循環(huán)流化床氮氧化物排放預(yù)測(cè)模型及優(yōu)化控制研究

高明明，于浩洋，呂俊復(fù)，于孝宏，李文瑞，李存懷，魏 光

(1.新能源電力系統(tǒng)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(華北電力大學(xué))，北京 102206；2.清華大學(xué) 電力系統(tǒng)及發(fā)電設(shè)備控制和仿真國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100084；3.中國華電集團(tuán)有限公司 天津分公司，天津 300203；4.華電國際電力股份有限公司 天津開發(fā)區(qū)分公司，天津 300270)

0 引 言

近年來，循環(huán)流化床鍋爐因具有污染物排放低等優(yōu)勢(shì)而得到迅速發(fā)展[1]。據(jù)統(tǒng)計(jì)，我國現(xiàn)有CFB鍋爐總?cè)萘砍^1億kW，位居全世界第一，超過全世界其他國家總和[2]。流化床系統(tǒng)是蓄能量大的熱源，能夠?yàn)樾录尤氲睦淙剂咸峁┳銐虻臒崃?，使其迅速加熱到著火溫度，只要保證床層溫度穩(wěn)定，即可實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定運(yùn)行。該技術(shù)對(duì)煤炭質(zhì)量的要求較低，可以燃燒劣質(zhì)煤甚至部分垃圾。與此同時(shí)，還可保持較高的燃燒效率，且床溫較低，不易生成氮氧化物，具有低排放的優(yōu)勢(shì)[3]。隨著我國對(duì)環(huán)保愈發(fā)重視，循環(huán)流化床電廠的污染物排放指標(biāo)越發(fā)嚴(yán)格，環(huán)保部門要求新建燃煤電廠的NOx與SO2的排放水平，需要達(dá)到燃?xì)廨啓C(jī)組的排放限值，對(duì)循環(huán)流化床的污染物控制帶來挑戰(zhàn)。在此背景下，設(shè)計(jì)循環(huán)流化床機(jī)組低排放控制策略成為當(dāng)務(wù)之急。氮氧化物在爐內(nèi)反應(yīng)過程相對(duì)于SO2更為復(fù)雜，建立循環(huán)流化床氮氧化物控制模型的難度上升。許多電廠在實(shí)際運(yùn)行中，爐內(nèi)燃燒生成過量氮氧化物，導(dǎo)致SCR或SNCR脫硝壓力過大，致使氮氧化物排放超標(biāo)，因此，設(shè)計(jì)基于循環(huán)流化床控制模型的爐內(nèi)外氮氧化物綜合控制策略尤為重要。高建強(qiáng)[4]對(duì)NO與CO生成機(jī)理進(jìn)行研究，建立了NO與CO生成物理模型，但模型較為復(fù)雜，無法直接應(yīng)用在實(shí)際控制中；廖子昱[5]主要針對(duì)N2O的生成與控制進(jìn)行研究，分析了各工況下N2O生成規(guī)律，提出了降低N2O的控制手段，對(duì)于NOx總量研究較少；劉慧敏[6]研究了富氧增壓下NOx的生成規(guī)律，但常規(guī)條件下循環(huán)流化床NOx的生成規(guī)律并沒有進(jìn)行過多介紹。還有許多學(xué)者對(duì)爐內(nèi)燃燒生成氮氧化物的生成類型、生成因素、影響因素等問題進(jìn)行研究[7-12]，但鮮見應(yīng)用于控制的控制機(jī)理模型。為此，筆者對(duì)CFB鍋爐NOx的生成機(jī)理進(jìn)行研究，結(jié)合即燃碳模型與CO濃度預(yù)測(cè)模型，建立NOx濃度的預(yù)測(cè)機(jī)理模型，并以此為基礎(chǔ)，設(shè)計(jì)CFB低污染物排放控制策略，以期為循環(huán)流化床NOx排放研究提供指導(dǎo)。

