基于準(zhǔn)東煤富氧燃燒的660 MW超超臨界鍋爐熱力系統(tǒng)結(jié)構(gòu)優(yōu)化分析

盧 雄, 魏 博, 王建江, 程澤寧, 劉坤朋

(1.新疆大學(xué) 化工學(xué)院,碳基能源資源化學(xué)與利用國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,烏魯木齊 830046;2.新疆天池能源有限責(zé)任公司,新疆昌吉 831100)

目前我國(guó)是世界上CO2排放最多的國(guó)家,單純采取提高能源效率和增加新能源比重的方式,很難達(dá)到“雙碳”目標(biāo),而碳捕集、利用與封存(CCUS)技術(shù)是可實(shí)現(xiàn)大規(guī)模減排CO2的最可行技術(shù)之一[1]。然而,針對(duì)鍋爐燃燒產(chǎn)生的低濃度CO2煙氣,該方法捕集成本較高。富氧燃燒技術(shù)是指用高濃度(即體積分?jǐn)?shù))的O2與CO2的混合氣體作為助燃劑參與燃燒反應(yīng)。其中,O2一般利用工業(yè)級(jí)的空分裝置獲得,經(jīng)煙氣再循環(huán)系統(tǒng)后可直接獲得含高濃度CO2的煙氣,便于進(jìn)行CO2的壓縮純化分離,實(shí)現(xiàn)其封存或利用。理論上干煙氣下CO2的體積分?jǐn)?shù)可達(dá)80%,即可實(shí)現(xiàn)CO2的低成本捕集。富氧燃燒技術(shù)具有污染物排放少、CO2捕集效率高和舊電站鍋爐易于改造的特點(diǎn),在燃煤電站推進(jìn)清潔高效燃燒技術(shù)的進(jìn)程中具有廣泛的應(yīng)用前景[2]。

準(zhǔn)東煤預(yù)測(cè)儲(chǔ)量達(dá)到3 900億t,準(zhǔn)東地區(qū)是我國(guó)重點(diǎn)發(fā)展的煤電煤化工基地之一。在“雙碳”的大背景下,在準(zhǔn)東地區(qū)開展富氧燃燒,是當(dāng)?shù)亟档虲O2排放的重要手段之一[3]。然而,準(zhǔn)東煤堿金屬含量較高,灰熔點(diǎn)較低,在燃燒過程中產(chǎn)生嚴(yán)重的結(jié)渣問題[4],在設(shè)計(jì)或富氧燃燒改造階段,需要充分考慮其沾污結(jié)渣特性。

開展鍋爐熱力校核計(jì)算是鍋爐燃燒調(diào)整或結(jié)構(gòu)優(yōu)化最基礎(chǔ)的工作之一。與常規(guī)燃燒技術(shù)相比,富氧燃燒技術(shù)中煤的燃燒特性、爐內(nèi)火焰分布特性、煙氣成分以及輻射、對(duì)流傳熱特性都將發(fā)生較大的改變。富氧燃燒產(chǎn)生的煙氣中高濃度的CO2導(dǎo)致其輻射特性發(fā)生極大變化,三原子氣體輻射隨著CO2濃度的增加而增強(qiáng),而CO2較低的運(yùn)動(dòng)黏度導(dǎo)致在相同速度下,富氧燃燒產(chǎn)生的煙氣對(duì)流傳熱系數(shù)較大[5]。因此,傳統(tǒng)的灰體假設(shè)模型不宜作為富氧燃燒下的輻射換熱和對(duì)流傳熱模型。在鍋爐采用富氧燃燒技術(shù)之前,必須對(duì)鍋爐開展熱力校核計(jì)算。李燦志[6]對(duì)220 t/h鍋爐進(jìn)行了富氧燃燒改造下的熱力計(jì)算研究,構(gòu)建了小容量鍋爐的富氧燃燒熱力計(jì)算方法。易寶軍等[7]和王春波等[8]基于Leckner寬帶模型和灰氣體加權(quán)模型(WSGG)對(duì)某臺(tái)亞臨界鍋爐進(jìn)行熱力計(jì)算分析并提出結(jié)構(gòu)優(yōu)化的建議。上述研究的計(jì)算對(duì)象容量相對(duì)較小,對(duì)大型超超臨界鍋爐開展富氧燃燒改造的可參考性不強(qiáng),另外也沒有考慮準(zhǔn)東煤的沾污結(jié)渣特性。

