申 欣,趙 強(qiáng),喬曉磊,楊海瑞,張 縵,賈 里,金 燕
(1.太原理工大學(xué) 電氣與動(dòng)力工程學(xué)院,山西 太原 030021;2.清華大學(xué) 能源與動(dòng)力工程系,北京 100084)
循環(huán)流化床CFB(Circulating Fluidized Bed)鍋爐燃燒技術(shù)已經(jīng)成為我國(guó)低熱值燃料規(guī)?;玫淖罴逊绞剑⑦m應(yīng)目前超低排放和火電調(diào)峰的需求。目前中國(guó)有2臺(tái)660 MW,1臺(tái)600 MW和46臺(tái)350 MW超臨界CFB鍋爐投入商業(yè)運(yùn)行,規(guī)模國(guó)際最大,其中350 MW超臨界CFB鍋爐應(yīng)用最廣。隨著環(huán)保壓力日趨增大,我國(guó)政府已經(jīng)明確提出超低排放的要求,CFB鍋爐機(jī)組的污染物排放面臨新的挑戰(zhàn),各種燃燒中及燃燒后污染物控制技術(shù)相繼得以工程實(shí)施,從而保證CFB鍋爐在不同工況下均可滿足超低排放的環(huán)保要求。然而,在CFB機(jī)組運(yùn)行過(guò)程中,由于各種原因會(huì)造成鍋爐啟停,不僅會(huì)影響電廠的經(jīng)濟(jì)效益,也面臨著嚴(yán)重的安全問(wèn)題。
當(dāng)CFB機(jī)組的鍋爐系統(tǒng)或輔機(jī)系統(tǒng)出現(xiàn)故障時(shí),可以在短時(shí)間完成修復(fù),經(jīng)常采用的方法是機(jī)組解列,然后鍋爐壓火處理,故障解除后,鍋爐可以迅速熱啟動(dòng),充分體現(xiàn)了CFB 鍋爐的優(yōu)越性。呂俊復(fù)等分析了75 t/h中壓CFB鍋爐的啟動(dòng)、壓火特性,表明壓火后可以直接進(jìn)行熱態(tài)啟動(dòng)。陶樹(shù)成等多次對(duì)220 t/h CFB鍋爐進(jìn)行壓火和熱態(tài)啟動(dòng),總結(jié)了實(shí)踐操作的方法和經(jīng)驗(yàn)。袁登友等分析了300 MW CFB鍋爐的壓火和啟動(dòng)過(guò)程,并且總結(jié)了安全可行的操作技術(shù)。當(dāng)前,對(duì)CFB鍋爐壓火過(guò)程的研究,大多數(shù)學(xué)者僅僅關(guān)注實(shí)踐操作以及經(jīng)驗(yàn)總結(jié),對(duì)壓火過(guò)程CFB鍋爐溫度、氧量、流場(chǎng)變化以及污染物排放的研究較少。
CFB鍋爐壓火過(guò)程中,可能會(huì)發(fā)生料層溫度下降快、蓄熱少及污染物排放超標(biāo)等問(wèn)題,對(duì)電廠的安全、環(huán)保以及運(yùn)行構(gòu)成威脅,因此有必要對(duì)CFB鍋爐壓火特性進(jìn)行研究。筆者以350 MW超臨界CFB鍋爐為研究對(duì)象,對(duì)CFB鍋爐壓火過(guò)程進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)和數(shù)值模擬,從而對(duì)鍋爐壓火過(guò)程中的流場(chǎng)、溫度變化、氧量變化以及污染物排放進(jìn)行分析。
350 MW超臨界CFB鍋爐為超臨界參數(shù)變壓運(yùn)行直流爐,鍋爐型號(hào)為SG-1208/25.4-M4605,采用循環(huán)流化床燃燒方式、單爐膛、汽冷式旋風(fēng)氣固分離器、一次中間再熱、平衡通風(fēng)、固態(tài)排渣。鍋爐主要由懸吊全膜式水冷壁爐膛、汽冷旋風(fēng)分離器、回料系統(tǒng)以及后煙井對(duì)流受熱面等組成,鍋爐主要部件幾何尺寸見(jiàn)表1。在CFB鍋爐中,燃料破碎系統(tǒng)采用二級(jí)破碎方案,保證入爐煤粒度范圍0~12 mm,中值粒徑=1.5 mm,入爐煤粒徑分布如圖1(a)所示。粒度合格的燃料進(jìn)入爐前大煤斗,由給煤機(jī)將煤粒送至鍋爐落煤管上方,入爐煤為洗中煤、煤矸石和煤泥的混煤,表2列出了燃料中水分()、灰分()、揮發(fā)分()、固定碳(FC) 和碳(C)、氫(H)、氧(O)、氮(N)、硫(S)質(zhì)量分?jǐn)?shù)以及低位發(fā)熱量()。啟動(dòng)床料通常采用河沙或燃盡程度高的煤灰,顆粒范圍0~1 mm,=0.4 mm,啟動(dòng)時(shí)床料粒徑分布如圖1(b)所示。
