富氧燃煤鍋爐再循環方式對煙氣酸露點的影響

王春波， 秦洪飛

（華北電力大學 能源動力與機械工程學院，保定071003）

CO2是全球溫室效應最主要的“貢獻者”［1］.煤燃燒排放的CO2是全球CO2排放量的最主要來源，占排放量的一半以上.在控制燃煤CO2排放技術中，富氧燃燒技術是最有應用前景的技術之一［2－4］.

在富氧燃燒工況下，煙氣中CO2的體積分數高達95%（干基），這有利于CO2的壓縮冷凝捕獲［5］.同時，富氧燃燒還具有燃燒效率高、煙氣量少和NOx生成量少等優點［6－7］.對現有傳統鍋爐改造的經濟可行性評估表明［8］，富氧燃燒技術不僅能在煙氣中捕獲CO2，而且經濟性較好.

富氧燃燒技術最顯著的特點是需要大量的煙氣再循環以維持正常的爐內溫度.然而，正是由于煙氣再循環，富氧燃燒時煙氣中的H2O和SO2含量遠高于空氣燃燒方式下的含量［9］.煙氣中高濃度的H2O和SO2會加劇鍋爐尾部受熱面的低溫腐蝕，從而產生安全隱患［10－12］.

筆者以某600MW富氧燃煤鍋爐為例，對其在3種不同再循環方式下的H2O和SO2體積分數的變化進行了理論計算，預測了煙氣酸露點，并分析了3種再循環方式對尾部受熱面低溫腐蝕的影響，希望對富氧燃煤鍋爐低溫腐蝕的預防提供一定參考.

1 煙氣再循環系統與酸露點計算方法

1.1 煙氣再循環系統

富氧燃煤鍋爐的再循環煙氣分為2部分：一次循環煙氣用來輸送和干燥煤粉；二次循環煙氣主要用來調節爐膛溫度.

對于采用富氧燃燒技術的煤粉鍋爐，為干燥與運輸煤粉以及避免腐蝕性成分腐蝕管道，必須對一次循環煙氣進行除塵、脫硫和脫水；而二次循環煙氣的布置與處理則有多種選擇［9－10，13－14］.筆者綜合目前這方面的研究成果，根據研究者們提出的循環煙氣不同抽取位置，總結了3種方案，具體流程見圖1.

圖1 某600MW富氧燃煤鍋爐煙氣再循環系統Fig.1 Flue gas recirculation system of the 600MW oxy－fuel combustion boiler

循環方式被細分為2類：（1）干煙氣循環，其煙氣中大部分水分在循環之前被冷凝脫除（方式3）；（2）濕煙氣循環，循環煙氣不脫水（方式1和方式2），其中方式1不脫硫不脫水，方式2脫硫不脫水.

1.2 煙氣酸露點計算方法

富氧燃煤鍋爐內煙氣富含H2O和SO2，極易造成尾部受熱面低溫腐蝕.為了防止或減輕低溫腐蝕，提高煙氣溫度使其盡可能高于酸露點是最有效的方法.因此，煙氣酸露點的計算是評估該問題的關鍵.計算煙氣酸露點的方法很多［15－18］，為了獲得富氧燃燒下煙氣酸露點更合適的計算方法，選取以下3種常用的計算公式進行比較研究.

1.2.1 蘇聯1973年《鍋爐機組熱力計算標準方法》經驗公式

式中：tsld為煙氣酸露點，℃；tld為純水蒸氣露點，℃；w（Sar，zs）為燃料折算硫質量分數，%；w（Aar，zs）為燃料折算灰質量分數，%；β為與爐膛出口過量空氣系數有關的系數，一般取125；αfh為飛灰份額.

1.2.2 AGOkkes公式

荷蘭學者AGOkkes根據實驗數據，提出如下計算公式

式中：pH2O為煙氣中水蒸氣分壓力，Pa；pSO3為煙氣中SO3分壓力，Pa；

該方程由穆勒數據回歸得到，除了考慮SO3體積分數對酸露點的影響，還考慮了水蒸氣體積分數的影響，并且計算得出的煙氣酸露點數據與由碳質量分數、硫質量分數以及過量空氣系數等參數繪制出的Muller計算圖比較，兩者相差不到1.5K，因此可以作為評價其他估算公式的依據.

1.2.3 ИA Bapahoba公式

式中：φH2O和φSO3分別為煙氣中水蒸氣和SO3的體積分數，%.