筆者以燃用準(zhǔn)東煤的某臺(tái)660 MW超超臨界鍋爐為研究對(duì)象,采用更準(zhǔn)確的新型寬范圍灰氣體加權(quán)模型(即新WSGG模型)對(duì)不同氧氣體積分?jǐn)?shù)下的傳熱特性和傳熱量進(jìn)行分析[9],同時(shí)參考文獻(xiàn)[10]中35 MW富氧燃燒鍋爐的運(yùn)行數(shù)據(jù),綜合考慮準(zhǔn)東煤在700～800 ℃內(nèi)易結(jié)渣的特性,將熱有效系數(shù)ψ和熱利用系數(shù)ζ分別修正為0.62和0.65,對(duì)立式低溫再熱器、立式低溫過熱器、再熱器過渡管組和過熱器過渡管組進(jìn)行熱力計(jì)算時(shí)將灰污系數(shù)修正為0.55[11]。最后構(gòu)建了空氣氣氛和不同氧氣體積分?jǐn)?shù)富氧燃燒下的熱力計(jì)算模型,對(duì)比分析了傳熱特性以及各級(jí)受熱面?zhèn)鳠崃?并對(duì)氧氣體積分?jǐn)?shù)為30%時(shí)的鍋爐熱力系統(tǒng)進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化,為準(zhǔn)東地區(qū)660 MW等級(jí)超超臨界鍋爐的富氧燃燒改造提供一定的參考。

1 研究對(duì)象

熱力計(jì)算對(duì)象是準(zhǔn)東地區(qū)某臺(tái)660 MW超超臨界燃煤鍋爐,該鍋爐采用Π型布置、單爐膛、四角切圓燃燒方式。爐膛上部垂直布置有過熱器分隔屏,水平煙道布置末級(jí)過熱器和末級(jí)再熱器。煙氣在經(jīng)過末級(jí)再熱器后向下流動(dòng)進(jìn)入前后豎井2個(gè)平行煙道,即分別流經(jīng)前煙井低溫再熱器、后煙井低溫過熱器與布置在低溫過熱器下方的省煤器,通過調(diào)節(jié)擋板后又匯集在一起經(jīng)選擇性催化還原(SCR)裝置和空氣預(yù)熱器離開鍋爐。鍋爐主要參數(shù)見表1,設(shè)計(jì)煤種為準(zhǔn)東煤,其元素分析和工業(yè)分析見表2。

表1 鍋爐主要額定參數(shù)

表2 煤質(zhì)分析

為了使圖表表達(dá)更加清晰準(zhǔn)確,后續(xù)圖表的各級(jí)受熱面用以下形式表示:A為屏式過熱器,B為末級(jí)過熱器,C為末級(jí)再熱器,D為立式低溫過熱器,E為立式低溫再熱器,F為過熱器過渡管組,G為再熱器過渡管組,H為水平低溫過熱器,I為水平低溫再熱器,J為省煤器。

2 熱力計(jì)算方法

2.1 富氧燃燒鍋爐系統(tǒng)結(jié)構(gòu)

富氧燃燒再循環(huán)方式分為干循環(huán)和濕循環(huán)2種方式,干循環(huán)方式需要脫水的煙氣量大,冷凝器和脫硫裝置負(fù)荷高,因此干循環(huán)方式的鍋爐效率低于濕循環(huán)方式[12]。但干循環(huán)方式的傳熱特性和爐膛熱強(qiáng)度參數(shù)與空氣氣氛最為接近,更利于將空氣氣氛燃燒鍋爐改造為富氧燃燒鍋爐,因此本文熱力計(jì)算的煙氣再循環(huán)方式為干循環(huán)方式。在干循環(huán)方式下,從鍋爐尾部煙道抽取的一次風(fēng)和二次風(fēng)均需冷凝脫水處理,因此加裝冷凝器,系統(tǒng)簡(jiǎn)圖如圖1所示。空氣分離器將空氣分離為高濃度的氧氣,氧氣進(jìn)入爐膛參與煤粉燃燒,產(chǎn)生的含有高濃度CO2的煙氣經(jīng)除塵器和脫硫塔以及煙氣冷凝塔除去灰分、含硫產(chǎn)物以及水,從經(jīng)過處理的干煙氣中抽取一部分作為循環(huán)煙氣,再經(jīng)過磨煤機(jī)加熱煤粉后通入爐膛;另一部分煙氣被CO2壓縮裝置壓縮為高濃度的CO2。

