嚴寒地區(qū)燃氣鍋爐煙氣余熱回收的計算分析

王 迪 程 勃 孫建國 馮海滿 鄒 悅 韓金華 冉春雨

(1:吉林建筑大學城建學院,長春 130114; 2:吉林大學,長春 130012)

0 引言

自改革開放以來,隨著我國經(jīng)濟高速發(fā)展,能源需求量日益增長,以煤炭為主的礦物質(zhì)化石能源得到廣泛應用,煤炭的過度開采與利用不僅導致了能源危機,而且更導致了嚴重的大氣環(huán)境污染.“十二五”期間,我國大力推進能源結構優(yōu)化,伴隨著西氣東輸?shù)裙こ痰牟粩嗤晟?以天然氣為主的清潔型礦物化石能源逐漸取代煤炭，并成為我國經(jīng)濟建設領域的主要能源[1].2017年,隨著國家環(huán)保督查力度的加大,國家相繼出臺了限期拆除20噸位及以下燃煤鍋爐、不再批準40噸位以下燃煤鍋爐建設立項等政策,由此可見,燃煤鍋爐正在逐步被燃氣鍋爐替代.我國能源戰(zhàn)略也由過去的粗放型利用調(diào)整為節(jié)約、再生、高效型利用[2].

1 天然氣組分與過量空氣系數(shù)計算

與煤炭等礦物質(zhì)化石類不可再生能源相比,以甲烷CH4為主要成分的天然氣具有無毒、清潔、可利用率高和燃燒產(chǎn)物無煙塵等優(yōu)點,是一種值得大力推廣應用的高效清潔型能源[3].天然氣組分隨不同產(chǎn)地略有差異,其燃燒熱值也隨其所含伴生氣體的摩爾成分波動.

1.1 天然氣組分

本文所涉天然氣由長春燃氣股份有限公司提供,并以東北管網(wǎng)管輸氣氣質(zhì)為例,其天然氣組分見表1.

表1 長春地區(qū)天然氣組分Table 1 The component of natural gas in Changchun region

長春地區(qū)天然氣低位發(fā)熱量Qnet,ar為8 300kcal/Nm3(Gas)[約合34.69MJ/Nm3(Gas)],高位發(fā)熱量Qgr,ar為9 700kcal/Nm3[約合40.55MJ/Nm3(Gas)],按式(1)可計算出燃氣中水蒸氣汽化潛熱與低位發(fā)熱量之比RLH:

RLH=(Qgr,ar-Qnet,ar)/Qnet,ar

(1)

以長春地區(qū)某農(nóng)業(yè)實驗基地的1.4MW常壓熱水燃氣鍋爐為對象,在未設冷凝余熱回收設備的情況下,其排煙溫度約為150℃,此時煙氣中的水蒸氣處于過熱狀態(tài),由式(1)算得RLH=0.168 9,因此,煙氣余熱回收潛力較大,回收這部分汽化潛熱,可顯著提高天然氣的利用率及鍋爐效率[4].

1.2 過量空氣系數(shù)計算

鍋爐運行中的理論空氣量往往難于滿足燃氣完全燃燒所需的氧氣量，為使燃氣能夠與空氣充分混合并完全燃燒,就需要一定的過量空氣[5].

實際空氣量與理論空氣量(即實際空氣量與過量空氣量之差)的比值稱之為過量空氣系數(shù),以α表示,其數(shù)量關系見式(2)：

α=VA/VA0=VA/(VA-VEA)

(2)

式中，α為過量空氣系數(shù);VA為實際空氣量,Nm3;VA0為理論空氣量,Nm3;VEA為過量空氣量,Nm3.

由燃燒化學反應式可知,燃氣完全燃燒與否僅與氧氣含量有關,由空氣中的氧氣含量比0.21及式(2)導出式(3),并經(jīng)測算過量空氣中的氧氣含量,來確定過量空氣系數(shù)的理論值.

α=VA/VA0=VA/(VA-VEA)=0.21VA/0.21(VA-VEA)=

0.21/(0.21-0.21VEA/VA)=0.21/(0.21-O2)

(3)

式中，O2為過量空氣中的氧氣量與輸入鍋爐的實際空氣量之比(設天然氣中不含氧氣)即0.21VEA/VA，O2值分別取值0.00，0.01，0.02，0.03，0.04，0.05,再由式(3)計算出過對應的過量空氣系數(shù)α,見表2.

表2 過量空氣系數(shù)理論值Table 2 The theoretical values of excess air coefficient

2 燃氣燃燒計算

2.1 空氣量計算

由表2可知,鍋爐設備在實際運行中,燃氣完全燃燒所需要的實際空氣量與理論空氣量的比值始終大于1,1Nm3(標準立方米)燃氣完全燃燒所需理論空氣量VA0根據(jù)式(4)進行計算[6]:

VA0=[0.5H2+0.5CO+∑(m+0.25n)CmHn+1.5H2S-O2]/0.21

(4)

式中，各化學分式代表天然氣中各組分氣體量,Nm3/Nm3(Gas),按表1計取,表1中未列出的CO，H2S，O2均按0計取.