1 CFB鍋爐NOx生成機(jī)理及影響因素

1.1 CFB中NOx生成機(jī)理

火電廠中煤在燃燒過程中生成的NOx主要包括熱力型NOx、快速型NOx和燃料型NOx[7-8]。熱力型 NOx由高溫下空氣中的N2與O2發(fā)生氧化反應(yīng)生成，特別是在1 300 ℃下反應(yīng)顯著；快速型NOx是燃燒過程中，火焰中的CHi自由基團(tuán)與N2反應(yīng)生成中間產(chǎn)物HCN后，與其他基團(tuán)發(fā)生氧化反應(yīng)生成NOx；燃料型NOx是煤在燃燒過程中，含氮化合物在一定條件下被氧化生成NOx。一般情況下，CFB生成的NOx主要來自于燃料中的N，即生成的NOx為燃料型NOx。煤中N在爐內(nèi)的形成過程復(fù)雜，圖1為煤中N在循環(huán)流化床鍋爐燃燒中的反應(yīng)過程[9]。

圖1 CFB燃料型NOx的生成與還原過程Fig.1 Fuel NOx generation and reduction process in CFB boiler

揮發(fā)分中的HCN、NH3等含氮小分子物質(zhì)與O2發(fā)生氧化反應(yīng)，由于高溫下NO的熱穩(wěn)定性遠(yuǎn)高于NO2，因此，生成的NOx以NO為主，在化學(xué)反應(yīng)式中以NO代替NOx。一般認(rèn)為，揮發(fā)分中的含氮化合物發(fā)生均相反應(yīng)，其反應(yīng)路徑為式(1)～(4)[10]。

(1)

(2)

(3)

(4)

首先揮發(fā)分中的含一氮化合物與一空氣中的O等自由基反應(yīng)生成NCO，NCO繼續(xù)氧化生成NO。同時(shí)，NCO與NHi基團(tuán)反應(yīng)生成NO。但式(1)、(2)反應(yīng)生成的氮氧化物，會(huì)發(fā)生還原反應(yīng)生成穩(wěn)定的N2，反應(yīng)過程結(jié)束。NO也可與NHi反應(yīng)生成N2(式(3))。焦炭與NO的還原反應(yīng)過程復(fù)雜，其中包括若干物理與化學(xué)反應(yīng)，整體還原反應(yīng)主要是NO與CO或CO2進(jìn)行反應(yīng)生成氮?dú)獾倪^程。

煅燒石灰石對(duì)NOx的異相生成和還原均具有催化作用，而對(duì)NOx異相生成影響更大(式(4))，即CFB鍋爐NOx排放隨鈣硫摩爾比的升高而增大[11]。

1.2 NOx生成影響因素

1)煤種。煤質(zhì)是影響循環(huán)流化床燃燒過程中生成NOx量的關(guān)鍵因素。據(jù)統(tǒng)計(jì)，最終 NOx排放與煤中的揮發(fā)分呈正相關(guān)[12-14]。

2)床溫。隨爐內(nèi)床溫升高，NOx的生成反應(yīng)減弱，同時(shí)還原反應(yīng)增強(qiáng)，導(dǎo)致NOx生成量減少[15]。

3)過量空氣系數(shù)。O2濃度的增加使揮發(fā)分和焦炭中N的氧化速度加快，但還原效應(yīng)減弱，因此造成總體 NOx排放增加[12-13]。

4)分級(jí)送風(fēng)。NOx排放濃度隨二次風(fēng)比例的提高而降低。

2 爐膛出口NOx濃度預(yù)測(cè)模型建立

2.1 CO濃度預(yù)測(cè)模型

在循環(huán)流化床內(nèi)部，CO濃度影響NOx在焦炭表面還原反應(yīng)的劇烈程度，且與NOx濃度直接相關(guān)，因此，建立精準(zhǔn)的CO濃度預(yù)測(cè)模型對(duì)于NOx濃度預(yù)測(cè)模型的建立具有重要作用。

循環(huán)流化床燃燒過程中，CO和CO2同時(shí)生成，2者的平衡關(guān)系為

(5)

其中，φ為化學(xué)反應(yīng)的機(jī)械因子，主要與溫度和粒徑等有關(guān)。該模型己應(yīng)用于多個(gè)試驗(yàn)[16-17]。直徑為dc的焦炭顆粒可采用文獻(xiàn)[16]的計(jì)算方法。

焦炭顆粒的燃燒速率可表示為

rc=12πdc2kcC(O2)

(6)

其中，C(O2)為O2濃度；kc為燃燒速率常數(shù)，與床溫T有關(guān)，可根據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式[4]計(jì)算，即

kc=0.513Texp(-9 160/T)

(7)

O2濃度可近似取平均值，由入爐風(fēng)量qv決定。

C(O2)=k(O2)qv

(8)

