蓄熱元件動態(tài)壁溫控制技術(shù)解決空預器堵灰問題研究

石偉偉,申先念,韋紅旗,王華志

(1.浙江興核智拓科技有限公司，浙江 麗水 323000；2.東南大學，江蘇 南京 210000)

1 引言

當前電力行業(yè)全面執(zhí)行燃煤機組超低排放標準，要求NOx排放指標不高于50 mg/m3[1]；部分地區(qū)最新出臺的深度減排政策要求NOx排放濃度不高于30 mg/m3；某些發(fā)電集團或地方管理部門甚至提出不高于20 mg/m3的環(huán)保領(lǐng)先指標要求。我國十四五規(guī)劃中，生態(tài)環(huán)境部也明確把NOx減排作為空氣質(zhì)量改善關(guān)鍵指標之一。控制NOx排放技術(shù)主要包括低氮燃燒和煙氣脫硝[2-3]，國內(nèi)燃煤鍋爐采用的NOx減排工藝主要是爐內(nèi)低氮燃燒和選擇性催化還原技術(shù)(SCR)或選擇性非催化還原技術(shù)(SNCR)等的多技術(shù)聯(lián)合使用方案[4-8]。然而燃煤機組脫硝裝置在還原劑用量不精準、煙氣流場不均以及氨氮混合不均勻等因素的影響下，產(chǎn)生大量氨逃逸并進入下游設(shè)備[9-12]。上述逃逸的氨與煙氣中SO3、水蒸氣等生成硫酸氫銨（ammonium hydrogen sulfate,ABS），煙氣中SO3與水蒸氣生成硫酸，兩種物質(zhì)在煙氣流經(jīng)下游回轉(zhuǎn)式空預器蓄熱元件降溫過程中均會凝結(jié)，黏附飛灰，導致較為嚴重的空預器堵灰問題[13-17]。

應(yīng)對回轉(zhuǎn)式空預器堵灰難題，電廠常采用暖風器、熱風再循環(huán)和空氣循環(huán)風防堵等技術(shù)手段[18]，但仍不能很好解決此問題。此外，通過運行方式調(diào)整，采用單側(cè)煙氣升溫法也在解決空預器堵灰問題中有應(yīng)用實踐，且應(yīng)用效果顯著。單側(cè)煙氣升溫法可以通過機組運行方式調(diào)整提高ABS沉積區(qū)壁溫，達到使積灰變松散的目的，因此其具有無需輔助設(shè)備、經(jīng)濟適用和耗時短等優(yōu)點[19-21]。然而，排煙溫度上升幅度較大不僅可能造成空預器動靜碰磨，而且會對下游除塵器、引風機等設(shè)備的安全運行造成不利影響，一定程度上限制了該技術(shù)的廣泛應(yīng)用。

為突破常規(guī)單側(cè)煙氣升溫法使用過程中存在的局限，提高空預器防堵性能，本文以某600 MW機組空預器為研究對象，提出一種防堵改造技術(shù)方案，即通過增加分環(huán)輪循升溫模塊達到分環(huán)提升蓄熱元件壁溫的目的，并進一步增加分環(huán)輪循吹掃模塊鞏固清灰效果。通過對空預器常規(guī)運行方式和分環(huán)輪循升溫方式下壁溫和氣體溫度場模擬計算結(jié)果的分析可知，分環(huán)輪循升溫方式能夠顯著提高空預器冷端局部蓄熱元件壁溫，而平均排煙溫度提升幅度較小。該技術(shù)方案可有效應(yīng)對空預器堵灰難題，并為空預器防堵技術(shù)發(fā)展與應(yīng)用提供理論依據(jù)與參考。