圖1 富氧燃燒干循環(huán)系統(tǒng)簡(jiǎn)圖

2.2 富氧燃燒熱力計(jì)算方法修正

富氧燃燒氣氛下CO2的體積分?jǐn)?shù)遠(yuǎn)大于空氣燃燒氣氛,導(dǎo)致煙氣性質(zhì)產(chǎn)生極大的變化。在進(jìn)行富氧燃燒熱力計(jì)算時(shí)需對(duì)空氣燃燒計(jì)算方法進(jìn)行修正[13]。

富氧燃燒下的助燃?xì)馐怯煽諝夥蛛x器深冷分離出的體積分?jǐn)?shù)在98%以上的氧氣,其理論氧氣量為:

(1)

(1-φRO2-φO2)V0a0

(2)

式中:VRO2、VN2、VH2O和VO2分別為三原子氣體體積、氮?dú)怏w積、水蒸氣體積和氧氣體積,m3/kg;φRO2和φO2分別為三原子氣體和氧氣的體積分?jǐn)?shù),%;V0為理論助燃劑量,m3/kg;a0為煙道平均過量空氣系數(shù)。

(3)

熱力計(jì)算的輻射傳熱模型采用新WSGG模型,該模型中發(fā)射率ε可表示為:

(4)

式中:n=4,即選取4種灰氣體和1種白氣體作為權(quán)重模型;pt為三原子氣體分壓之和,bar;L為輻射層有效厚度,m;kp,i為不同壓力條件下的吸收系數(shù);ai為與溫度T有關(guān)的權(quán)重因子。

(5)

式中:Tref為參考溫度,本文選取Tref=2 000 K;ci,j為無量綱的多項(xiàng)式系數(shù);j=0,1,2,…。

在同一摩爾分子比M(即H2O與CO2分壓力的比值,干循環(huán)富氧燃燒時(shí)M=0.125)下,可以通過多項(xiàng)式擬合得到ci,j和kp,i:

ci,j=C2i,jp2+C1i,jp+C0i,j

(6)

kp,i=K2ip2+K1ip+K0i

(7)

式中:p為氣體壓力,MPa;系數(shù)C0、C1、C2和K0、K1、K2可通過HITRAN光譜數(shù)據(jù)庫(kù)[14]確定。

通過新WSGG模型確定發(fā)射率后可用下式求出三原子氣體輻射減弱系數(shù)Ky:

(8)

式中:pn為三原子氣體的分壓力,MPa。

灰粒子輻射減弱系數(shù)修正公式如下:

(9)

式中:kh為Kh修正值;Gy為1 kg的原煤燃燒產(chǎn)生的煙氣質(zhì)量,kg/kg;Vy為1 kg的原煤燃燒產(chǎn)生的煙氣總體積,m3/kg;θpj為煙氣平均溫度,℃;dh為灰顆粒平均粒徑,m。

爐膛和屏式過熱器之后的各級(jí)受熱面以對(duì)流換熱為主,煙氣成分的變化使得其物性參數(shù)發(fā)生變化。在富氧燃燒熱力計(jì)算中,必須對(duì)對(duì)流傳熱系數(shù)的計(jì)算方法進(jìn)行修正?；贜IST數(shù)據(jù)庫(kù)[14],分別對(duì)煙氣中CO2、H2O和O2的動(dòng)力黏度μ、導(dǎo)熱系數(shù)λ進(jìn)行擬合,再以各個(gè)成分的體積分?jǐn)?shù)為加權(quán)系數(shù)進(jìn)行計(jì)算:

(10)

(11)

式中:μy為煙氣的動(dòng)力黏度,Pa·s;λy為煙氣導(dǎo)熱系數(shù),W/(m·K);μi為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓下純成分i的動(dòng)力黏度,Pa·s;λi為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓下純成分i的導(dǎo)熱系數(shù),W/(m·K);Mi為混合氣體中成分i的摩爾質(zhì)量,g/mol2;φi為混合氣體中成分i的體積分?jǐn)?shù),%。

常壓下煙氣的普朗特?cái)?shù)Pry和運(yùn)動(dòng)黏度νy的計(jì)算公式為:

(12)

(13)

式中:cp為煙氣比熱容,J/(kg·K);Rg為理想氣體常數(shù),J/(mol·K);Ty為煙氣溫度,K;py為煙氣壓力,MPa。

最后根據(jù)下式計(jì)算富氧燃燒下煙氣側(cè)的對(duì)流傳熱系數(shù):

(14)

式中:d為管道內(nèi)徑,m;wy為煙氣平均流速,m/s;Cz為煙氣行程方向管排修正系數(shù);Cs為管束幾何布置方式修正系數(shù)。

2.3 富氧燃燒計(jì)算工況

富氧燃燒條件下,不同的氧氣體積分?jǐn)?shù)會(huì)對(duì)煙氣側(cè)對(duì)流放熱系數(shù)和輻射放熱系數(shù)產(chǎn)生極大的影響,從而改變鍋爐各級(jí)受熱面的傳熱系數(shù)。因此需要在不改變鍋爐結(jié)構(gòu)的前提下,對(duì)氧氣體積分?jǐn)?shù)φ(O2)分別為21%(即空氣氣氛)、25%、27%、30%、32%和35%情況下的對(duì)流放熱系數(shù)和輻射放熱系數(shù)以及傳熱系數(shù)進(jìn)行對(duì)比分析。

3 不同氧氣體積分?jǐn)?shù)下富氧燃燒傳熱分析

3.1 富氧燃燒條件下各受熱面輻射放熱系數(shù)分析

輻射放熱系數(shù)主要受到2個(gè)因素的影響:煙氣黑度和受熱面的輻射層有效厚度。受熱面的輻射層有效厚度由受熱面的結(jié)構(gòu)決定,在不改變結(jié)構(gòu)的前提下不會(huì)產(chǎn)生影響。因此,煙氣黑度在很大程度上決定了輻射放熱系數(shù),屏式過熱器的輻射放熱系數(shù)是基于火焰黑度計(jì)算的,而非基于煙氣黑度,可在此進(jìn)行單獨(dú)分析:富氧燃燒條件下火焰黑度從原來空氣燃燒的0.56上升到0.74且屏的黑度從0.65上升到0.83,隨著氧氣體積分?jǐn)?shù)的增加,屏的黑度以平均2.3%的變化率升高。圖2為不同氧氣體積分?jǐn)?shù)下各級(jí)受熱面煙氣黑度和輻射放熱系數(shù)的變化。由圖2可知,富氧燃燒下各級(jí)受熱面的煙氣黑度均高于空氣燃燒,而且隨著氧氣體積分?jǐn)?shù)的增加煙氣黑度也有不同程度的上升。氧氣體積分?jǐn)?shù)從25%增加至27%時(shí),煙氣黑度平均值從0.233升高至0.237,增加率為1.7%;氧氣體積分?jǐn)?shù)從27%增加至30%時(shí),煙氣黑度平均值從0.237升高至0.258,增加率為8.8%;氧氣體積分?jǐn)?shù)從30%增加至35%時(shí),煙氣黑度平均值從0.258升高至0.267,增加率為3.4%?？梢钥闯鰺煔夂诙鹊纳吲c氧氣體積分?jǐn)?shù)的增加并非線性關(guān)系,因?yàn)樵谘h(huán)倍率下降的條件下,隨著氧氣體積分?jǐn)?shù)的增加,煙氣中三原子氣體的體積分?jǐn)?shù)并非單調(diào)上升,而是在氧氣體積分?jǐn)?shù)為30%時(shí)達(dá)到最大值(58.70%)。