式中，k(O2)為氧量與總風(fēng)量的相關(guān)系數(shù)。

設(shè)定蓄積的焦炭總量均為由平均粒徑dc的焦炭顆粒組成，焦炭顆粒為微觀概念，在焦炭總量計(jì)算過程中，可采用爐內(nèi)的即燃碳量[19]計(jì)算。本文將儲(chǔ)存大量能量并于爐膛中燃燒的碳稱為即燃碳，則即燃碳的總?cè)紵磻?yīng)速率WRC(kg/s)為

(9)

其中，B為爐內(nèi)的即燃炭量，kg；ρc為焦炭顆粒密度。根據(jù)質(zhì)量守恒定律，在CFB鍋爐燃燒過程中，送入爐膛的燃料(包括煤顆粒、煤泥等)一部分即刻燃燒并釋放出熱量，另一部分積蓄在鍋爐的床料中，其中沒有燃燒完全的，作為損失存在于飛灰和底渣中。對(duì)該部分建立模型，可得

(10)

式中，Wc為給煤量，kg/s；Xc為燃料量的收到基碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%；Rc為CFB爐內(nèi)碳的燃燒反應(yīng)速率，kg/s；WPZ為排渣流率，kg/s；Xc,p為底渣含碳量，%；WFL為飛灰流率，kg/s；Xc,f為飛灰含碳量，%。

即燃碳燃燒生成CO的速率YCO可表示為

(11)

將式(8)、(9)代入式(11)得

(12)

其中，qV為總風(fēng)量。對(duì)式(12)進(jìn)行整理可得

YCO(t)=K(CO)B(t)qV

(13)

式中，K(CO)為即燃碳燃燒生成CO速率模型系數(shù)。

即燃碳燃燒產(chǎn)生的 CO繼續(xù)反應(yīng)生成CO2，其純氣相下的反應(yīng)速率r(CO)計(jì)算式[14]為

(14)

式中，Tb為床溫，K；R為氣體常數(shù)(8.319 kJ/(mol·K))；P為大氣壓強(qiáng)，Pa；Y(H2O)為水蒸氣濃度;Y(CO)為CO的體積分?jǐn)?shù)，與摩爾濃度轉(zhuǎn)換的計(jì)算方法可見文獻(xiàn)[4]。

對(duì)式(14)進(jìn)行改進(jìn)后，提出適用于循環(huán)流化床燃燒條件的 CO 燃燒速率計(jì)算方法[18]，即

(15)

式中,rc(CO)、Kcd、ε為改進(jìn)的 CO 燃燒速率(mol/(m3·s))、當(dāng)量直徑比(Kcd=1.7)、空隙率。

體積為V(m3)的燃燒室中，CO的消耗量R(CO)(kg/s)為

R(CO)=28rc(CO)V

(16)

爐膛出口CO量為單位時(shí)間內(nèi)爐膛內(nèi)生成的CO總量與爐內(nèi)CO繼續(xù)反應(yīng)生成CO2量之差，即

(17)

(18)

2.2 爐膛出口NOx預(yù)測(cè)模型

模型假設(shè)循環(huán)流化床內(nèi)NOx的主要成分為NO，且NO的生成反應(yīng)全部發(fā)生在密相區(qū)。燃料N生成NO的轉(zhuǎn)化率與煤中揮發(fā)分有關(guān)，其經(jīng)驗(yàn)式[4,16]為

λ(NO)=-2.841 2×10-4X3+0.013 64X2-
0.306 3X+15.756
X=hn-30.637

(19)

其中，λ(NO)為NO轉(zhuǎn)化率，%；hn為揮發(fā)分，%。在煤質(zhì)穩(wěn)定狀況下，λ(NO)、煤中N含量可視為常數(shù)。

t時(shí)刻生成的氮氧化物濃度，爐膛內(nèi)NO的生成總量為

YNO(t)=mNλ(NO)k(CaO)ζF(t-τ)=k1F(t-τ)

(20)

其中，F(xiàn)(t)為給煤量，kg/s；k(CaO)為脫硫劑催化影響系數(shù)；mN為煤中N含量，%；τ為煤中揮發(fā)分燃燒生成NO的時(shí)間，s；ζ為一、二次風(fēng)配比對(duì)NO生成的影響系數(shù)；k1為NO生成系數(shù)。生成NO的同時(shí)，在焦炭表面會(huì)發(fā)生還原反應(yīng)，其速率計(jì)算公式[4]為

