O2/CO2氣氛下電站鍋爐汽水系統(tǒng)仿真模型研究

(棗莊學(xué)院 機(jī)電工程學(xué)院，山東 棗莊 277160)

0 引 言

O2/CO2燃燒技術(shù)亦稱富氧燃燒技術(shù)，或空氣分離、煙氣再循環(huán)技術(shù)。該技術(shù)可有效減少火電廠CO2排放[1-2]，并有利于脫硫過(guò)程的實(shí)現(xiàn)[3]以及減小NOX的排放量[4]；同時(shí)也是一種高效燃煤技術(shù)[5]。

目前對(duì)于O2/CO2氣氛下鍋爐仿真模型的研究，以靜態(tài)模型[6]和局部模型[7]研究居多。然而，在鍋爐實(shí)際運(yùn)行過(guò)程中，機(jī)組的各個(gè)參數(shù)之間相互影響，一個(gè)參數(shù)的變化是其它參數(shù)擾動(dòng)引起燃燒、換熱和流動(dòng)等過(guò)程變化以及煙氣側(cè)和工質(zhì)側(cè)的質(zhì)量、能量和動(dòng)量平衡變化的綜合結(jié)果與外在體現(xiàn)。因此有必要對(duì)O2/CO2氣氛下電站鍋爐的整體動(dòng)態(tài)特性進(jìn)行研究。

汽水系統(tǒng)是電站鍋爐的核心部分，其工作性能與整個(gè)機(jī)組的安全、經(jīng)濟(jì)運(yùn)行直接相關(guān)。因此研究汽水系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)特性有利于深入了解O2/CO2氣氛下電站鍋爐的整體動(dòng)態(tài)特性，為鍋爐控制系統(tǒng)的優(yōu)化和機(jī)組運(yùn)行提供參考。

1 動(dòng)態(tài)數(shù)學(xué)模型

O2/CO2燃燒方式的煤粉爐與常規(guī)電站煤粉爐的汽水流程基本相同，根據(jù)管內(nèi)工質(zhì)狀態(tài)，將鍋爐受熱面分為單相受熱面和雙相受熱面[8-9]。前者指各級(jí)過(guò)熱器、再熱器、省煤器，統(tǒng)一建立通用的單相介質(zhì)換熱器模塊。后者指汽包、下降管和水冷壁管，即鍋爐蒸發(fā)系統(tǒng)，分別建立相應(yīng)模塊。此外，對(duì)噴水減溫器建立模塊。單相介質(zhì)換熱器數(shù)學(xué)模型及其求解方程見(jiàn)文獻(xiàn)[10]，下面僅就蒸發(fā)系統(tǒng)和噴水減溫器模型作出闡述。

1.1 蒸發(fā)系統(tǒng)數(shù)學(xué)模型

就整體而言，蒸發(fā)系統(tǒng)模型應(yīng)為非線性分布參數(shù)的數(shù)學(xué)模型。通過(guò)對(duì)其蒸發(fā)過(guò)程及流動(dòng)狀況的分析，采用非線性集中參數(shù)模型即可對(duì)蒸發(fā)系統(tǒng)傳熱、蒸發(fā)生汽、水位變化等整個(gè)動(dòng)態(tài)過(guò)程的仿真達(dá)到理想效果。

1.1.1 汽包數(shù)學(xué)模型

對(duì)汽包系統(tǒng)進(jìn)行簡(jiǎn)化處理，并做如下假設(shè)：采取集總參數(shù)模型，各參數(shù)僅是時(shí)間的函數(shù)，與空間無(wú)關(guān)；飽和水和飽和蒸汽的密度以及焓值僅是壓力的函數(shù)；汽包中汽水完全分離，上部為蒸汽，下部為水。

(1)液相區(qū)數(shù)學(xué)模型

液相區(qū)質(zhì)量平衡方程

(1)

式中：Mdl為液相區(qū)工質(zhì)質(zhì)量，kg；Ge、Gr、Gd、Gev、Gext分別為給水、上升管內(nèi)汽水混合物、下降管內(nèi)水的流量，汽包動(dòng)態(tài)蒸發(fā)量及額外排水量，kg/s；X為汽水混合物質(zhì)量含汽率，%。

設(shè)汽包為水平放置的圓筒，兩端封頭為半球形，則汽包水位L滿足：

(2)

其中

式中：VL為液相區(qū)體積，m3；r為圓筒及半球形封頭的半徑；Lm為汽包長(zhǎng)度，m。

液相區(qū)能量平衡方程：

-GevHs-GextHw-Qb

(3)

式中：He、Hw、Hws、Hs分別為省煤器出口給水、汽包內(nèi)的水、飽和水、飽和蒸汽的焓值， kJ/kg；Qb為汽包下部水傳給汽包壁金屬的熱量，kJ。

(2)汽相區(qū)數(shù)學(xué)模型

汽相區(qū)質(zhì)量平衡方程：

(4)