圖2 不同氧氣體積分?jǐn)?shù)下各級(jí)受熱面煙氣黑度和輻射放熱系數(shù)的變化

輻射放熱系數(shù)的變化趨勢(shì)與煙氣黑度的變化趨勢(shì)基本相近,但富氧燃燒條件下的輻射放熱系數(shù)平均值相較于空氣燃燒只增加了9.32%,而煙氣黑度的平均增加率達(dá)到了31.26%。這是由于輻射放熱系數(shù)與煙氣熱力學(xué)溫度正相關(guān),而富氧燃燒的爐膛出口煙氣溫度比空氣燃燒低50 K,后續(xù)各級(jí)受熱面的煙氣溫度也相對(duì)較低,因此輻射放熱系數(shù)的增加率相應(yīng)降低。

3.2 富氧燃燒條件下各受熱面對(duì)流放熱系數(shù)分析

在不改變受熱面結(jié)構(gòu)的情況下,對(duì)流放熱系數(shù)由煙氣流速?zèng)Q定。不同氧氣體積分?jǐn)?shù)下煙氣流速和對(duì)流放熱系數(shù)的變化如圖3所示。從圖3可以看出,富氧燃燒條件下的煙氣流速平均值從空氣燃燒的14.2 m/s下降至11.0 m/s,下降率為22.53%,而且隨著氧氣體積分?jǐn)?shù)的增加,煙氣流速呈下降趨勢(shì)。這是因?yàn)檠鯕怏w積分?jǐn)?shù)越高,實(shí)際煙氣量越少,從而導(dǎo)致煙氣流速下降。對(duì)流放熱系數(shù)的變化趨勢(shì)與煙氣流速的變化趨勢(shì)基本相同,富氧燃燒條件下各級(jí)受熱面的對(duì)流放熱系數(shù)平均值從69.03 W/(m2·K)減少至56.58 W/(m2·K),減少率為18.03%。

圖3 不同氧氣體積分?jǐn)?shù)下各級(jí)受熱面煙氣流速和對(duì)流放熱系數(shù)的變化

3.3 不同氧氣體積分?jǐn)?shù)下傳熱系數(shù)的分析

圖4為不同氧氣體積分?jǐn)?shù)下各級(jí)受熱面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的變化。從圖4可以看出,在煙氣溫度較高的末級(jí)過熱器和末級(jí)再熱器區(qū)段,富氧燃燒條件下的傳熱系數(shù)平均值從空氣燃燒的67.32 W/(m2·K)增加至78.69 W/(m2·K),增加率為16.88%;而在立式低溫過熱器和立式低溫再熱器區(qū)段,富氧燃燒條件下的傳熱系數(shù)幾乎等于空氣燃燒條件下的傳熱系數(shù);在煙氣溫度低的再熱器過渡管組、過熱器過渡管組、水平低溫過熱器和水平低溫再熱器區(qū)段,富氧燃燒條件下的傳熱系數(shù)平均值從空氣燃燒的60.71 W/(m2·K)減少至53.13 W/(m2·K),變化率為12.48%。富氧燃燒條件下不同氧氣體積分?jǐn)?shù)的傳熱系數(shù)在高煙氣溫度區(qū)段并無明顯差別,在低煙氣溫度區(qū)段φ(O2)=35%情況下傳熱系數(shù)的減少較為顯著。

結(jié)合圖2、圖3及圖4,上述的傳熱系數(shù)變化是由于在高煙氣溫度區(qū)段,富氧燃燒條件下的輻射放熱系數(shù)明顯增加,而隨著后續(xù)受熱面煙氣溫度的降低,輻射放熱系數(shù)增加幅度減小,且對(duì)流放熱系數(shù)降低幅度增大所造成的。傳熱系數(shù)的變化會(huì)導(dǎo)致各級(jí)受熱面的對(duì)流傳熱量產(chǎn)生極大的變化,因此需要對(duì)不同氧氣體積分?jǐn)?shù)下各級(jí)受熱面的傳熱量進(jìn)行分析。