表1 鍋爐主要部件幾何尺寸Table 1 Geometric dimensions of main boiler components
圖1 入爐煤、啟動(dòng)床料和石灰石粒徑分布Fig.1 Particle size distribution of coal in furnace,starter bed material and limestone
石灰石入爐顆粒范圍0~1 mm,=0.3 mm,石灰石粒徑分布如圖1(c)所示。CFB鍋爐石灰石給料口設(shè)在回料腿上,石灰石噴管插入回料腿中,可使石灰石迅速與大量床料均勻混合,提高使用率和脫硫效率。石灰石粉一般采用氣力輸送,石灰石噴口規(guī)格為159 mm×5 mm,噴口處壓力不小于15 kPa,鈣硫摩爾比(Ca/S)為2.5,石灰石成分見(jiàn)表3。
CFB床鍋爐中布置了煙氣溫度、壓力、取樣測(cè)點(diǎn),并設(shè)置了大量的爐膛壓差、床溫、流化風(fēng)壓力以及風(fēng)量測(cè)點(diǎn),提供必需的監(jiān)控手段和保護(hù)措施,以保證鍋爐安全、穩(wěn)定、高效運(yùn)行。爐膛溫度采用溫度傳感器,型號(hào)為WRNK2-2335N,量程0~1 100 ℃,壓力采用壓力傳感器,型號(hào)為EJA110E-JMS5J-917EA,量程0~16 Pa,溫度和壓力測(cè)管規(guī)格均為51 mm×3 mm,壓力測(cè)點(diǎn)分布見(jiàn)表4。
表3 石灰石成分Table 3 Limestone composition %
表4 爐膛壓力和溫度測(cè)點(diǎn)分布Table 4 Distribution of pressure and temperature measurement points in furnace
對(duì)于O,NO,SO等氣體組分的取樣點(diǎn)位于旋風(fēng)分離器入口處,如圖2所示,A,B,C三個(gè)旋風(fēng)分離器入口處各有1個(gè)測(cè)點(diǎn),由套管和密封球閥組成。
圖2 爐膛出口煙氣取樣測(cè)點(diǎn)分布Fig.2 Distribution of flue gas sampling and measuring points at the outlet of furnace
煙氣中O,NO以及SO的質(zhì)量濃度由實(shí)時(shí)測(cè)量獲得,由于旋風(fēng)分離器進(jìn)口處煙氣為高溫和高灰質(zhì)量濃度,因此需要采用高溫?zé)煔馊蛹胺治鲅b置,試驗(yàn)中采用的煙氣取樣系統(tǒng)如圖3所示,主要由采樣管(煙氣取樣)、過(guò)濾器(除灰)、干燥器(除水)、真空泵(提供抽取壓力)以及煙氣分析儀(型號(hào):Ecom-J2KN Pro IN,對(duì)抽取煙氣進(jìn)行實(shí)時(shí)在線監(jiān)測(cè))組成,試驗(yàn)過(guò)程中,按次序依次測(cè)量A,B,C分離器入口處的O體積分?jǐn)?shù)、NO質(zhì)量濃度和SO質(zhì)量濃度,不銹鋼采樣管插入爐墻的深度分別為0.5,1.0和1.5 m,每個(gè)測(cè)點(diǎn)選取3組試驗(yàn)數(shù)據(jù)取平均值。爐膛壓力和溫度的試驗(yàn)數(shù)據(jù)通過(guò)電廠DCS(Distributed Control System)系統(tǒng)采集。
圖3 高溫?zé)煔馊酉到y(tǒng)Fig.3 High temperature flue gas sampling system diagram
