摻燒煤氣協(xié)同分級配風對鍋爐熱量分配的影響

梁占偉， 陳鴻偉， 趙爭輝， 張梅有

(1.華北電力大學 能源動力與機械工程學院，河北保定 071003；2.國網(wǎng)寧夏電力公司，銀川 750001)

目前，煤炭緊缺以及煤炭燃燒發(fā)電帶來的環(huán)境污染備受關注，煤粉與天然氣[1]、生物質、低階煤氣化氣體[2-3]及工業(yè)副產(chǎn)品氣體[4-5]混燃發(fā)電是一種既能減少煤炭消耗又能降低污染物排放的可行性技術，尤其是煤粉與工業(yè)副產(chǎn)品氣體混燃還能減少低品位可燃氣體能源的放散。煤粉與氣體燃料混燃(以下簡稱煤/氣混燃)所呈現(xiàn)的燃燒特性必然會影響鍋爐輻射換熱量與對流換熱量的分配份額，進而對鍋爐主蒸汽溫度和再熱蒸汽溫度產(chǎn)生影響。同時，為了控制NOx排放濃度[6-7]，現(xiàn)役燃煤鍋爐機組所采用的分級配風燃燒技術對其熱量分配也會產(chǎn)生較大影響。因此，研究煤/氣混燃和分級配風燃燒對鍋爐熱量分配的影響十分重要。

國內外學者主要是對純燃煤鍋爐熱量分配和蒸汽溫度特性進行研究。肖琨等[8-9]研究了低氮改造對純燃煤鍋爐蒸汽溫度的影響，表明分級配風燃燒通過改變爐膛火焰中心高度來影響主蒸汽溫度和再熱蒸汽溫度。靳允立[10]分析了純燃煤鍋爐低NOx技術對熱量分配的影響，發(fā)現(xiàn)增加分離燃盡風(SOFA)后引起熱量分配向水冷壁區(qū)遷移，使得主蒸汽溫度和再熱蒸汽溫度偏低。Park等[11]采用CFD模擬四角切圓純燃煤鍋爐存在的主蒸汽溫度偏差現(xiàn)象，結果表明調整燃盡風擺角可以將主蒸汽溫度偏差從27 K降到9 K.Kuang等[12]基于W型火焰純燃煤鍋爐研究了二次風擺角對蒸汽溫度的影響，表明降低二次風擺角不僅未改善主蒸汽溫度和再熱蒸汽溫度低的狀況，還導致燃燒惡化。由以上研究成果可以發(fā)現(xiàn)，配風方式對鍋爐熱量分配與蒸汽溫度具有較大的影響，尤其是經(jīng)低氮改造后分級配風對純燃煤鍋爐熱量分配和蒸汽溫度的影響越來越受到相關學者的重視。然而，針對采用分級配風燃燒方式的煤/氣混燃鍋爐熱量分配的研究未見報道。

煤/氣混燃決定了其燃燒器布置及分級配風方式不同于純燃煤鍋爐。因此，研究不同的煤氣熱量摻燒比和分級配風對鍋爐熱量分配的影響具有重要意義。筆者以某廠的煤粉摻燒高爐煤氣和焦爐煤氣鍋爐為對象，通過實驗研究了高爐煤氣和焦爐煤氣熱量摻燒比協(xié)同分級配風對鍋爐主蒸汽、再熱蒸汽吸熱量的影響，為煤/氣混燃鍋爐蒸汽溫度調整提供參考。

1 實驗對象與方法

1.1 實驗對象

實驗對象為某300 MW煤粉摻燒高爐煤氣和焦爐煤氣四角切圓燃燒鍋爐。煤質分析和煤氣成分如表1所示，高爐煤氣的主要可燃成分為CO和少量的H2與CH4，焦爐煤氣的主要可燃成分為H2和CH4以及少量的CO和CmHn。