2 研究對象與方法

2.1 研究對象

本文以某600 MW燃煤機組兩臺對稱分布的三分倉回轉(zhuǎn)式空氣預熱器為研究對象，旋轉(zhuǎn)方向為煙氣-二次風-一次風-煙氣，煙氣/二次風、二次風/一次風和一次風/煙氣扇形板這三者所占角度分別為22.5°、15°和22.5°，煙氣、二次風和一次風分倉所占角度分別為 165°、135°和 22.5°。轉(zhuǎn)子直徑Φ14.235 m，熱端和冷端蓄熱元件高度均為1.1 m。該燃煤機組在超低排放改造完成后，空預器存在較為嚴重的堵灰問題。

2.2 防堵改造技術(shù)方案

2.2.1 防堵改造技術(shù)方案原理

為解決該空預器堵灰難題，提出空預器防堵改造技術(shù)方案，具體為增加“分環(huán)輪循升溫模塊”和“分環(huán)輪循吹掃模塊”，提高空預器蓄熱元件的持續(xù)清灰及防堵灰能力。

上述防堵改造技術(shù)方案是將空預器轉(zhuǎn)子冷端端面分為多個環(huán)形區(qū)域，并同步將冷二次風道分隔為相應(yīng)的多個環(huán)形獨立進風通道，通過輪循控制進入各個環(huán)形通道的冷風量，控制該環(huán)形分區(qū)內(nèi)蓄熱元件的熱交換量，提升該環(huán)蓄熱元件壁溫，氣化粘附在蓄熱元件內(nèi)部的酸液，使積灰變得松散，同時在空預器冷端設(shè)置熱風分環(huán)輪循吹掃分倉，對該環(huán)升溫區(qū)域引入熱一次風進行吹掃，提高蓄熱元件的清潔度，強化防堵效果，并對非升溫區(qū)域提供臨時熱風保護。

“分環(huán)輪循升溫模塊”和“分環(huán)輪循吹掃模塊”兩個功能模塊相互配合，對空預器蓄熱元件實現(xiàn)分環(huán)動態(tài)壁溫控制的同時，配合分環(huán)強化吹掃，解決空預器堵灰難題，具體實現(xiàn)方式如圖1所示。

圖1 分環(huán)輪循升溫模塊+分環(huán)輪循吹掃模塊防堵方案示意圖Fig1.Schematic diagram of the scheme of the sub-cycle heating module combined with the sub-cycle purging module

“分環(huán)輪循升溫模塊”實現(xiàn)方式為：在空預器轉(zhuǎn)子冷端端面設(shè)置周向隔板和密封，把蓄熱元件冷端端面劃分為3個獨立的環(huán)形進風區(qū)間；同步將冷二次風道通過隔板劃分為3個獨立的進風風道，冷二次風的3個風道出口分別與冷端端面的3個環(huán)形進風口依次連通，從而使轉(zhuǎn)子在冷端二次風分倉內(nèi)部形成了3個環(huán)形的進風區(qū)間。每個獨立的冷二次風風道進口分別設(shè)有調(diào)節(jié)門，以此控制進入蓄熱元件各環(huán)的冷二次風風量。

“分環(huán)輪循吹掃模塊”實現(xiàn)方式為：在空預器冷端一次風分倉和二次風分倉之間設(shè)置防堵灰吹掃分倉，防堵灰吹掃分倉進口與熱一次風道相連通，在防堵灰吹掃分倉出口用隔板將防堵灰風道劃分為3個獨立的風道，且3個獨立的風道出口分別與3個獨立的環(huán)形進風口相對應(yīng)。每個獨立的防堵灰吹掃風道的進口分別設(shè)有調(diào)節(jié)門，以此控制熱一次風進入防堵灰吹掃分倉3個分環(huán)出口的風量。

根據(jù)上述原理，當減小上述冷二次風風道上的某個冷二次風分環(huán)調(diào)節(jié)門開度，相應(yīng)的該通道內(nèi)的冷風流量減小，對應(yīng)該環(huán)蓄熱元件內(nèi)的熱交換量將減小，其覆蓋流通的整環(huán)蓄熱元件壁溫將會上升，粘附在其壁面上的ABS逐步氣化、積灰變得松散；同時可在該環(huán)對應(yīng)的防堵灰吹掃風道中引入高壓熱一次風，實現(xiàn)對整環(huán)蓄熱元件協(xié)同升溫和吹掃，進而強化積灰清除效果。需要補充說明的是，為保證鍋爐爐膛燃燒的空氣量基本不變，非升溫環(huán)流通的冷空氣量增大，對應(yīng)環(huán)排煙溫度會降低，為了避免分環(huán)升溫期間蓄熱元件局部堵灰惡化，可以對非升溫環(huán)引入熱一次風吹掃，提供臨時性熱風保護。