(21)

其中，Tc為焦炭表面溫度，K；Y(NO)為爐膛內(nèi)NO濃度;Y(CO)為焦炭表面CO濃度。則NO的還原反應(yīng)消耗量為

(22)

式中，R(NO)為參與還原反應(yīng)的NO總量，kg/s。

將式(21)代入式(22)并進(jìn)行簡(jiǎn)化得

R(NO)=k2BY(NO)Y0.3(CO)

(23)

式中，k2為NO還原量計(jì)算系數(shù)；Y(CO)可由式(14)得到。

因此，t時(shí)刻煙氣中排放NO含量為煤顆粒燃燒生成NO量與即燃碳顆粒表面還原NO量之差，即

(24)

(25)

2.3 爐膛出口NOx預(yù)測(cè)模型仿真

在290 MW穩(wěn)定工況下，改變給煤量，計(jì)算爐膛出口NOx濃度，結(jié)果如圖2所示?？芍?，計(jì)算值與試驗(yàn)值平均誤差為5.76%，說明計(jì)算值有一定預(yù)測(cè)效果，可提前3～5 min計(jì)算出爐膛出口NOx濃度。

圖2 爐膛出口NOx濃度計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比Fig.2 Comparison of calculated value and experimental value of NOx concentration at furnace outlet

3 CFB氮氧化物爐內(nèi)外綜合排放控制

隨著國家環(huán)保標(biāo)準(zhǔn)越發(fā)嚴(yán)格，通過爐內(nèi)低氮燃燒與SCR、SNCR相互配合，降低污染物排放，達(dá)到環(huán)保要求成為循環(huán)流化床發(fā)展的重要方向。

CFB鍋爐內(nèi)NOx生成量降低的方式主要有控制床溫、分級(jí)送風(fēng)等。床溫升高，導(dǎo)致CO濃度降低，且焦炭表面的NO異相還原反應(yīng)減少，使NOx濃度升高[21]；通過調(diào)整一、二次風(fēng)量[5-6,22]提升二次風(fēng)比率，可形成較強(qiáng)的還原性氣氛，抑制NO的生成。循環(huán)流化床鍋爐NOx生成濃度較低，一般選用SNCR作為爐外脫硝設(shè)備。SNCR脫硝過程中，以氨為還原劑[23]，發(fā)生的還原反應(yīng)有

(26)

(27)

SNCR脫硫效率在30%～50%，電廠實(shí)際操作中，脫硝過程中的噴氨量并未得到有效控制，造成氨逃逸或脫硝效果不佳。因此，在NOx預(yù)測(cè)模型基礎(chǔ)上，有必要設(shè)計(jì)爐內(nèi)外NOx綜合控制策略。以爐膛出口NOx濃度預(yù)測(cè)模型為基礎(chǔ)設(shè)計(jì)的爐內(nèi)外NOx綜合優(yōu)化控制技術(shù)路線如圖3所示。該技術(shù)路線應(yīng)用NOx濃度預(yù)測(cè)模型，對(duì)一、二次風(fēng)量進(jìn)行優(yōu)化，同時(shí)作為SNCR噴氨量的前饋，對(duì)SNCR噴氨量進(jìn)行優(yōu)化，達(dá)到爐內(nèi)低氮燃燒與爐外脫硝的綜合控制。

圖3 爐內(nèi)外NOx綜合控制技術(shù)路線Fig.3 Technical route of comprehensive control of NOx inside and outside the furnace

3.1 基于NOx濃度預(yù)測(cè)模型的一、二次風(fēng)量控制

通過風(fēng)量、給煤量、CO濃度建立CFB爐膛出口NOx濃度預(yù)測(cè)模型。爐內(nèi)一、二次風(fēng)量配比不合理是導(dǎo)致SNCR脫硝控制效果不佳的原因之一。建立NOx濃度預(yù)測(cè)模型，可有效反映爐內(nèi)的燃燒狀況、床溫和一、二次風(fēng)量配比等，快速對(duì)機(jī)組進(jìn)行調(diào)節(jié)。也可作為SNCR的前饋值對(duì)噴氨量進(jìn)行快速修正，達(dá)到CFB機(jī)組NOx綜合優(yōu)化排放的目的。