表1 煤質分析和煤氣成分

主蒸汽、再熱蒸汽流程及燃燒器布置方式如圖1所示，該機組的主蒸汽受熱面之間布置三級噴水減溫控制主蒸汽溫度，再熱蒸汽受熱面之間布置二級噴水減溫作為輔助的再熱蒸汽溫度控制手段，防止再熱蒸汽受熱面超溫。如圖1(b)所示，一次風沿線1的方向噴入爐膛形成逆時針的切圓，二次風AA、CC、DD、EE及SOFA與一次風的噴入方向相同，二次風AB、BC和DE沿線2的方向噴入爐膛進行混燃。由圖1(c)可見，燃燒器由下至上分別為2個高爐煤氣噴嘴組(A-GAA和B-GAA)，5個煤粉噴嘴(從A-COAL到E-COAL)，15個二次風噴口(除GA、AA、AB、BC、CC、DD、DE及EE外，還包括7個位于高爐煤氣噴嘴和煤粉噴嘴周圍的周界風噴口：GAA、GBB、AS、BS、CS、DS及ES)，4個SOFA噴口(從SOFA1到SOFA4)，4個焦爐煤氣噴口(布置在二次風噴口GA、AB、BC及DE中心位置)。

圖1 煤/氣混燃鍋爐燃燒器及蒸汽流程圖

Fig.1 Burner arrangement and steam flow diagram of a co-firing boiler

1.2 實驗方法

實驗期間機組負荷穩(wěn)定在300 MW，且煤粉、焦爐煤氣及高爐煤氣的總輸入熱量不變，通過機組分布式控制系統(tǒng)(DCS)系統(tǒng)采集主蒸汽溫度、再熱蒸汽溫度、減溫水量、蒸汽流量和壓力等參數(shù)。另外，實驗期間保持燃燒器擺角不變，以消除其對主蒸汽溫度和再熱蒸汽溫度的影響。參數(shù)采集的時間間隔為5 s，取各參數(shù)連續(xù)10個數(shù)據(jù)平均值作為實驗結果。

為了比較不同實驗工況對熱量分配的影響，定義焓增率ηH為實驗工況相對于純燃煤工況的蒸汽或減溫水的焓增百分數(shù)。其定義式為：

(1)

主蒸汽或再熱蒸汽的焓增為：

ΔHk,v=(hso-hsi)·(qm,r-qm,a)，k=1,2

(2)

減溫水的焓增為：

ΔHk,w=(hso-hai)·qm,a，k=1,2

(3)

主蒸汽或再熱蒸汽和減溫水的總焓增為：

(4)

式中：ΔH1為實驗工況主蒸汽、再熱蒸汽或減溫水的焓增，kJ/h；ΔH2為純燃煤工況主蒸汽、再熱蒸汽或減溫水的焓增，kJ/h；ΔHk為純燃煤工況或實驗工況主蒸汽、再熱蒸汽或減溫水的焓增，kJ/h，k=1表示純燃煤工況，k=2表示實驗工況；hso為末級過熱器、再熱器出口蒸汽焓值，kJ/kg；hsi為低溫過熱器或低溫再熱器入口蒸汽焓值，kJ/kg；qm,r為末級過熱器、再熱器出口蒸汽質量流量，kg/h；qm,a為主蒸汽、再熱蒸汽或減溫水質量流量，kg/h；hai為主蒸汽、再熱蒸汽或減溫水入口焓值，kJ/kg。