2.2.2 防堵改造技術(shù)方案示意

為了實現(xiàn)上述方案，首先在空預器冷端一次風與二次風分倉之間建立一個防堵灰吹掃分倉；從熱一次風母管引一股高壓熱風，分三個通道，自流至防堵灰吹掃分倉，每個吹掃通道上分別安裝調(diào)節(jié)門；在轉(zhuǎn)子冷端底部增加環(huán)向分隔板，將轉(zhuǎn)子冷端分為三環(huán)，并新增周向和徑向密封以減小空預器冷端的漏風及各環(huán)之間的竄風，如圖2所示。

圖2 防堵灰吹掃分倉及冷端分環(huán)實施方案示意圖Fig.2 Schematic diagram of the implementation scheme of anti blocking soot blowing by bin and cold end by ring

其次需在二次風分倉內(nèi)將空預器冷二次風道分隔為三個通道，入口均為矩形、出口均為扇形，矩形入口分別安裝擋板式調(diào)節(jié)門，扇形通道出口與轉(zhuǎn)子冷端端面的分環(huán)相對應(yīng)，如圖3所示。

圖3 冷二次風道分環(huán)實施方案示意圖Fig.3 Schematic diagram of loop separation implementation scheme for cold secondary air duct

以上主要機務(wù)改造工作均在空預器冷端二次風分倉及風道中進行，改造實施空間較大，施工難度較??；主要活動部件為擋板式調(diào)節(jié)門，制造技術(shù)成熟，設(shè)備可靠性高；冷二次風道較長，可以根據(jù)現(xiàn)場實際情況安裝異形過渡風道；熱一次風管道距離防堵灰吹掃分倉較近，風道較短，且走向設(shè)計靈活；整體實施方案較為緊湊，安全系數(shù)高。

2.3 建模分析方法

2.3.1 硫酸氫銨（ABS）物理特性

對于配備了SCR系統(tǒng)的燃煤機組，導致空預器堵灰的主要物質(zhì)是ABS[22]。在空預器工作環(huán)境下，ABS的熔點為147℃、露點為200℃左右，所以ABS在空預器工作溫度區(qū)間存在液態(tài)區(qū)間，尤其是在空預器中下部處于粘性液態(tài)。綜合溫度、反應(yīng)物濃度和飛灰等因素的影響，可以認為ABS在空預器中的沉積溫度區(qū)間為150～190℃[23]。

在一定時間周期內(nèi)，ABS沉積過程是可逆的，可以通過提高蓄熱元件壁面溫度使固態(tài)或液態(tài)ABS重新轉(zhuǎn)變?yōu)闅鈶B(tài)。根據(jù)ABS相變特性可知，隨著溫度的提升，其在煙氣中的氣態(tài)濃度迅速提高，煙氣溫度從190℃升高到230℃左右時，煙氣中氣態(tài)飽和硫酸氫銨濃度可提升三個數(shù)量級以上。

綜上，只要能夠大幅提升空預器排煙溫度和蓄熱元件金屬壁溫，就能夠很好地解決ABS沉積導致的空預器堵灰問題。

2.3.2 溫度場計算方法

根據(jù)回轉(zhuǎn)式空預器的工作原理，以及穩(wěn)態(tài)工況下空預器內(nèi)受熱面和流體之間換熱關(guān)系與能量平衡原理建立轉(zhuǎn)子的微元方程。如圖4所示，微元體半徑選取為轉(zhuǎn)子半徑，角度為dβ，高度為dl。由此得到受熱面換熱的微元體方程（1）、流體換熱的微元體方程（2）：