當(dāng)CFB鍋爐進(jìn)行壓火操作時(shí),鍋爐負(fù)荷首先降至最低穩(wěn)燃負(fù)荷,即100 MW負(fù)荷,此時(shí)主蒸汽壓力為14.04 MPa,給水流量為438.22 t/h。當(dāng)鍋爐達(dá)到最低負(fù)荷后,進(jìn)行主燃料跳閘MFT(Main Fuel Trip)操作,切斷進(jìn)入爐膛的燃料后,保持引風(fēng)機(jī)、二次風(fēng)機(jī)、一次風(fēng)機(jī)和高壓流化風(fēng)機(jī)運(yùn)行,使殘存在爐膛內(nèi)的揮發(fā)物和可燃物燃燼,主蒸汽壓力為12.36 MPa,給水流量為391.35 t/h。當(dāng)爐膛出口氧量達(dá)到18%時(shí),進(jìn)行鍋爐跳閘BT(Boiler Trip)操作,主蒸汽壓力為8.92 MPa,給水流量為187.51 t/h,當(dāng)爐膛溫度降至970 K時(shí),停止一次風(fēng)機(jī)和高壓流化風(fēng)機(jī),當(dāng)爐膛溫度降至920 K時(shí),停止二次風(fēng)機(jī)、引風(fēng)機(jī)以及關(guān)閉所有風(fēng)道擋板,以減少爐內(nèi)的熱量損失。
Barracuda是基于計(jì)算顆粒流體力學(xué)CPFD(Computational Particle Fluid Dynamics)方法的商業(yè)軟件,CPFD方法基于歐拉-拉格朗日框架對(duì)顆粒體多相流進(jìn)行模擬。
氣相和固相控制方程見(jiàn)表5,文獻(xiàn)[18-19]對(duì)相關(guān)方程有更詳細(xì)的描述。
表5 氣相和固相控制方程[18-21]Table 5 Governing equations for the gas and solid phases[18-21]
在MP-PIC體系中,非均相反應(yīng)速率可以由每個(gè)離散粒子計(jì)算,也可以基于網(wǎng)格單元計(jì)算??紤]到計(jì)算粒子數(shù)量較多,筆者采用細(xì)胞平均化學(xué)模型,將離散粒子特性映射到歐拉網(wǎng)格,得到細(xì)胞平均粒子特性。多相反應(yīng)的質(zhì)量、動(dòng)量和能量在氣相和固相之間傳遞,顆粒粒徑的變化也被考慮在內(nèi)。
在所構(gòu)建的模型中,選取了15個(gè)非均相反應(yīng)和均相反應(yīng)來(lái)代表循環(huán)流化床鍋爐的主要化學(xué)過(guò)程?;瘜W(xué)反應(yīng)模型主要包括碳顆粒的燃燒和氣化、揮發(fā)分(CO,CH,H,HCN,NH,HS和CHO)燃燒以及氣態(tài)污染物(SO和NO)的形成。相關(guān)的化學(xué)方程式和反應(yīng)速率見(jiàn)表6,7,反應(yīng)機(jī)理的詳細(xì)描述可參考文獻(xiàn)[20-25]。
表6 化學(xué)反應(yīng)方程式[20-25]Table 6 Chemical reaction equation[20-25]
續(xù)表
表7 反應(yīng)速率和反應(yīng)速率系數(shù)[20-25]Table 7 Reaction rate and reaction rate coefficient[20-25]
對(duì)某350 MW超臨界循環(huán)流化床鍋爐進(jìn)行全回路建模,如圖4所示,主要包括爐膛、旋風(fēng)分離器、雙“U”型回料器等。鍋爐前墻設(shè)置6個(gè)給煤口,12個(gè)上二次風(fēng)口;后墻設(shè)置7個(gè)上二次風(fēng)口,7個(gè)下二次風(fēng)口;左右墻各設(shè)置1個(gè)上二次風(fēng)口;爐膛下部設(shè)置6個(gè)排渣口;每個(gè)回料腿設(shè)置1個(gè)石灰石進(jìn)口,共計(jì)6個(gè)。
圖4 循環(huán)流化床鍋爐全回路模型Fig.4 Full loop model of CFB boiler