2 結果與分析

2.1 摻燒煤氣對熱量分配的影響

2.1.1 摻燒焦爐煤氣對熱量分配的影響

圖2給出了焦爐煤氣熱量摻燒比對主蒸汽、再熱蒸汽吸熱量的影響，該實驗工況中高爐煤氣熱量摻燒比保持在0%不變，焦爐煤氣的熱量摻燒比分別為0%、5.5%和11.5%。由圖2(a)可以看出，隨著焦爐煤氣熱量摻燒比的增加，主蒸汽焓增率略微有所升高，說明主蒸汽吸熱量略微增加。但主減溫水焓增率隨著焦爐煤氣熱量摻燒比的增加而大幅降低，說明主蒸汽減溫水噴水量大幅減少。隨著焦爐煤氣熱量摻燒比的增加，總焓增率降低，表明各級主蒸汽受熱面的總吸熱量相對減少。而再熱蒸汽焓增率、再熱減溫水焓增率及總焓增率均隨著焦爐煤氣熱量摻燒比的增加而降低，表明各級再熱器的總吸熱量相對減少。因此，摻燒焦爐煤氣會使各級主蒸汽、再熱蒸汽受熱面的總吸熱量均相對減少。這主要是因為增加焦爐煤氣熱量摻燒比會強化煤粉的燃燒，有利于煤粉的著火和燃盡，使火焰中心下移，提高爐膛溫度，增強爐膛內的輻射換熱。同時，逐漸增加焦爐煤氣的熱量摻燒比會使煙氣量不斷減少。因此，摻燒焦爐煤氣會使輻射換熱量與對流換熱量分配發(fā)生變化，輻射換熱量增加，對流換熱量減少。對于主蒸汽在爐膛內的輻射受熱面(分隔屏過熱器和后屏過熱器)，輻射換熱量增加，而在水平煙道和尾部煙道內的對流受熱面(低溫過熱器和末級過熱器)，對流換熱量卻減少，輻射換熱量的增加未能抵消對流換熱量的減少，導致各級主蒸汽受熱面的總吸熱量減少。而再熱蒸汽溫度主要受到煙氣對流換熱的影響，所以再熱蒸汽各級受熱面的總吸熱量隨著焦爐煤氣熱量摻燒比的增加而減少。

(a)摻燒焦爐煤氣對主蒸汽吸熱量的影響

(b)摻燒焦爐煤氣對再熱蒸汽吸熱量的影響

2.1.2 摻燒高爐煤氣對熱量分配的影響

圖3給出了高爐煤氣熱量摻燒比對主蒸汽、再熱蒸汽吸熱量的影響，該實驗工況中焦爐煤氣熱量摻燒比保持在7%不變，高爐煤氣熱量摻燒比從6.7%增加到11.2%。由圖3可知，主蒸汽、再熱蒸汽焓增率基本維持不變，但隨著高爐煤氣熱量摻燒比的增加，主減溫水焓增率和總焓增率降低，而再熱減溫水焓增率和總焓增率卻升高。不斷增加高爐煤氣熱量摻燒比會使爐膛溫度逐漸降低，煙氣量增加，從而造成爐膛內輻射換熱量減少，煙道內的對流換熱量增加。由于主蒸汽各級受熱面總吸熱量同時受到輻射換熱量和對流換熱量的影響，所以主蒸汽總焓增率雖有所降低，但降低幅度較小。而以對流換熱為主的再熱減溫水焓增率和總焓增率均大幅上升。

(a)摻燒高爐煤氣對主蒸汽吸熱量的影響

(b)摻燒高爐煤氣對再熱蒸汽吸熱量的影響

2.1.3 摻燒焦爐煤氣與高爐煤氣對熱量分配的影響

圖4為焦爐煤氣和高爐煤氣的熱量摻燒比均為7%、12.4%和18.5%時熱量分配的變化。對比圖4(a)和圖4(b)可知，隨著焦爐煤氣和高爐煤氣熱量摻燒比的增加，主蒸汽焓增率、再熱蒸汽焓增率都有所降低，且降低幅度基本相同；但是主減溫水焓增率、再熱減溫水焓增率及總焓增率均升高，且升高幅度相差較大。隨著焦爐煤氣和高爐煤氣熱量摻燒比的增加，主減溫水焓增率升高幅度為158.44%，主蒸汽總焓增率升高幅度為11.71%，再熱減溫水焓增率升高幅度為616.81%，再熱蒸汽總焓增率升高幅度為18.69%。