圖4 空預器轉(zhuǎn)子微元體示意圖Fig.4 Schematic diagram of air preheater rotor micro-unit

式（1）、（2）中：cm為受熱面比熱容；mm為單位高度、單位弧度下受熱面質(zhì)量；αf為流體與受熱面的換熱系數(shù)；h為單位高度、單位弧度下受熱面換熱面積；tm為受熱面溫度；tf為流體溫度；cf為流體比熱容；pf為流體密度；wf為流體流速；a為單位弧度下流體通流截面積；β為通道所占角度；n為轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速。

在計算過程中，由于熱端和冷端蓄熱元件換熱參數(shù)不同，應(yīng)對熱端和冷端分別進行計算。為了提高計算所得溫度場的精確性，在此基礎(chǔ)上將熱端和冷端蓄熱元件沿高度方向分別均分成4段，并將蓄熱元件沿圓周方向分為3區(qū)，即煙氣區(qū)、二次風區(qū)和一次風區(qū)，最終得到24個計算區(qū)域。忽略回轉(zhuǎn)式空預器攜帶漏風對計算的影響，將直接漏風點設(shè)置在區(qū)域入口處，因此將各區(qū)域流量更新為包含漏風的流量，并同時考慮漏風溫度對各區(qū)域溫度影響。利用差分代替式（1）中的微分，進一步得到各區(qū)域傳熱與蓄熱方程：

式（3）、（4）中：下標j=1,2,3分別表示煙氣區(qū)、二次風區(qū)和一次風區(qū)；下標n=1,2,...,8，沿轉(zhuǎn)子高度方向分別表示“熱端1～熱端4”和“冷端1～冷端4”；Hj,n表示第j區(qū)第n段換熱面積；tj,n-1、tj,n分別表示第j區(qū)第n段流體進口平均溫度和出口平均溫度；tmj,n表示第j區(qū)第n段受熱面豎直截面平均溫度；Wfj,n表示第j區(qū)第n段速度；mj,n表示第j區(qū)第n段受熱面總質(zhì)量。

結(jié)合式（3）、（4），并利用計算程序進行假設(shè)和迭代計算可以得到空預器在采用常規(guī)運行方式和分環(huán)輪循升溫運行方式下的蓄熱元件壁面溫度場和氣體溫度場。在對空預器采用分環(huán)輪循升溫運行方式的計算中，選取第一環(huán)為升溫環(huán)，假設(shè)該環(huán)的二次風進風量為初始進風量的50%，其余二次風量則平均分配至第二環(huán)與第三環(huán)。空預器設(shè)計參數(shù)和計算邊界條件分別列于表1和表2。

表1 空預器設(shè)計條件Tab.1 Modeling conditions of air preheater

表2 空預器計算條件Tab.2 Modeling and calculation conditions of air preheater

3 結(jié)果與討論

3.1 蓄熱元件壁面溫度場特征

根據(jù)表1中空預器設(shè)計參數(shù)以及表2中的邊界條件，通過運行計算程序可以得到蓄熱元件內(nèi)部金屬壁面溫度場和氣體溫度場。其中蓄熱元件壁面溫度場分布如表3所示。

表3 蓄熱元件壁面溫度場分布Tab.3 Temperature field distribution on the wall of the thermal storage element

在計算過程中將熱端和冷端蓄熱元件沿高度方向分別均分成4段，分別對應(yīng)表中“熱端1～熱端4”和“冷端1～冷端4”。根據(jù)常規(guī)運行方式下蓄熱元件壁面溫度分布可以看出，蓄熱元件在“冷端1～冷端3”的高度區(qū)間內(nèi)壁面溫度為120～232℃，大部分處于ABS的沉積溫度區(qū)間內(nèi)，說明硫酸氫銨積灰發(fā)生在空預器蓄熱元件中下部，與實際積灰情況一致。