基于CFB鍋爐實(shí)際壓火操作,對(duì)CFB鍋爐進(jìn)行壓火數(shù)值模擬,主要分為4個(gè)階段:1為負(fù)荷100 MW穩(wěn)定工況階段;2為停止給煤機(jī)和石灰石輸送階段;3為爐膛溫度降至約970 K時(shí),停止一次風(fēng)機(jī)和高壓流化風(fēng)機(jī);4為爐膛溫度降至約920 K時(shí),停止二次風(fēng)機(jī)和引風(fēng)機(jī)。本文對(duì)CFB鍋爐壓火過(guò)程進(jìn)行分析,模擬工況的主要參數(shù)見(jiàn)表8。
表8 模擬工況的主要參數(shù)Table 8 Main parameters of simulated working conditions
數(shù)值模擬計(jì)算中最重要的一個(gè)環(huán)節(jié)是對(duì)數(shù)值模型進(jìn)行準(zhǔn)確性驗(yàn)證。CFB鍋爐建模后,對(duì)壓火過(guò)程進(jìn)行模擬計(jì)算,并對(duì)鍋爐壓火過(guò)程的相關(guān)測(cè)點(diǎn)進(jìn)行實(shí)際測(cè)量,將鍋爐100 MW最低穩(wěn)燃工況的模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證。
爐膛壓力和溫度測(cè)點(diǎn)分布見(jiàn)表4,根據(jù)鍋爐實(shí)際壓力和溫度測(cè)點(diǎn)的布置,在所構(gòu)建的鍋爐模型中對(duì)爐膛相同位置的壓力和溫度進(jìn)行監(jiān)測(cè),圖5為爐膛壓力和溫度實(shí)測(cè)與模擬對(duì)比,模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)具有良好的一致性,模擬準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)了爐膛的壓力和溫度分布,爐膛壓力平均誤差為5.6%,壓力最大誤差為12.7%,爐膛溫度平均誤差為2.3%,溫度最大誤差為2.9%。對(duì)鍋爐100 MW工況,采用煙氣取樣系統(tǒng)進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn),對(duì),,三個(gè)測(cè)點(diǎn)O體積分?jǐn)?shù)、NO質(zhì)量濃度和SO質(zhì)量濃度的實(shí)測(cè)和模擬值進(jìn)行對(duì)比,如圖6所示,其中O體積分?jǐn)?shù)平均誤差為6.3%,NO質(zhì)量濃度平均誤差為5.7%,SO質(zhì)量濃度平均誤差為8.5%,驗(yàn)證了數(shù)值模型的準(zhǔn)確性。
圖5 爐膛壓力和溫度實(shí)測(cè)與模擬對(duì)比Fig.5 Comparison between measured and simulated pressure and temperature in furnace
圖6 氣體組分實(shí)測(cè)與模擬對(duì)比Fig.6 Comparison between measured and simulated gas components
CFB鍋爐的壓火操作以及壓火時(shí)間取決于床溫的變化,同時(shí)爐膛內(nèi)燃煤的燃盡程度可以通過(guò)爐膛出口氧量變化進(jìn)行監(jiān)測(cè),不同階段床溫和氧量的變化情況如圖7所示。鍋爐運(yùn)行穩(wěn)定階段,床溫和氧量呈現(xiàn)穩(wěn)定波動(dòng),床溫約為1 050 K,O體積分?jǐn)?shù)約為4.3%。停止給煤機(jī)和石灰石輸送后,由于爐膛內(nèi)存在大量的活性殘?zhí)家约叭济簱]發(fā)分,床溫和氧量剛開(kāi)始變化不大,隨著活性殘?zhí)己蛽]發(fā)分的消耗,床溫呈現(xiàn)下降趨勢(shì),氧量急劇上升。