(a)摻燒焦爐煤氣和高爐煤氣對主蒸汽吸熱量的影響

(b)摻燒焦爐煤氣和高爐煤氣對再熱蒸汽吸熱量的影響

Fig.4 Effect of co-firing coke oven gas and blast furnace gas on heat distribution

隨著焦爐煤氣和高爐煤氣熱量摻燒比的增加，爐膛溫度逐漸降低，煤粉著火及燃盡推遲，火焰中心上移，爐膛出口煙氣溫度升高；另外，煙氣量的增加使煙氣流速加快，煤粉在爐膛內的停留時間縮短導致煤粉燃盡困難；最終使煙氣在爐膛內的輻射換熱量相對減少，爐膛出口后煙道內的對流換熱量增加。主蒸汽在對流受熱面中吸熱量的增加大于在輻射受熱面中吸熱量的減少，使得主減溫水焓增率和總焓增率升高，但由于輻射換熱量的減少抵消了一部分對流換熱量的增加，使得主減溫水焓增率和總焓增率的升高幅度相對較小。而對于以對流換熱為主的再熱蒸汽，再熱減溫水焓增率和總焓增率升高幅度較大。因此，隨著焦爐煤氣和高爐煤氣熱量摻燒比的增加，主蒸汽、再熱蒸汽均以對流換熱的方式為主，主蒸汽、再熱蒸汽的吸熱量均隨之增加。

2.2 分級配風對熱量分配的影響

2.2.1 高爐煤氣二次風門開度對熱量分配的影響

將位于高爐煤氣噴嘴區(qū)域的二次風稱為高爐煤氣二次風。高爐煤氣二次風門開度對主蒸汽、再熱蒸汽吸熱量的影響如圖5所示。由圖5可以看出，增大高爐煤氣二次風門開度會減少主蒸汽各級受熱面的總吸熱量，同時增加再熱蒸汽各級受熱面的總吸熱量。這主要是因為增大高爐煤氣二次風門開度會增大高爐煤氣燃燒區(qū)的過量空氣系數(shù)，使高爐煤氣燃燒產(chǎn)生的煙氣量增加，同時降低煙氣溫度，進而影響整個爐膛的溫度，并增加煙氣流速，最終導致煙氣的輻射放熱量減少，對流換熱量增加。由于主蒸汽對流換熱量的增加未能抵消輻射換熱量的減少，主減溫水焓增率和總焓增率均有小幅降低。對于主要以對流換熱為主的再熱蒸汽，再熱減溫水焓增率和總焓增率均大幅升高。

(a)高爐煤氣二次風門開度對主蒸汽吸熱量的影響

(b)高爐煤氣二次風門開度對再熱蒸汽吸熱量的影響

Fig.5 Effect of secondary air damper opening of blast furnace gas on heat distribution

2.2.2 煤粉二次風門開度對熱量分配的影響

該實驗工況中煤粉噴嘴A-COAL、B-COAL及C-COAL運行，D-COAL及E-COAL停運，僅研究二次風AA、AB、BC及CC風門開度對熱量分配的影響，如圖6所示，實驗過程中保持其他二次風門開度不變。由圖6可以看出，隨著煤粉二次風門開度的增大,主蒸汽焓增率和再熱蒸汽焓增率均有所升高，說明主蒸汽溫度和再熱蒸汽溫度均升高，并保持在合理波動范圍。但主減溫水焓增率、再熱減溫水焓增率和總焓增率卻都隨著煤粉二次風門開度的增大而降低。其主要原因是隨著煤粉二次風門開度的增大，主燃區(qū)的供氧量逐漸增加，燃料在主燃區(qū)的燃燒份額增加，火焰中心下移，爐膛溫度提高，導致煙氣在爐膛內的輻射換熱量增加，爐膛出口煙氣溫度降低，爐膛出口后受熱面對流換熱量減少，所以主蒸汽、再熱蒸汽的對流換熱量都隨著煤粉二次風門開度的增大而減少。