式中:ρV為蒸汽密度，kg/m3；VV為汽相區(qū)容積，m3；GV為主汽流量，kg/s；Gx為流出汽包的其它蒸汽流量，包括汽包放汽量和汽包安全門泄出蒸汽流量，kg/s。

汽相區(qū)能量平衡方程：

(5)

式中：Qb為汽包上部蒸汽傳給汽包壁金屬的熱量，kJ。

汽包壓力滿足

(6)

其中A、B、C、D為與工質(zhì)密度、流量及焓相關(guān)的系數(shù)。

1.1.2 水冷壁數(shù)學(xué)模型

將煙氣與工質(zhì)的換熱過(guò)程簡(jiǎn)化為煙氣與金屬管壁的換熱及金屬管壁與工質(zhì)的換熱兩個(gè)過(guò)程。煙氣與金屬管壁的換熱量包括輻射換熱量和對(duì)流換熱量。則:

Qg-mu=Qcon+Qrad=agas(Tgas-Tmu)

(7)

Qmu-s=as(Tmu-Ts)

(8)

式中：Qg-mu、Qrad、Qcon為煙氣與金屬管壁的總換熱量、輻射換熱量、對(duì)流換熱量，Qmu-s為金屬管壁與工質(zhì)的換熱量，kW/m2；Tgas、Tmu、Ts為煙氣、金屬、工質(zhì)的平均溫度，℃；as為金屬與工質(zhì)的對(duì)流換熱系數(shù)，kW/(m2K)；agas為煙氣與金屬的總換熱系數(shù)，可表示為煙氣對(duì)管壁表面的對(duì)流放熱系數(shù)ad和煙氣對(duì)管壁的輻射放熱系數(shù)af的代數(shù)和，ad的計(jì)算采用常規(guī)空氣煤粉鍋爐的經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算。

O2/CO2氣氛下煤粉鍋爐與常規(guī)煤粉鍋爐相比，由于煙氣中CO2濃度發(fā)生了變化，輻射換熱特性發(fā)生了很大變化，這也是兩種氣氛下煤粉鍋爐模型建立的最大區(qū)別之一[11,12]。在計(jì)算火焰黑度時(shí)必須考慮因H2O和CO2光譜部分重疊而引入的修正量Δk：

k=(kq-Δk)r+khμh

(9)

式中：kq為煙氣輻射減弱系數(shù)，1/(m·MPa)；r為煙氣中三原子氣體的體積分?jǐn)?shù)，%；kh為煙氣中飛灰輻射減弱系數(shù)，1/(m·MPa)；μh為飛灰的質(zhì)量濃度，kg/m3。

氣體的輻射減弱系數(shù)的修正方法采用Lechner提出的寬帶模型修正式：

(10)

(11)

λ=log[(PH2O+PCO2)s]

(12)

式中：PH2O、PCO2分別為水蒸氣、二氧化碳的分壓力，bar；s為有效輻射層厚度，cm。

1.2 噴水減溫器數(shù)學(xué)模型

噴水減溫器的數(shù)學(xué)模型主要從能量守恒方程和質(zhì)量守恒方程兩個(gè)方面來(lái)考慮，由于噴水減溫水流量相對(duì)很小，因此忽略減溫水對(duì)蒸汽密度及壓力的影響。

能量守恒方程：

D1H1+DjHj=D2H2

(13)

質(zhì)量守恒方程：

D1+Dj=D2

(14)

式中：D1、D2、Dj分別為噴水減溫器進(jìn)口、出口、減溫水流量；H1、H2、Hj分別為噴水減溫器進(jìn)口、出口、減溫水焓值。

2 模型求解與模塊結(jié)構(gòu)

2.1 模型求解

為便于數(shù)字計(jì)算機(jī)求解，采用歐拉法將以上建立的微分方程進(jìn)行離散化，得出煙氣出口溫度、金屬溫度以及工質(zhì)出口焓值的差分方程如下：

(15)

(16)

(17)

2.2 模型結(jié)構(gòu)

各模塊和模型的建立基于在一體化模型開(kāi)發(fā)平臺(tái)(IMMS)，將建立的數(shù)學(xué)模型及其求解方程，進(jìn)行編程及標(biāo)準(zhǔn)化處理，構(gòu)建包括輸入、系數(shù)、輸出的通用算法模塊[13]。噴水減溫器的算法模塊結(jié)構(gòu)示意圖如1所示，其它模塊結(jié)構(gòu)與之類似。

圖1 噴水減溫器模塊結(jié)構(gòu)