當(dāng)床溫降至970 K時(shí),O體積分?jǐn)?shù)約為18%,表明爐膛內(nèi)的活性殘?zhí)己蛽]發(fā)分已經(jīng)基本燃盡。為避免旋風(fēng)分離器和回料裝置內(nèi)的低溫物料返回爐膛,此時(shí)應(yīng)停止一次風(fēng)機(jī)和高壓流化風(fēng)機(jī),爐膛內(nèi)物料開(kāi)始回落。隨著床溫降至約920 K時(shí),爐膛出口O體積分?jǐn)?shù)持續(xù)上升,停止二次風(fēng)機(jī)和引風(fēng)機(jī),鍋爐進(jìn)入密閉狀態(tài),不再有空氣進(jìn)入,由于可燃物進(jìn)一步燃燒,O體積分?jǐn)?shù)達(dá)到20%后開(kāi)始下降,最終穩(wěn)定在19.5%。床溫降至905 K后,降溫速率變小,降溫速率由15 K/min變?yōu)? K/min,表明鍋爐的熱量損失減弱,從而延長(zhǎng)壓火時(shí)間。
圖7 不同階段床溫和O2體積分?jǐn)?shù)變化情況Fig.7 Changes of bed temperature and oxygenvolume fraction in different stages
CFB鍋爐處于階段1時(shí),由于工況穩(wěn)定,爐膛內(nèi)的顆粒流動(dòng)呈現(xiàn)穩(wěn)定狀態(tài)。顆粒體積分?jǐn)?shù)隨著爐膛高度增大呈下降趨勢(shì),由于二次風(fēng)的擾動(dòng)以及回料閥返料影響,密相區(qū)顆粒體積分?jǐn)?shù)分布不均勻,稀相區(qū)受二次風(fēng)和返料影響較小,床料比密相區(qū)分布均勻。鍋爐的循環(huán)倍率約為30,由于爐膛內(nèi)存在大量的床料,停止給煤機(jī)后,爐膛內(nèi)的顆粒流動(dòng)沒(méi)有明顯的變化。當(dāng)一次風(fēng)機(jī)和高壓流化風(fēng)機(jī)停止后,大顆粒物料開(kāi)始回落,小顆粒物料受引風(fēng)機(jī)作用進(jìn)入旋風(fēng)分離器,二次風(fēng)擾動(dòng)對(duì)物料回落速度產(chǎn)生影響。當(dāng)停止二次風(fēng)機(jī)和引風(fēng)機(jī)后,鍋爐處于密閉狀態(tài),爐膛內(nèi)物料回落速度加快,返料腿內(nèi)的物料受重力作用返回到爐膛,鍋爐不同階段的顆粒流場(chǎng)變化如圖8所示。
圖8 不同階段顆粒流場(chǎng)變化Fig.8 Variation of particle flow field in different stages
壓火時(shí)爐膛底部床料分布如圖9所示,床料靜止后出現(xiàn)了明顯的分層現(xiàn)象,根據(jù)顆粒體積分?jǐn)?shù)分布主要分為3層,上層床料平均體積分?jǐn)?shù)為0.02,中層床料平均體積分?jǐn)?shù)為0.08,下層床料平均體積分?jǐn)?shù)為0.45。壓火時(shí)底部床料分層情況見(jiàn)表9,底部床料85%為下層床料,下層床料堆積高度約為1 m,符合鍋爐啟動(dòng)床料高度。
圖9 壓火時(shí)爐膛底部床料分布Fig.9 Bed material distribution at the bottom of the furnace during banked fire
底部床料分層影響最大的因素是顆粒粒徑,床料沿爐膛深度和寬度方向的粒徑分布如圖10所示。顆粒粒徑主要對(duì)顆粒的重力和慣性作用存在影響,顆粒粒徑越大,重力和慣性作用的影響越大。下層為大顆粒床料,平均顆粒粒徑為1.2 mm,由于顆粒較大,受重力和慣性作用影響大,下落速度快,所以大顆粒堆積在下層。中層為小顆粒床料,平均粒徑為0.5 mm,由于顆粒較小,受重力和慣性作用影響較小,并受熱浮力影響,下落速度低于大顆粒,因此小顆粒位于中層。上層床料所占質(zhì)量分?jǐn)?shù)僅為5%,摻雜了大顆粒和小顆粒,所受熱浮力和自身重力相當(dāng),顆粒處于懸浮狀態(tài),在密閉爐膛內(nèi)懸浮高度保持不變。