(a)煤粉二次風門開度對主蒸汽吸熱量的影響

(b)煤粉二次風門開度對再熱蒸汽吸熱量的影響

Fig.6 Effect of secondary air damper opening of pulverized coal on heat distribution

因此，增大煤粉二次風門開度會使主蒸汽輻射換熱量增加，對流換熱量減少，但輻射換熱量的增加未能補償對流換熱量的減少，致使主減溫水焓增率和總焓增率均小幅降低。而對于以對流換熱為主的再熱蒸汽,其吸熱量減少幅度較大，再熱減溫水焓增率和總焓增率降低幅度也較大。

2.2.3 SOFA風門開度對熱量分配的影響

圖7給出了SOFA1和SOFA2風門開度對熱量分配的影響。由圖7可以看出，隨著SOFA風門開度的增大,主蒸汽焓增率和再熱蒸汽焓增率均降低，說明主蒸汽溫度和再熱蒸汽溫度略微降低，但仍高于安全運行的最低蒸汽溫度。主減溫水焓增率、再熱減溫水焓增率和總焓增率均隨著SOFA風門開度的增大而升高，這主要是因為SOFA風門開度增大會導致主燃區(qū)的過量空氣系數(shù)相對減小，還原性氣氛增強，減少煤粉在主燃區(qū)的燃燒份額，主燃區(qū)煙氣溫度降低，輻射換熱量減少；同時增加了煤粉在燃盡區(qū)的燃燒份額，火焰中心上移，爐膛出口煙氣溫度升高；總之，煙氣在爐膛內的輻射換熱量相對減少，煙氣在水平煙道及尾部煙道內受熱面的對流換熱量增加。因此，主蒸汽和再熱蒸汽的對流換熱量均隨著SOFA風門開度的增大而增加，以對流換熱為主的再熱蒸汽吸熱量增加幅度比較明顯，而同時進行輻射換熱和對流換熱的主蒸汽吸熱量受到對流換熱的控制，輻射換熱為非控制因素，所以其吸熱量也有小幅的增加。

(a)SOFA風門開度對主蒸汽吸熱量的影響

(b)SOFA風門開度對再熱蒸汽吸熱量的影響

3 結 論

(1)摻燒焦爐煤氣和高爐煤氣會使輻射換熱和對流換熱分配發(fā)生變化。隨著焦爐煤氣熱量摻燒比的增加，爐膛內輻射換熱量增加，而煙道內對流換熱量減少；摻燒高爐煤氣和摻燒焦爐煤氣對輻射換熱和對流換熱分配具有相反的作用。

(2)隨著焦爐煤氣和高爐煤氣熱量摻燒比的增加，主蒸汽和再熱蒸汽均以對流換熱的方式為主，使得主蒸汽和再熱蒸汽的總吸熱量均增加。

(3)高爐煤氣二次風門開度增大會增加高爐煤氣燃燒區(qū)過量空氣系數(shù)，降低煙氣溫度，導致煙氣的輻射放熱量減少，對流換熱量增加；而對于主蒸汽，對流換熱量的增加未能抵消輻射換熱量的減少。

(4)隨著煤粉二次風門開度的增大，主燃區(qū)燃燒加強，使爐膛內輻射換熱增強，對流換熱量減少，主蒸汽和再熱蒸汽的對流換熱量均減少。

(5)主蒸汽和再熱蒸汽的對流換熱量均隨著SOFA風門開度的增大而增加，以對流換熱為主的再熱蒸汽吸熱量增加幅度更為明顯，而同時進行輻射換熱和對流換熱的主蒸汽吸熱量增加幅度較小。

[2] 陳鴻偉, 穆興龍, 王遠鑫, 等. 準東煤氣化動力學模型研究[J].動力工程學報, 2016, 36(9): 690-696.

CHEN Hongwei, MU Xinglong, WANG Yuanxin, et al. Study on kinetic models for Zhundong coal gasification[J].JournalofChineseSocietyofPowerEngineering, 2016, 36(9): 690-696.

