comparison of the responses of oxygen volume fraction under disturbance of the feed rate before and after feedforward compensation decoupling

圖26 二次風(fēng)擾動(dòng)下氧體積分?jǐn)?shù)響應(yīng)前饋補(bǔ)償解耦對比Fig.26 Comparison of the responses of oxygen volume fraction under disturbance of the secondary air flow before and after feedforward compensation decoupling

5 結(jié)論

(1) 利用即燃碳模型與氧量模型建立了生物質(zhì)CFB鍋爐NOx排放質(zhì)量濃度模型,模型精度可基本滿足130 t/h生物質(zhì)CFB的工程實(shí)際需求。模型計(jì)算量較實(shí)測量提前2 min,預(yù)測效果良好。安全負(fù)荷運(yùn)行下的模型計(jì)算值平均絕對誤差為1.23 mg/m3、半負(fù)荷運(yùn)行下的模型計(jì)算值平均絕對誤差為0.70 mg/m3。

(2) 對給料量、二次風(fēng)量進(jìn)行開環(huán)階躍響應(yīng)試驗(yàn),得到NOx排放質(zhì)量濃度及氧體積分?jǐn)?shù)階躍響應(yīng)曲線。給料量上升,NOx排放質(zhì)量濃度上升,氧體積分?jǐn)?shù)下降;二次風(fēng)量上升,NOx排放質(zhì)量濃度先下降后上升,氧體積分?jǐn)?shù)上升。階躍響應(yīng)試驗(yàn)結(jié)果為NOx排放質(zhì)量濃度控制優(yōu)化提供了方向。

(3) 對NOx排放質(zhì)量濃度與氧體積分?jǐn)?shù)的耦合關(guān)聯(lián)度進(jìn)行了分析,并采用當(dāng)前常用的簡化對角解耦法與前饋補(bǔ)償解耦法對兩系統(tǒng)進(jìn)行解耦,仿真結(jié)果證明前饋補(bǔ)償解耦法能夠行之有效地解除NOx排放質(zhì)量濃度與氧體積分?jǐn)?shù)間的強(qiáng)耦合性,實(shí)現(xiàn)單輸入單輸出的回路控制,對實(shí)現(xiàn)快速、精準(zhǔn)的控制提供了基礎(chǔ)。

(4) 本文所建立的模型具有較高精度,階躍試驗(yàn)得到NOx排放質(zhì)量濃度及氧體積分?jǐn)?shù)的動(dòng)態(tài)特性,可為生物質(zhì)CFB動(dòng)態(tài)運(yùn)行過程中的NOx控制提供運(yùn)行指導(dǎo),對強(qiáng)耦合性的NOx排放系統(tǒng)進(jìn)行解耦設(shè)計(jì),取得了較好的解耦結(jié)果,后續(xù)將以此模型及其解耦控制為基礎(chǔ),建立相應(yīng)的自動(dòng)控制策略。