經(jīng)計算得:1Nm3燃氣燃燒所需理論空氣量為9.203 6Nm3,在此基礎上,再將表2中的過量空氣系數(shù)α值代入式(5),計算出燃氣燃燒所需實際空氣量,見表3.

VA=αVA0

(5)

式中,VA0為理論空氣量,Nm3/Nm3(Gas);VA為實際空氣量,Nm3/Nm3(Gas).

表3 燃氣燃燒所需實際空氣量Table 3 The actual amount of air needed for gas combustion

2.2 煙氣量計算

燃氣鍋爐煙氣中含有三原子氣體(CO2)，H2O，N2、過量空氣及不完全燃燒殘余燃氣等組分，因諸如CO，CH4，CmHn等不完全燃燒殘余燃氣組分的含量一般不超過1%，故計算中忽略不計.由表3給出的燃氣燃燒所需的理論空氣量與實際空氣量可知，燃氣鍋爐運行時生成的煙氣與輸入的空氣量密切相關，當理論排煙溫度為150℃時，利用式(6)～(9)可計算出燃氣鍋爐運行時生成的理論煙氣量.

2.2.1 煙氣中的三原子氣體理論量

因天然氣中不含S,故燃氣燃燒產(chǎn)物中不含SO2，H2S氣體，因此，煙氣中的三原子氣體僅剩CO2氣體.煙氣中CO2由天然氣中所含CO2、天然氣燃燒生成的CO2和輸入的理論空氣量中所含CO2等三部分組成，其中輸入理論空氣量中的CO2量與輸入理論空氣量之比<0.03%，故忽略不計.具體按式(6)計算：

VRO20=VCO20+VSO20=VCO20=CO2+CO+∑mCmHn+H2S

(6)

式中，VRO20為煙氣中的三原子氣體(即VCO20)理論量,Nm3/Nm3(Gas);煙氣中的CO，H2S氣體理論量按0計取;CO2氣體理論量按表1計取;烷烴類∑mCmHn氣體燃燒后產(chǎn)生的CO2氣體理論量:按化學反應方程式4CmHn+(4m+n)O2=4mCO2+2nH2O,可知烷烴類CmHn氣體燃燒后生成的CO2氣體量等于mCmHn氣體量,故天然氣中各種烷烴類氣體燃燒后生成的CO2氣體總量應等于mCmHn之和,即∑mCmHn,其中CmHn代表各種烷烴類氣體量,CmHn氣體量按表1中各種CmHn(m,n=1,4;2,6;3,8;4,10;4,10;5,12;5,12;6,14)氣體量[Nm3/Nm3(Gas)]計取.

綜上可知,1Nm3煙氣中三原子氣體理論量VRO20=VCO20=0.997 7Nm3/Nm3(Gas).

2.2.2 煙氣中的水蒸氣理論量

煙氣中的水蒸氣由天然氣中所含H2O蒸氣、天然氣燃燒生成的H2O蒸氣和輸入的理論空氣量中所含H2O蒸氣等三部分組成，具體按式(7)計算:

VH2O0=H2+H2S+∑0.5nCmHn+1.2(dG+dAVA0)

(7)

式中，VH2O0為煙氣中的水蒸氣理論量,Nm3/Nm3(Gas);dG為天然氣中的含濕量,kg/Nm3(Dry Gas),因天然氣中水蒸氣含量極少,故可認為1Nm3(Dry Gas)=1-dG≈1 Nm3(Gas),按dG=0.01kg/Nm3(Dry Gas)=0.01kg/Nm3(Gas)計取;dA為空氣中的含濕量,kg/Nm3(Air),同理，亦可認為1Nm3(Dry Air)=1-dA≈1Nm3(Air),按dA=0.019 02kg/Nm3(Dry Air)=0.019 02kg/Nm3(Air)計?。籚A0為空氣理論量,Nm3(Air)/Nm3(Gas),按表3計取;H2S按0計取;根據(jù)化學方程式得知,天然氣燃燒后生成的H2O蒸氣量可按表1中的H2，∑0.5nCmHn[Nm3/Nm3(Gas)]計取.相關數(shù)值代入式(7)計算得:VH2O0=2.146 4Nm3/Nm3(Gas).