表9 壓火時(shí)底部床料分層情況Table 9 Lamination of bed material at the bottom during banked fire
圖10 底部床料沿爐膛深度和寬度方向的粒徑分布Fig.10 Particle size distribution of bottom bed material along the depth and width of furnace
不同階段NO質(zhì)量濃度變化情況如圖11所示。在穩(wěn)定工況時(shí),爐膛高度(距布風(fēng)板高度)受一次流化風(fēng)影響,NO質(zhì)量濃度最低,平均質(zhì)量濃度為150 mg/m。從變化到,隨著爐膛高度增大,NO質(zhì)量濃度呈下降趨勢(shì),其中和處于密相區(qū),和處于稀相區(qū)。密相區(qū)NO的平均質(zhì)量濃度為280 mg/m,稀相區(qū)NO的平均質(zhì)量濃度為172 mg/m。謝俊等研究表明揮發(fā)分析出和未完全燃燒主要發(fā)生在爐膛底部燃燒室區(qū)域,二次風(fēng)的引入加速了CO的燃燒反應(yīng)。隨著爐膛高度的增加,燃煤顆粒與O持續(xù)反應(yīng),NO生成受到O體積分?jǐn)?shù)降低的限制,同時(shí)稀相區(qū)CO和殘?zhí)碱w粒(C)進(jìn)一步促進(jìn)了NO的還原,從而導(dǎo)致稀相區(qū)NO質(zhì)量濃度降低。許超等研究同樣表明CFB鍋爐稀相區(qū)NO質(zhì)量濃度降低,分布比較均勻。
圖11 不同階段NOx質(zhì)量濃度變化情況Fig.11 Variation of NOx mass concentration in different stages
停止給煤機(jī)后,爐膛內(nèi)不同高度的NO質(zhì)量濃度均逐漸降低,其中的降低幅度最大。當(dāng)停止一次風(fēng)機(jī)和高壓流化風(fēng)機(jī)后,伴隨爐膛床料回落,密相區(qū)NO質(zhì)量濃度回升,稀相區(qū)NO質(zhì)量濃度持續(xù)下降。停止二次風(fēng)機(jī)和引風(fēng)機(jī)后,爐膛NO質(zhì)量濃度先下降,后穩(wěn)定不變,稀相區(qū)NO的平均質(zhì)量濃度為83 mg/m。壓火時(shí)底部床料分層影響NO質(zhì)量濃度分布,對(duì)應(yīng)下層,對(duì)應(yīng)中層,對(duì)應(yīng)上層,壓火時(shí)NO質(zhì)量濃度與顆粒的體積分?jǐn)?shù)呈負(fù)相關(guān),下層床料NO平均質(zhì)量濃度為31 mg/m,中層床料NO平均質(zhì)量濃度為60 mg/m,上層床料NO平均質(zhì)量濃度為121 mg/m。
不同階段SO質(zhì)量濃度變化情況如圖12所示。在燃燒工況穩(wěn)定階段,爐膛高度受一次流化風(fēng)影響,SO質(zhì)量濃度最低,平均質(zhì)量濃度為2 433 mg/m。SO生成過(guò)程主要集中在CFB鍋爐密相區(qū)H3位置,該位置靠近給煤口,說(shuō)明燃煤進(jìn)入爐膛會(huì)迅速反應(yīng)生成SO。爐膛稀相區(qū)和位置由于氣固混合,SO質(zhì)量濃度逐漸降低,SO質(zhì)量濃度密相區(qū)高于稀相區(qū)。燃煤進(jìn)入爐膛后,熱解析出HS,并被迅速氧化生成SO,石灰石從回料腿噴入并與大量床料混合,進(jìn)入爐膛密相區(qū),發(fā)生脫硫反應(yīng),并隨著爐膛高度的增加,脫硫反應(yīng)持續(xù)進(jìn)行,從而導(dǎo)致SO濃度密相區(qū)高于稀相區(qū)。KEENER等研究表明,爐膛密相區(qū)中生成的CO會(huì)將部分SO還原成S,S進(jìn)一步被CO還原生成COS,導(dǎo)致部分SO轉(zhuǎn)化為COS,COS和SO發(fā)生還原反應(yīng)生成S,部分S進(jìn)一步被氧化成硫酸鹽而固化于爐渣中。龔振和陳愛(ài)平等通過(guò)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn),煤矸石中含有較多的 Al,K,F(xiàn)e,Ca,Ti 等金屬元素,這些金屬元素氧化后可為COS還原SO創(chuàng)造催化條件,關(guān)于S元素在灰渣中固化的機(jī)理還需結(jié)合相關(guān)試驗(yàn)進(jìn)一步研究。