3 動(dòng)態(tài)仿真分析

以概念設(shè)計(jì)的300 MW O2/CO2煤粉燃燒鍋爐為仿真對(duì)象，鍋爐采用四角切圓燃燒，直流上下擺動(dòng)式燃燒器，鍋爐主要參數(shù)見(jiàn)表1，汽水系統(tǒng)流程如圖2所示。該鍋爐燃燒高水分低硫褐煤。

表1 O2/CO2燃煤鍋爐的主要額定參數(shù)

圖2 O2/CO2燃煤鍋爐的汽水系統(tǒng)流程示意圖

在所建立的O2/CO2煤粉燃燒鍋爐汽水系統(tǒng)仿真模型的基礎(chǔ)上，進(jìn)行了燃料量、O2/CO2容積比擾動(dòng)仿真試驗(yàn)，并分析試驗(yàn)結(jié)果。

3.1 燃料量擾動(dòng)試驗(yàn)

仿真模型運(yùn)行至5 min時(shí)，將給煤量和供氧量同時(shí)階躍增加5%，鍋爐主汽流量、爐膛出口溫度、煤的燃燒率、汽包壓力、主汽溫度等參數(shù)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)曲線如圖3所示。給煤量由207 500 kg/h階躍增加到217 880 kg/h、供給氧量由214 200 kg/h階躍增加到224 900 kg/h后，主汽流量由284.457 kg/s增加至293.314 kg/s，過(guò)渡時(shí)間約為4.3 min；爐膛出口溫度由1 059.2 ℃增加至1 080.7 ℃； 煤的燃燒率由196 610 kg/h增加至206 437 kg/h；汽包壓力由19.521 MPa增加至19.580 MPa，過(guò)渡時(shí)間約為5 min；主汽溫度由539.74 ℃增加至547.26 ℃，過(guò)渡時(shí)間約為7 min。

圖3 燃料量擾動(dòng)試驗(yàn)曲線1—主汽流量(250～300 kg/s)，2—爐膛出口溫度(1 000～1 100 ℃)，3—煤的燃燒率(190 000～210 000 kg/h)，4—汽包壓力(19～20 MPa)， 5—主汽溫度(520～600 ℃)。

試驗(yàn)結(jié)果表明，燃料量的增加導(dǎo)致?tīng)t膛平均溫度迅速升高，水冷壁的吸熱量隨之增加，汽包壓力和主汽流量、主汽溫度都開(kāi)始明顯增加，直至達(dá)到新的平衡。

3.2 O2/CO2容積比擾動(dòng)試驗(yàn)

仿真模型運(yùn)行至5 min時(shí)，將O2/CO2容積比由30/70階躍增加到32/68，爐膛理論燃燒溫度、汽包壓力、主汽流量及主汽溫度等參數(shù)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)曲線如圖4所示。O2/CO2容積比變化后，爐膛理論燃燒溫度由1 923.21 ℃增加至2 014.12 ℃；汽包壓力由19.521 MPa升高至19.728 MPa，過(guò)渡時(shí)間約為6 min；主汽流量由284.457 kg/s增加至314.729 kg/s，過(guò)渡時(shí)間約為6 min；主汽溫度由539.74 ℃降至515.82 ℃，響應(yīng)時(shí)間約為12.5 min。

圖4 O2/CO2容積比擾動(dòng)試驗(yàn)曲線1—爐膛理論燃燒溫度(1 800～2 040 ℃)，2—汽包壓力(19～19.8 MPa)，3—主汽流量(200～360 kg/s)，4—主汽溫度(500～580 ℃)。

試驗(yàn)結(jié)果表明，O2/CO2容積比增大導(dǎo)致?tīng)t膛的理論燃燒溫度迅速升高，引起汽包壓力、主汽流量增大。而主汽溫度受主汽流量和煙溫的雙重影響，在加入擾動(dòng)后的一段時(shí)間內(nèi)變化緩慢并出現(xiàn)波動(dòng)，在各因素相對(duì)穩(wěn)定后，繼續(xù)下降達(dá)到新的平衡。

4 結(jié) 論

(1)基于O2/CO2氣氛下煙氣輻射換熱特點(diǎn)，借助于計(jì)算機(jī)求解與一體化模型開(kāi)發(fā)平臺(tái)，建立了電站鍋爐汽水系統(tǒng)整體動(dòng)態(tài)數(shù)學(xué)模型。模型能夠正確反映O2/CO2燃燒條件下煤粉鍋爐汽水系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)特性，并且具有很好的穩(wěn)定性。

(2)仿真結(jié)果表明，燃料量、O2/CO2容積比的增加可導(dǎo)致燃燒速率和燃燒溫度急劇升高，進(jìn)一步引起工質(zhì)參數(shù)不同程度的變化。因此機(jī)組運(yùn)行人員在運(yùn)行工況變化時(shí)應(yīng)針對(duì)不同的參數(shù)進(jìn)行合理調(diào)節(jié)。

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