[3] 夏光璧, 樸桂林, 張居兵, 等. 摻混生物質炭對煤氣化反應特性的影響[J].動力工程學報, 2015, 35(8): 681-686.

XIA Guangbi, PIAO Guilin, ZHANG Jubing, et al. Research on co-gasification characteristics of biomass char and coal[J].JournalofChineseSocietyofPowerEngineering, 2015, 35(8): 681-686.

[4] 王春波, 李偉. 300 MW煙煤/高爐煤氣混燃鍋爐摻燒褐煤燃燒特性的數(shù)值模擬及經(jīng)濟性分析[J].動力工程學報, 2013, 33(6): 413-418.

WANG Chunbo, LI Wei. Numerical simulation on combustion characteristics of a 300 MW bituminous coal/BFG co-firing boiler mixed with lignite and the economic analysis[J].JournalofChineseSocietyofPowerEngineering, 2013, 33(6): 413-418.

[5] 王春波, 魏建國, 黃江城. 300 MW高爐煤氣與煤粉混燃鍋爐熱力特性及經(jīng)濟性分析[J].動力工程學報, 2012, 32(7): 517-522.

WANG Chunbo, WEI Jianguo, HUANG Jiangcheng. Thermodynamic characteristics and economic analysis of a BFG/pulverized coal mixed combustion boiler[J].JournalofChineseSocietyofPowerEngineering, 2012, 32(7): 517-522.

[6] 呂太, 趙世澤. 燃盡風位置高度對NOx生成的影響[J].環(huán)境工程學報, 2016, 10(5): 2541-2546.

Lü Tai, ZHAO Shize. Influence of over-fire air height on NOxemission characteristics[J].ChineseJournalofEnvironmentalEngineering, 2016, 10(5): 2541-2546.

[7] 呂太, 閆晨帥, 路昆, 等. 不同負荷下變SOFA風率對低NOx燃燒特性影響分析[J].熱能動力工程, 2014, 29(4): 409-414.

Lü Tai, YAN Chenshuai, LU Kun, et al. Analysis of the influence of the variable SOFA air ratio on low NOxcombustion characteristics[J].JournalofEngineeringforThermalEnergyandPower, 2014, 29(4): 409-414.

[8] 肖琨, 張建文, 王振東. 600 MW亞臨界鍋爐低氮改造后汽溫特性研究[J].動力工程學報, 2015, 35(9): 699-703.

XIAO Kun, ZHANG Jianwen, WANG Zhendong. Study on steam temperature characteristics of a 600 MW subcritical boiler after low-NOxretrofit[J].JournalofChineseSocietyofPowerEngineering, 2015, 35(9): 699-703.

[9] 肖琨, 高明, 烏曉江, 等. 空氣分級低氮燃燒改造技術對鍋爐汽溫特性影響研究[J].鍋爐技術, 2012, 43(5): 62-65.

XIAO Kun, GAO Ming, WU Xiaojiang, et al. Effect of air staging low NOxcombustion technology on boiler steam temperature characteristic[J].BoilerTechnology, 2012, 43(5): 62-65.

[10] 靳允立. 低NOx燃燒技術改造對切圓燃燒鍋爐熱量分配的影響[J].中國電力, 2014, 47(3): 59-64.

JIN Yunli. Influence of low NOxcombustion technology modification on tangentially-fired boiler heat distribution[J].ElectricPower, 2014, 47(3): 59-64.

[11] PARK H Y, BAEK S H, KIM H H, et al. Reduction of main steam temperature deviation in a tangentially coal-fired, two pass boiler[J].Fuel, 2016, 166: 509-516.

[12] KUANG Min, LI Zhengqi, LING Zhongqian, et al. Characterization of coal combustion and steam temperature with respect to staged-air angle in a 600 MWedown-fired boiler[J].EnergyFuels, 2014, 28(6): 4199-4205.