圖12 不同階段SO2質(zhì)量濃度變化情況Fig.12 Variation of SO2 mass concentration in different stages
停止給煤和石灰石輸送后,爐膛仍存在大量活性殘?zhí)迹沂坎蛔?,爐膛內(nèi)石灰石脫硫作用減弱,導(dǎo)致SO質(zhì)量濃度先短暫上升后迅速下降,爐膛內(nèi)SO質(zhì)量濃度最高值達(dá)到了4 250 mg/m。停止一次風(fēng)機(jī)和高壓流化風(fēng)機(jī)后,爐膛內(nèi)SO質(zhì)量濃度持續(xù)下降,稀相區(qū)下降幅度高于密相區(qū)。停止二次風(fēng)機(jī)和引風(fēng)機(jī)后,爐膛進(jìn)入密閉狀態(tài),隨著床料回落完成,SO質(zhì)量濃度保持不變,爐膛上部SO平均質(zhì)量濃度為756 mg/m,爐膛下部SO質(zhì)量濃度同樣受到床料分層影響,上層床料SO質(zhì)量濃度最高,為1 680 mg/m。
CFB鍋爐壓火過(guò)程中,為減小床料散熱,保證爐膛床溫,需要及時(shí)關(guān)停送風(fēng)機(jī)和引風(fēng)機(jī),而爐膛內(nèi)NO和SO質(zhì)量濃度可能會(huì)嚴(yán)重超標(biāo),其中NO平均質(zhì)量濃度約為100 mg/m,SO平均質(zhì)量濃度約為1 160 mg/m,因此CFB鍋爐壓火后再啟動(dòng)過(guò)程,應(yīng)該特別關(guān)注NO和SO質(zhì)量濃度變化,從而保證NO和SO質(zhì)量濃度達(dá)到排放標(biāo)準(zhǔn)。
(1)超臨界CFB鍋爐模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)具有良好的一致性,模擬準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)了爐膛的壓力、溫度以及氣體組分分布,壓力平均誤差為5.6%,溫度平均誤差為2.3%,O體積分?jǐn)?shù)的平均誤差為6.3%,NO質(zhì)量濃度的平均誤差為5.7%,SO質(zhì)量濃度的平均誤差為8.5%,驗(yàn)證了數(shù)值模型的準(zhǔn)確性。
(2)壓火過(guò)程,鍋爐進(jìn)入密閉狀態(tài),O體積分?jǐn)?shù)達(dá)到20%后開(kāi)始下降,最終穩(wěn)定在19.5%。床溫降至905 K后,降溫速率變小,降溫速率由15 K/min變?yōu)? K/min。
(3)壓火過(guò)程爐膛底部床料靜止后出現(xiàn)了分層現(xiàn)象,底部床料85%為下層床料,下層床料堆積高度約為1 m,符合鍋爐啟動(dòng)床料高度。底部床料分層影響最大的因素是顆粒粒徑,下層為大顆粒床料,平均顆粒粒徑為1.2 mm,中層為小顆粒床料,平均粒徑為0.5 mm,上層床料所占質(zhì)量分?jǐn)?shù)僅為5%,摻雜了大顆粒和小顆粒,顆粒處于懸浮狀態(tài),在密閉爐膛內(nèi)懸浮高度保持不變。
(4)CFB鍋爐壓火過(guò)程中,爐膛內(nèi)NO平均質(zhì)量濃度約為100 mg/m,SO平均質(zhì)量濃度約為1 160 mg/m,因此CFB鍋爐壓火后再啟動(dòng)過(guò)程,應(yīng)該特別關(guān)注NO和SO質(zhì)量濃度變化,從而保證NO和SO質(zhì)量濃度達(dá)到排放標(biāo)準(zhǔn)。