3.4 不同氧氣體積分?jǐn)?shù)下各級(jí)受熱面?zhèn)鳠崃糠治?/h3>

在不改變鍋爐結(jié)構(gòu)的前提下直接將空氣氣氛燃燒的鍋爐切換成φ(O2)=25%、φ(O2)=27%、φ(O2)=30%、φ(O2)=32%和φ(O2)=35%氣氛下進(jìn)行計(jì)算,表3為不同氧氣體積分?jǐn)?shù)下各級(jí)受熱面的傳熱量。從表3可以看出,與空氣氣氛相比,在φ(O2)=30%的富氧燃燒條件下,屏式過熱器的傳熱量從1 504.24 kJ/kg增加至2 316.67 kJ/kg,增加率為54.01%;末級(jí)過熱器受熱面的傳熱量從1 269.80 kJ/kg增加至1 524.77 kJ/kg,變化率為20.08%;末級(jí)再熱器受熱面的對(duì)流傳熱量從813.89 kJ/kg增加至1 049.13 kJ/kg,變化率為28.90%,并且在氧氣體積分?jǐn)?shù)分別為30%、32%和35%時(shí),其對(duì)流傳熱量隨著氧氣體積分?jǐn)?shù)的增加而減少;而水平低溫再熱器受熱面的對(duì)流傳熱量從4 431.95 kJ/kg減少至4 134.06 kJ/kg,變化率為-6.72%;水平低溫過熱器受熱面的對(duì)流傳熱量從2 607.61 kJ/kg減少至2 349.28 kJ/kg,變化率為-9.90%;省煤器受熱面的對(duì)流傳熱量從1 727.14 kJ/kg減少至1 490.16 kJ/kg,減少率為-13.72%,并且其減少程度隨著氧氣體積分?jǐn)?shù)的增加愈加激烈。

表3 不同氧氣體積分?jǐn)?shù)下各級(jí)受熱面的傳熱量

同時(shí)各級(jí)受熱面?zhèn)鳠崃康淖兓瘯?huì)對(duì)鍋爐的安全運(yùn)行構(gòu)成極大威脅:過多熱量堆積在高煙氣溫度區(qū),會(huì)使屏式過熱器、末級(jí)過熱器及末級(jí)再熱器中的水蒸氣溫度高于設(shè)計(jì)溫度,而其設(shè)計(jì)材料本身無法承受誤差范圍如此大的蒸汽溫度,進(jìn)而導(dǎo)致過熱器光管爆管。而煙氣的熱量在經(jīng)過屏式過熱器、末級(jí)過熱器及末級(jí)再熱器的換熱后其溫度和焓值急劇減少,導(dǎo)致后續(xù)的空氣預(yù)熱器無熱量可吸,空氣預(yù)熱器的一次風(fēng)和二次風(fēng)溫度降低,導(dǎo)致爐膛內(nèi)燃燒延遲[5]。溫度降低的煙氣與溫度升高的水蒸氣產(chǎn)生的溫壓小于空氣燃燒的溫壓,使受熱面?zhèn)鳠崃繙p少。

在立式低溫過熱器和立式低溫再熱器區(qū)段,煙氣溫度的降低以及煙氣流速的降低會(huì)導(dǎo)致受熱面積灰沾污現(xiàn)象加重。因此,必須對(duì)富氧燃燒條件下鍋爐受熱面進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化,以保證其運(yùn)行安全和效率。