2 3種再循環方式下的煙氣酸露點

為保持與空氣燃燒方式下近似的理論燃燒溫度，計算中采用O2和CO2體積分數的比例為3∶7，過量氧氣系數α取1.05.計算所用煙煤的元素分析與工業分析數據見表1.

表1 煙煤的元素分析與工業分析Tab.1 Ultimate and proximate analysis of coal

2.1 不同煙氣再循環方式下的煙氣組分

一次循環煙氣量與二次循環煙氣量之和稱為總循環煙氣量，約占鍋爐出口煙氣量的70%.其中，一次循環煙氣量占總循環煙氣量的20%～35%（取決于制粉系統與輸送煤粉的要求）.為了便于比較不同再循環方式下的煙氣特性，假定煙氣冷凝器（FGC）循環冷卻水的溫度為30℃，濕法煙氣脫硫（FGD）的脫硫效率為95%，脫硫塔出口溫度為50℃.一次循環煙氣量占總循環煙氣量的比例定義為一次循環煙氣比η，取值為25%.為了便于比較不同煙氣再循環方式下的煙氣組分，在假定爐內煙氣量不變的條件下進行煙氣組分計算.

不同煙氣再循環方式下的鍋爐出口煙氣組分和再循環煙氣組分分別見表2與表3.

表2 不同再循環方式下鍋爐出口煙氣組分Tab.2 Flue gas composition at boiler outlet under different recirculation modes %

表3 不同再循環方式下再循環煙氣組分Tab.3 Composition of the recirculated flue gas under different recirculation modes %

從表2可見，不同再循環方式對煙氣組分的體積分數影響明顯，特別是CO2、SO2和H2O的體積分數.3種再循環方式下鍋爐出口煙氣中的H2O體積分數變化范圍為13.3%～21.9%，SO2體積分數變化范圍為0.103%～0.189%，且2種組分變化規律基本一致.其中，方式1的SO2體積分數最高，而方式2和方式3的SO2體積分數低且近似相等.其原因是方式1煙氣中的SO2隨再循環煙氣回到爐膛內，而其他2種方式的再循環煙氣都進行了脫硫處理.

富氧燃燒方式下的煙氣組分與空氣燃燒方式下相比有顯著變化，其中方式3下的H2O和SO2體積分數分別比空氣燃燒方式下的約高6%和0.041%，由于H2O和SO2體積分數均較空氣燃燒方式下顯著提高，表明富氧燃燒方式下尾部受熱面的低溫腐蝕將比空氣燃燒方式下嚴重得多.

從表3可見，在幾種循環方式中，一次循環煙氣經過脫水、脫硫處理后具有最低的H2O和SO2體積分數，分別為4.280%和0.018%；而二次循環煙氣則根據是否脫硫脫水，煙氣組分變化明顯，其變化趨勢類似于鍋爐出口煙氣，但變化幅度更大.

2.2 鍋爐出口煙氣酸露點的預測及分析

燃煤煙氣中SO3來自于SO2的轉化.Fleig等［19］建立了煤粉爐富氧燃燒模型，計算結果表明SO3轉化率在0.3%～2%.Stanger等［20］在某燃燒試驗裝置上進行了富氧燃燒中試規模試驗，得出SO3轉化率在1%左右.基于已有研究成果，本文SO3轉化率取1%，鍋爐出口煙氣壓力取0.1MPa.根據表2的數據可以計算出SO3和H2O的體積分數和分壓力，結果見表4.

表4 鍋爐出口煙氣中SO3和H2O的體積分數和分壓力Tab.4 Volume fraction and partial pressure of H2O and SO3in outlet flue gas of boiler

根據1.2節中各煙氣酸露點公式計算得出的鍋爐出口煙氣酸露點見表5.從表5可知，蘇聯經驗公式計算煙氣酸露點的預測值明顯比其他2個公式的預測值偏低，低了20～30K.文獻［21］中也得出了類似的結論.蘇聯經驗公式未考慮煙氣中H2O和SO3體積分數的變化情況，因而計算結果有較大偏差，故不適用于預測高H2O、高SO3富氧燃燒方式下的煙氣酸露點.而綜合考慮了H2O和SO3影響的A G Okkes公式與ИA Bapahoba公式的計算結果比較接近，平均偏差只有7K左右.

由表5還可以看出，空氣燃燒方式下煙氣酸露點一般在120～125℃，而富氧燃燒方式下的煙氣酸露點比空氣燃燒方式下高很多，平均高15K，這主要是富氧燃燒方式下煙氣中的高H2O、高SO3造成的.通過計算3種再循環方式下的煙氣酸露點發現，方式1的煙氣酸露點最高，方式2的煙氣酸露點次之，方式3的煙氣酸露點最低，最大差值達到11K左右.