2.2.3 煙氣中的氮氣理論量

煙氣中的氮氣由天然氣中所含N2和輸入的理論空氣量中所含N2(除空氣中的N2以外，空氣中NO，NO2中的N含量約占空氣量的0.015%，故忽略不計)等兩部分組成，具體按式(8)計算：

VN20=N2+0.78VA0

(8)

式中，VN20為煙氣中的氮氣理論量,Nm3/Nm3(Gas);N2為天然氣中的氮氣量,Nm3/Nm3(Gas),按表1計取;0.78VA0為空氣中的氮氣理論量,Nm3/Nm3(Gas),按VA0表3計取.數(shù)值代入式(7)計算得:

VN20=7.198Nm3/Nm3(Gas)

2.2.4 理論煙氣量

理論煙氣量由煙氣中的三原子氣體(即二氧化碳氣體)、水蒸氣和氮氣等三部分的理論量組成,具體按式(9)計算:

VFG0=VRO20+VH2O0+VN20=VCO20+VH2O0+VN20

(9)

式中，VFG0為理論煙氣量,Nm3/Nm3(Gas).將VRO20=VCO20=0.997 7Nm3/Nm3(Gas)，VH2O0=2.146 4Nm3/Nm3(Gas)和VN20=7.198Nm3/Nm3(Gas)等數(shù)值代入式(9)計算得:VFG0=10.342 1Nm3/Nm3(Gas).

2.2.5 實際煙氣量

實際煙氣量由煙氣理論量和過量空氣量等兩部分組成,具體按式(10)計算:

VFG=VFG0+(α-1)VA0

(10)

式中，VFG為實際煙氣量,Nm3/Nm3(Gas);將前述VFG0，α，VA0數(shù)值代入式(10)計算得:

VFG=VFG0～VFG0+(α-1)VA0=10.342 1～10.342 1+(α-1)VA0=

10.342 1～13.222 8Nm3/Nm3(Gas)

3 煙氣余熱回收數(shù)學模型

煙氣中可回收的熱量主要分為顯熱量與汽化潛熱量兩部分,本文以長春地區(qū)某農(nóng)業(yè)實驗基地燃氣鍋爐房為研究對象.該鍋爐房設有一備一用2臺2(t/h)燃氣鍋爐,每臺燃氣鍋爐運行時所需天然氣流量VG=141Nm3(Gas)/h,所用天然氣的低位發(fā)熱量為34.69MJ/Nm3(Gas),燃氣完全燃燒時鍋爐產(chǎn)生的熱量QB=4.891GJ/h,鍋爐的設計排煙溫度為150℃.對此,作者模擬計算煙氣余熱回收,模擬計算中假定最終實際排煙溫度為40℃,且過量空氣系數(shù)α按表2計取,按式(11)計算:

mFG=VRO20ρRO2+VH20ρH2O+VN20ρN2+(α-1)VA0ρA=

VCO20ρCO2+VH2O0ρH2O+VN20ρN2+(α-1)VA0ρA

(11)

式中，mFG為實際煙氣質(zhì)量,kg/Nm3(Gas);ρCO2為煙氣中CO2氣體組分的密度,kg/Nm3(CO2),標準狀態(tài)下ρCO2=1.96kg/Nm3(CO2);ρH2O為煙氣中H2O蒸氣組分的密度,kg/Nm3(H2O),標準狀態(tài)下ρH2O=0.804kg/Nm3(H2O);ρN2為煙氣中N2氣體組分的密度,kg/Nm3(N2),標準狀態(tài)下ρN2=1.25kg/Nm3(N2);ρA為煙氣中空氣組分的密度,kg/Nm3(Air),標準狀態(tài)下ρA=1.293kg/Nm3(Air).將相關數(shù)值代入式(11)計算得:

mFG=12.793 7～16.518 5kg/Nm3(Gas)

再由每臺鍋爐的天然氣流量VG=141Nm3(Gas)/h,算得實際煙氣質(zhì)量流量：

MFG=VGmFG=141×(12.793 7～16.518 5)=1 803.911 7～2 329.108 5kg/h.按式(12)計算:

HFG=CPMFGTFG

(12)

式中，HFG為煙氣的焓,kJ/h;TFG為煙氣排煙熱力學溫度,K;CP為煙氣定壓比熱,kJ/(kg·K),當排煙溫度TFG,1=273+150=423K時,CP=1.21kJ/(kg·K),當排煙溫度TFG,2=273+40=313K時,CP=1.15kJ/(kg·K)[1];MFG為每臺燃氣鍋爐的實際煙氣質(zhì)量流量,kg/h.

由式(12)可知，當排煙溫度TFG,1=273+150=423K時,HFG,1=0.923 3～1.192 1GJ/h;當排煙溫度降至TFG,2=273+40=313K時,HFG,2=0.649 3～0.838 4GJ/h.對比表明，排煙中可回收的顯熱量QSH=ΔHFG=HFG,1-HFG,2=0.274～0.3537GJ/h.從可回收顯熱量變化范圍來看,過量空氣系數(shù)α值越大,相應生成的煙氣量則越大,從而排煙顯熱量損失亦越大.因此,在滿足燃氣充分燃燒的前提下,應盡可能地降低過量空氣系數(shù),減少過量空氣量的輸入,以提高鍋爐熱效率[6].