4 富氧燃燒鍋爐的結(jié)構(gòu)優(yōu)化

4.1 最佳氧氣體積分?jǐn)?shù)的確定

爐膛是鍋爐中最重要的組成部分,其內(nèi)部燃燒和傳熱情況復(fù)雜,傳熱量最大,改造成本極高。因此在鍋爐富氧燃燒改造時(shí)必須保證爐膛結(jié)構(gòu)不變,這就需要以爐膛的吸熱量和熱強(qiáng)度參數(shù)為主,各級(jí)受熱面的傳熱系數(shù)和煙氣流速為輔,綜合考慮確定最佳氧氣體積分?jǐn)?shù)。表4給出了不同氧氣體積分?jǐn)?shù)下爐膛吸熱量和熱強(qiáng)度參數(shù)。從表4可以看出,當(dāng)氧氣體積分?jǐn)?shù)為30%和32%時(shí),富氧燃燒與空氣燃燒的爐膛吸熱量較為接近,其變化率分別為7.17%和11.35%。富氧燃燒下的爐膛容積熱強(qiáng)度、爐膛截面熱強(qiáng)度及爐內(nèi)平均輻射熱強(qiáng)度均比空氣氣氛下略低。這是由于富氧燃燒氣氛下爐膛內(nèi)的煙氣三原子氣體濃度上升,煙氣輻射放熱能力增強(qiáng),但是煙氣的高比熱容導(dǎo)致其絕對(duì)燃燒溫度降低,溫壓降低,熱強(qiáng)度也降低。在這2個(gè)因素的共同作用下,與空氣氣氛相比,爐膛容積熱強(qiáng)度、爐膛截面熱強(qiáng)度和爐內(nèi)平均輻射熱強(qiáng)度平均值分別下降3.64%、2.77%和11.72%。將氧氣體積分?jǐn)?shù)為32%時(shí)的結(jié)果與氧氣體積分?jǐn)?shù)為30%時(shí)的結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,發(fā)現(xiàn)前者煙氣流速下降明顯,且傳熱系數(shù)只增加了2.36%。因此,最佳氧氣體積分?jǐn)?shù)為30%。

表4 不同氧氣體積分?jǐn)?shù)下爐膛吸熱量和熱強(qiáng)度參數(shù)

4.2 富氧燃燒鍋爐結(jié)構(gòu)優(yōu)化

對(duì)富氧燃燒鍋爐進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化時(shí)需要保持爐膛整體結(jié)構(gòu)不做大的改變,調(diào)整受熱面的結(jié)構(gòu)以保證各級(jí)受熱面?zhèn)鳠崃颗c空氣燃燒接近。

在第3.2節(jié)的分析中得知,富氧燃燒條件下煙氣流速平均值與空氣燃燒相比下降了22.53%,煙氣流速的下降不僅導(dǎo)致低煙氣溫度區(qū)受熱面?zhèn)鳠崃康南陆?還容易導(dǎo)致受熱面積灰嚴(yán)重。因此,需要適當(dāng)?shù)販p小各級(jí)受熱面的煙氣流通截面積以保證其煙氣流速與空氣燃燒下的煙氣流速接近。煙氣流通截面積調(diào)整情況如表5所示,可以計(jì)算出煙氣流通截面積平均值需要減小27.50%。

表5 煙氣流通截面積調(diào)整情況

在調(diào)整煙氣流通截面積、提高富氧燃燒煙氣流速的條件下,各級(jí)受熱面的對(duì)流放熱系數(shù)和輻射放熱系數(shù)相比空氣燃燒均有所增加,為了保證各級(jí)受熱面?zhèn)鳠崃颗c空氣燃燒接近,需要對(duì)各級(jí)受熱面面積進(jìn)行調(diào)整。表6給出了受熱面面積的調(diào)整情況。從表6可以看出,總受熱面面積從 65 918 m2減小至 55 967 m2,減小了15.10%。雖然從表4可以看出爐膛吸熱量變化不大,但是對(duì)于置于爐膛內(nèi)部的屏式過熱器而言,屏式過熱器的黑度和屏區(qū)黑度升高,導(dǎo)致前屏過熱器傳熱量增加幅度較大,受熱面面積降低率也較大。立式低溫過熱器、立式低溫再熱器、過熱器過渡管組及再熱器過渡管組的受熱面面積減小程度較小,這是因?yàn)闋t膛出口溫度的降低導(dǎo)致受熱面溫壓明顯降低,傳熱量減少。在實(shí)際改造中,對(duì)于上述面積變化不大的受熱面,可將一級(jí)減溫水量從58 t/h增加至66 t/h,二級(jí)減溫水從58 t/h增加至62 t/h,蒸汽入口溫度降低8 K,受熱面?zhèn)鳠崃吭黾?受熱面面積可保持不變。圖5給出了改造前后各級(jí)受熱面?zhèn)鳠崃康膶?duì)比。從圖5可以看出,受熱面結(jié)構(gòu)優(yōu)化后各級(jí)受熱面的傳熱量能夠保持與空氣燃燒基本一致。