進一步分析可知，采用方式1（二次循環煙氣不脫硫不脫水）時，鍋爐尾部裝置低溫腐蝕的可能性最大，可能引起受熱面穿孔、積灰等現象，嚴重影響鍋爐設備的安全運行［22］.因此有必要采取更嚴格的措施來避免或減輕低溫腐蝕.

表5 鍋爐出口煙氣酸露點Tab.5 The acid dew point of outlet flue gas of boiler℃

2.3 再循環煙氣酸露點的預測及分析

由于再循環煙氣需要經過再循環風機送入爐內，其可能對再循環風機及相關管道等帶來的低溫腐蝕也是富氧燃燒技術中需要特別關注的問題.3種再循環方式下再循環煙氣中SO3和H2O的體積分數與分壓力見表6，相應煙氣酸露點見表7.

表6 再循環煙氣中SO3和H2O的體積分數和分壓力Tab.6 Volume fraction and partial pressure of H2O and SO3in recirculated flue gas of boiler

表7 再循環煙氣酸露點Tab.7 The acid dew point of recirculated flue gas of boiler℃

從表7可以看出，經過脫硫、脫水的一次循環煙氣具有最低的煙氣酸露點，而二次循環煙氣則具有不同煙氣酸露點預測值，由高到低依次是方式1＞方式2＞方式3.對比鍋爐出口的煙氣酸露點，方式1下的二次循環煙氣具有相同的預測值，而方式2和方式3下的預測值會有不同幅度的降低.另外，A G Okkes公式預測值的降低幅度稍低于ИA Bapahoba公式的結果.

此外，方式2下的二次循環煙氣是從脫硫塔出口抽取的，根據脫硫塔出口煙氣溫度為50℃的初始條件，煙氣酸露點預測值遠高于煙氣溫度，極易引起受熱面金屬酸腐蝕，特別是對煙氣再循環風機的腐蝕.方式2和方式3下的循環煙氣也存在類似情況.為減輕低溫腐蝕，可考慮先利用爐膛出口煙氣將二次循環煙氣加熱升溫后，再經再循環風機把循環煙氣送入爐膛入口.

2.4 不同一次循環煙氣比時鍋爐出口煙氣酸露點

根據制粉系統與輸送煤粉的具體要求，一次循環煙氣比η一般在20%～35%變化.當一次循環煙氣比變化時，會引起鍋爐出口煙氣組分體積分數的變化，進一步導致煙氣酸露點的變化.選用A G Okkes公式與ИA Bapahoba公式，煙氣酸露點計算結果如圖2所示.

從圖2可見，鍋爐出口煙氣酸露點溫度隨一次循環煙氣比η的增大呈下降趨勢，且按方式1、方式2和方式3的順序，下降的趨勢越來越慢.方式1下的煙氣酸露點下降幅度最大，為3.4K；方式2下的煙氣酸露點下降幅度較小，為0.5K；方式3下的煙氣酸露點沒有發生變化.總體來說，一次循環煙氣比對酸露點的影響很小，表明如果想要減輕低溫腐蝕，調節一次循環煙氣比不是很有效的手段.另外，A G Okkes公式和ИA Bapahoba公式的計算結果保持了相同的變化趨勢，但也有一定的計算偏差.

圖2 煙氣酸露點隨一次循環煙氣比的變化Fig.2 Variation of acid dew point with primary flue gas recirculation ratio

3 結 論

（1）富氧燃燒方式下的煙氣組分與空氣燃燒方式下相比有顯著變化；再循環方式中脫硫脫水過程對鍋爐出口煙氣組分影響明顯，特別是對SO2和H2O的體積分數影響更明顯.

（2）蘇聯經驗公式計算所得煙氣酸露點整體偏低，誤差較大；A G Okkes公式與ИA Bapahoba公式的計算結果比較接近.

（3）富氧燃燒方式下的煙氣酸露點比空氣燃燒方式下高很多，平均高15K左右.3種再循環方式下的煙氣酸露點，方式1最高，方式2次之，方式3最低，最大差值可達11K左右.二次循環煙氣酸露點變化規律與之類似.

（4）鍋爐出口煙氣酸露點隨一次循環煙氣比的增大呈下降趨勢；但一次循環煙氣比對煙氣酸露點的影響很小.

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