此外,煙氣露點溫度隨過量空氣系數(shù)α=1.000～1.313值的增加而降低(其原因即:煙氣量增加,水蒸氣量微增或幾乎不變,導致煙氣中水蒸氣含濕量減小[由式(14)可知],故煙氣露點溫度降低),當過量空氣系數(shù)α=1.100時,煙氣露點溫度約為57.42℃[1,6].按以下工況模擬計算:為了讓煙氣中的水蒸氣冷凝放熱,利用冷凝裝置,將燃氣鍋爐排煙溫度降至40℃,然后再利用換熱設備回收冷凝熱量.燃氣鍋爐運行中,當過量空氣系數(shù)α=1.000～1.313時,煙氣中水蒸氣質(zhì)量流量MV按式(13)計算:

MV=[VH2O0ρH2O+(α-1)VA0dA]VG=[1.725 7～1.780 5]×141=

243.323 7～251.050 5kg/h

(13)

煙氣中水蒸氣含濕量dFG按式(14)計算:

dFG=[VH2O0ρH2O+(α-1)VA0dA]/[mFG-VH2O0ρH2O-(α-1)VA0dA)]=

[VH2O0ρH2O+(α-1)VA0dA]/[VCO20ρCO2+VN20ρN2+(α-1)VA0(ρA-dA)]=

(1.725 7～1.780 5)/(10.953～14.623)=

0.157 6～0.121 8kg(H2OVapor)/kg(DryFlueGas)

(14)

煙氣中水蒸氣冷凝放出的潛熱量QLH按式(13)計算:

QLH=LhMVχ

(15)

式中，QLH為煙氣中水蒸氣冷凝放出的潛熱量,kJ/h;Lh為40℃時飽和水蒸氣汽化潛熱,按Lh=2 401.1kJ/kg計取;MV為煙氣中水蒸氣的質(zhì)量流量,kg/h;χ為煙氣中水蒸氣的冷凝比,按χ=0.574 2計取[1,6].

當排煙溫度降至40℃時,煙氣中水蒸氣冷凝放出的潛熱量QLH=335 473.21～346 126.24kJ/h =0.335 5～0.346 1GJ/h,加上前述算得的顯熱量QSH,可知當排煙溫度由150℃降至40℃時,且在過量空氣系數(shù)α=1.000～1.313的條件下,從煙氣余熱中可回收的熱量：

QRH=QSH+QLH=0.274～0.353 7+0.335 5～0.346 1=0.609 5～0.699 8GJ/h

4 結語

綜上,燃氣鍋爐運行中,過量空氣系數(shù)α值的大小對煙氣生成量、煙氣露點溫度以及煙氣攜帶余熱中的顯熱量都有直接的影響.監(jiān)控煙氣中的氧氣含量,對確定合理的過量空氣系數(shù)、提高燃氣鍋爐效率和降低排煙溫度均有重要作用,一般殘留在煙氣中的氧氣量與輸入鍋爐的實際空氣量之比[即式(3)中O2]應控制在0.03以內(nèi),過量空氣系數(shù)的取值范圍在1.05～1.10之間較為合理.對裝設余熱冷凝回收設備的系統(tǒng),應盡可能降低排煙溫度,以更多地回收煙氣中的水蒸氣汽化潛熱(飽和水蒸氣汽化潛熱隨水蒸氣飽和溫度的減小而增大),但過度追求低溫排煙,則會增加冷凝回收設備的經(jīng)濟成本,因此,可考慮將熱泵技術用于煙氣余熱冷凝回收設備,以取得良好的節(jié)能效果.

參 考 文 獻

[1] 周帥.燃氣鍋爐煙氣余熱冷凝回收研究與應用[D].濟南:山東大學,2012.

[2] 趙耀華,于雯靜,刁彥華,張冀,郝麗敏.新型平板熱管換熱器熱回收特性實驗研究[J].北京工業(yè)大學學報,2012(4)38:497-501.

[3] 林敏,龐小坤,夏寶丁,鄒偉,沈超.天然氣組分含量分析的不確定度評定[J].云南化工,2013(3):58-61.

[4] 陳沖.燃氣鍋爐煙氣余熱深度回收技術應用[J].機械研究與應用,2016(6)29:169-170.

[5] 趙貴林,李榮花,黃瓊英.燃氣鍋爐過量空氣系數(shù)對鍋爐熱效率的影響研究[J],化工設計通訊,2017(8):123-124.

[6] 吳味龍.鍋爐及鍋爐房設備第四版[M].中國建筑工業(yè)出版社,2006:41-48.