圖5 改造前后各級(jí)受熱面?zhèn)鳠崃康膶?duì)比

表6 受熱面面積調(diào)整情況

由于本文研究的鍋爐燃用準(zhǔn)東煤,且富氧燃燒下煙氣的運(yùn)動(dòng)黏度增加,其受熱面更容易發(fā)生積灰搭橋的現(xiàn)象。在增加煙氣流速的前提下,可適當(dāng)增加低溫過熱器和低溫再熱器的縱向節(jié)距[6]。

該鍋爐使用的三分倉(cāng)式空氣預(yù)熱器具有較大的漏風(fēng)系數(shù),且富氧燃燒采用煙氣干循環(huán)方式,導(dǎo)致每次循環(huán)空氣預(yù)熱器出口的煙氣CO2濃度降低。經(jīng)計(jì)算,在空氣預(yù)熱器的漏風(fēng)系數(shù)為0.056時(shí),經(jīng)過多次循環(huán),煙氣中的CO2體積分?jǐn)?shù)降為77.36%,降低空氣預(yù)熱器的漏風(fēng)率可以有效地提高煙氣的CO2濃度。因此對(duì)于三分倉(cāng)式空氣預(yù)熱器的徑向漏風(fēng),采用三密封技術(shù)。由于富氧燃燒下空氣預(yù)熱器的傳熱量減少,可以減少受熱面面積并將其布置得更加緊湊。同時(shí)改進(jìn)和調(diào)整監(jiān)控漏風(fēng)系統(tǒng),改變點(diǎn)陣布局和布置方式,確保監(jiān)控漏風(fēng)系統(tǒng)中傳感器的靈敏度,在熱端徑向密封上方安裝扇形板控制系統(tǒng),做好跟蹤,實(shí)現(xiàn)煙道與空氣的隔離[15]。

5 結(jié) 論

(1) 在煙氣溫度較高的末級(jí)過熱器和末級(jí)再熱器區(qū)段,富氧燃燒條件下的傳熱系數(shù)平均值相比空氣燃燒增加了16.88%;而在立式低溫過熱器和立式低溫再熱器區(qū)段,富氧燃燒條件下的傳熱系數(shù)幾乎與空氣燃燒相同;在煙氣溫度低的再熱器過渡管組、過熱器過渡管組、水平低溫過熱器及水平低溫再熱器區(qū)段,富氧燃燒條件下的傳熱系數(shù)平均值相比空氣燃燒減少了12.48%。

(2) 相比于空氣氣氛,在φ(O2)=30%的富氧燃燒條件下,末級(jí)過熱器受熱面的傳熱量增加20.08%;末級(jí)再熱器受熱面的對(duì)流傳熱量增加28.90%。而低溫再熱器受熱面的對(duì)流傳熱量減少6.72%;低溫過熱器受熱面的對(duì)流傳熱量減少9.90%;省煤器受熱面的對(duì)流傳熱量減少13.72%,并且其減少程度隨著氧氣體積分?jǐn)?shù)的增加愈加激烈。

(3) 富氧燃燒條件下煙氣量明顯減少,為了保證其煙氣流速與空氣燃燒下的煙氣流速接近,煙氣流通截面積平均值需要減小27.50%。在結(jié)構(gòu)優(yōu)化后,各級(jí)受熱面的傳熱量能夠與空氣燃燒時(shí)基本一致,而各級(jí)受熱面面積平均值減小15.10%。

(4) 為了減輕富氧燃燒下受熱面積灰現(xiàn)象,可在增加煙氣流速的前提下,適當(dāng)增加低溫過熱器和低溫再熱器的縱向節(jié)距。對(duì)于三分倉(cāng)式空氣預(yù)熱器的徑向漏風(fēng),采用三密封技術(shù),可將受熱面布置得更加緊湊。