常規(guī)運行方式和分環(huán)輪循升溫運行方式下蓄熱元件金屬壁溫隨蓄熱元件高度變化曲線如上圖5所示。在分環(huán)輪循升溫運行方式下，升溫環(huán)的金屬壁溫有明顯的提升，冷端端面平均壁溫較常規(guī)運行方式提升了約115℃，并且整體冷端蓄熱元件煙氣側(cè)金屬壁溫提升至200℃以上，此狀態(tài)下ABS由固相或液相轉(zhuǎn)化為氣相，完成粘結(jié)性積灰的解吸附過程。雖然非升溫環(huán)的ABS沉積區(qū)有上移趨勢，但由于ABS的沉積與飛灰粘附是一個漫長的過程，在短時間的輪循升溫過程中ABS沉積影響不大。因此，利用分環(huán)輪循升溫方法提高金屬壁溫，可有效清除空預器蓄熱元件積灰。

圖5 金屬壁溫隨蓄熱元件高度變化曲線Fig.5 Variation curve of metal wall temperature with height of heat storage element

3.2 氣體溫度場特征

圖6為常規(guī)運行方式和分環(huán)輪循升溫運行方式下空預器出口煙氣溫度隨蓄熱元件高度變化曲線。

圖6 出口煙氣溫度隨蓄熱元件高度變化曲線Fig.6 Variation curve of outlet flue gas temperature with height of heat storage element

常規(guī)運行方式下，各環(huán)煙氣溫度介于升溫環(huán)和非升溫環(huán)之間。當進行輪循升溫時，升溫環(huán)出口煙氣溫度可達到237℃左右，不過基于單側(cè)空預器三環(huán)加權(quán)平均排煙溫度僅為140℃左右（三環(huán)煙氣在同一煙道內(nèi)流動并充分摻混），較常規(guī)運行方式下的平均排煙溫度僅提升16℃左右，對后續(xù)除塵器等設(shè)備的影響較小。

3.3 空預器防堵技術(shù)對比及討論

為了進一步對上述防堵改造技術(shù)方案進行驗證，本文結(jié)合現(xiàn)有空預器防堵技術(shù)方案進行對比分析[24-25]，見表 4。

表4 空預器防堵技術(shù)對比Tab.4 Comparison of air pre-heater anti-blocking technologies

基于以上對比分析，蓄熱元件動態(tài)壁溫控制技術(shù)不失為解決當下業(yè)內(nèi)普遍存在的空預器堵灰難題的較佳選擇，其改造工作量不大，運行能耗也不高，且基本無其它明顯弊端。

4 結(jié)語

本文為解決空預器堵灰難題，以某600 MW燃煤機組回轉(zhuǎn)式空預器為例，提出一種“分環(huán)輪循升溫模塊”與“分環(huán)輪循吹掃模塊”聯(lián)合的防堵改造技術(shù)方案，從而實現(xiàn)蓄熱元件壁溫的動態(tài)控制。通過建立空預器換熱模型進行溫度場模擬計算，對其在常規(guī)運行方式和分環(huán)輪循升溫運行方式下的溫度場分布進行了對比分析，同時對比討論了現(xiàn)有的空預器防堵技術(shù)。

（1）采用空預器分環(huán)輪循升溫進行堵灰治理時，單環(huán)冷端蓄熱元件壁溫可提升至200℃以上，高于ABS沉積溫度區(qū)間，可有效清除積灰；配備分環(huán)輪循吹掃模塊可進一步提高清灰效果。

（2）采用空預器分環(huán)輪循升溫進行堵灰治理時，在本文計算案例中，三環(huán)加權(quán)平均排煙溫度僅為140℃左右，較常規(guī)運行方式下的平均排煙溫度僅提升16℃左右，對后續(xù)除塵器等設(shè)備的運行影響較小。

（3）該技術(shù)方案較常規(guī)的空預器堵灰治理方案，具有改造范圍小、運行方式靈活、對鍋爐燃燒穩(wěn)定性和下游設(shè)備安全性影響較小等技術(shù)優(yōu)勢。