傳統(tǒng)的二次風(fēng)控制策略，未考慮一、二次風(fēng)量對(duì)于NOx污染物生成的影響，僅由鍋爐主控經(jīng)過氧量校正后形成二次風(fēng)量指令，直接作用于二次風(fēng)機(jī)。圖4為優(yōu)化后的二次風(fēng)控制策略，將爐膛出口NOx濃度加入控制邏輯中，通過預(yù)測(cè)值與試驗(yàn)值的偏差對(duì)二次風(fēng)量指令進(jìn)行修正，在預(yù)測(cè)值偏高時(shí)，適當(dāng)增加二次風(fēng)量，使?fàn)t內(nèi)生成較強(qiáng)的還原性氣氛，有效抑制爐內(nèi)NOx的生成。

圖4 二次風(fēng)優(yōu)化控制思路Fig.4 Secondary air optimization control idea

傳統(tǒng)的一次風(fēng)量控制策略由鍋爐主控形成，主要考慮床溫、負(fù)荷等因素。為盡量降低爐內(nèi)NOx生成量，在調(diào)整二次風(fēng)量的同時(shí)，也要對(duì)一次風(fēng)量進(jìn)行修正。優(yōu)化的一次風(fēng)控制思路如圖5所示。

圖5 一次風(fēng)優(yōu)化控制思路Fig.5 Primary air optimization control idea

圖4將爐膛出口NOx濃度預(yù)測(cè)模型引入控制中，作為一次風(fēng)指令的修正。若NOx預(yù)測(cè)值較高，則適當(dāng)減少一次風(fēng)量、增加二次風(fēng)量，增強(qiáng)爐內(nèi)的還原性氣氛，減少NOx生成。

3.2 基于NOx濃度預(yù)測(cè)模型的SNCR控制方案

爐內(nèi)一、二次風(fēng)量進(jìn)行優(yōu)化的同時(shí)，需根據(jù)NOx濃度預(yù)測(cè)模型，設(shè)計(jì)新的SNCR噴氨量?jī)?yōu)化控制方案。傳統(tǒng)的SNCR控制方式僅通過NOx的設(shè)定值與SNCR尾部測(cè)得的實(shí)際值做偏差后，利用PID控制，但負(fù)荷波動(dòng)時(shí)，NOx排放常超標(biāo)，控制效果不佳，因此電廠中的SNCR設(shè)備并未使用自動(dòng)控制。

圖6為基于NOx濃度預(yù)測(cè)的SNCR控制方案，將NOx濃度預(yù)測(cè)模型作為SNCR的前饋，使SNCR提前調(diào)節(jié)噴氨量。爐膛出口煙溫對(duì)SNCR的脫硝效率有一定影響。爐膛出口煙溫低于900 ℃時(shí)，溫度越高，脫硫效率越高；高于900 ℃時(shí)，溫度越高，脫硝效率降低。即燃碳熱量信號(hào)反映爐內(nèi)的熱量波動(dòng)，當(dāng)即燃碳熱量信號(hào)取微分后為正數(shù)時(shí)，即爐內(nèi)熱量加速上升，且煙溫高于900 ℃時(shí)，脫硫效率偏低，需調(diào)節(jié)噴氨量。

圖6 基于NOx濃度預(yù)測(cè)的SNCR控制方案Fig.6 SNCR control scheme based on NOx concentration prediction

4 結(jié) 論

1)本文分析了循環(huán)流化床機(jī)組爐內(nèi)NOx(主要為NO)與CO的生成與自還原反應(yīng)動(dòng)力學(xué)，并分析了CFB操作對(duì)NOx生成的影響因素，建立了CO生成模型與燃燒模型。

2)根據(jù)2個(gè)CO模型建立NOx的生成模型與還原模型，最終建立了循環(huán)流化床機(jī)組爐膛出口NOx濃度的預(yù)測(cè)模型。

3)根據(jù)模型提出了爐內(nèi)外NOx綜合控制技術(shù)路線，通過爐膛出口NOx濃度預(yù)測(cè)模型對(duì)SNCR噴氨量與爐內(nèi)一、二次風(fēng)量?jī)?yōu)化提供指導(dǎo)，提出基于NOx預(yù)測(cè)模型的一、二次風(fēng)量?jī)?yōu)化控制與SNCR優(yōu)化控制思路，為CFB機(jī)組NOx低排放控制提供參考。