O2/CO2氣氛下電站鍋爐汽水系統仿真模型研究

(棗莊學院 機電工程學院，山東 棗莊 277160)

0 引 言

O2/CO2燃燒技術亦稱富氧燃燒技術，或空氣分離、煙氣再循環技術。該技術可有效減少火電廠CO2排放[1-2]，并有利于脫硫過程的實現[3]以及減小NOX的排放量[4]；同時也是一種高效燃煤技術[5]。

目前對于O2/CO2氣氛下鍋爐仿真模型的研究，以靜態模型[6]和局部模型[7]研究居多。然而，在鍋爐實際運行過程中，機組的各個參數之間相互影響，一個參數的變化是其它參數擾動引起燃燒、換熱和流動等過程變化以及煙氣側和工質側的質量、能量和動量平衡變化的綜合結果與外在體現。因此有必要對O2/CO2氣氛下電站鍋爐的整體動態特性進行研究。

汽水系統是電站鍋爐的核心部分，其工作性能與整個機組的安全、經濟運行直接相關。因此研究汽水系統的動態特性有利于深入了解O2/CO2氣氛下電站鍋爐的整體動態特性，為鍋爐控制系統的優化和機組運行提供參考。

1 動態數學模型

O2/CO2燃燒方式的煤粉爐與常規電站煤粉爐的汽水流程基本相同，根據管內工質狀態，將鍋爐受熱面分為單相受熱面和雙相受熱面[8-9]。前者指各級過熱器、再熱器、省煤器，統一建立通用的單相介質換熱器模塊。后者指汽包、下降管和水冷壁管，即鍋爐蒸發系統，分別建立相應模塊。此外，對噴水減溫器建立模塊。單相介質換熱器數學模型及其求解方程見文獻[10]，下面僅就蒸發系統和噴水減溫器模型作出闡述。

1.1 蒸發系統數學模型

就整體而言，蒸發系統模型應為非線性分布參數的數學模型。通過對其蒸發過程及流動狀況的分析，采用非線性集中參數模型即可對蒸發系統傳熱、蒸發生汽、水位變化等整個動態過程的仿真達到理想效果。

1.1.1 汽包數學模型

對汽包系統進行簡化處理，并做如下假設：采取集總參數模型，各參數僅是時間的函數，與空間無關；飽和水和飽和蒸汽的密度以及焓值僅是壓力的函數；汽包中汽水完全分離，上部為蒸汽，下部為水。

(1)液相區數學模型

液相區質量平衡方程

(1)

式中：Mdl為液相區工質質量，kg；Ge、Gr、Gd、Gev、Gext分別為給水、上升管內汽水混合物、下降管內水的流量，汽包動態蒸發量及額外排水量，kg/s；X為汽水混合物質量含汽率，%。

設汽包為水平放置的圓筒，兩端封頭為半球形，則汽包水位L滿足：

(2)

其中

式中：VL為液相區體積，m3；r為圓筒及半球形封頭的半徑；Lm為汽包長度，m。

液相區能量平衡方程：

-GevHs-GextHw-Qb

(3)

式中：He、Hw、Hws、Hs分別為省煤器出口給水、汽包內的水、飽和水、飽和蒸汽的焓值， kJ/kg；Qb為汽包下部水傳給汽包壁金屬的熱量，kJ。

(2)汽相區數學模型

汽相區質量平衡方程：

(4)

式中:ρV為蒸汽密度，kg/m3；VV為汽相區容積，m3；GV為主汽流量，kg/s；Gx為流出汽包的其它蒸汽流量，包括汽包放汽量和汽包安全門泄出蒸汽流量，kg/s。

汽相區能量平衡方程：

(5)

式中：Qb為汽包上部蒸汽傳給汽包壁金屬的熱量，kJ。

汽包壓力滿足

(6)

其中A、B、C、D為與工質密度、流量及焓相關的系數。

1.1.2 水冷壁數學模型

將煙氣與工質的換熱過程簡化為煙氣與金屬管壁的換熱及金屬管壁與工質的換熱兩個過程。煙氣與金屬管壁的換熱量包括輻射換熱量和對流換熱量。則:

Qg-mu=Qcon+Qrad=agas(Tgas-Tmu)

(7)

Qmu-s=as(Tmu-Ts)

(8)

式中：Qg-mu、Qrad、Qcon為煙氣與金屬管壁的總換熱量、輻射換熱量、對流換熱量，Qmu-s為金屬管壁與工質的換熱量，kW/m2；Tgas、Tmu、Ts為煙氣、金屬、工質的平均溫度，℃；as為金屬與工質的對流換熱系數，kW/(m2K)；agas為煙氣與金屬的總換熱系數，可表示為煙氣對管壁表面的對流放熱系數ad和煙氣對管壁的輻射放熱系數af的代數和，ad的計算采用常規空氣煤粉鍋爐的經驗公式計算。

O2/CO2氣氛下煤粉鍋爐與常規煤粉鍋爐相比，由于煙氣中CO2濃度發生了變化，輻射換熱特性發生了很大變化，這也是兩種氣氛下煤粉鍋爐模型建立的最大區別之一[11,12]。在計算火焰黑度時必須考慮因H2O和CO2光譜部分重疊而引入的修正量Δk：

k=(kq-Δk)r+khμh

(9)

式中：kq為煙氣輻射減弱系數，1/(m·MPa)；r為煙氣中三原子氣體的體積分數，%；kh為煙氣中飛灰輻射減弱系數，1/(m·MPa)；μh為飛灰的質量濃度，kg/m3。

氣體的輻射減弱系數的修正方法采用Lechner提出的寬帶模型修正式：

(10)

(11)

λ=log[(PH2O+PCO2)s]

(12)

式中：PH2O、PCO2分別為水蒸氣、二氧化碳的分壓力，bar；s為有效輻射層厚度，cm。

1.2 噴水減溫器數學模型

噴水減溫器的數學模型主要從能量守恒方程和質量守恒方程兩個方面來考慮，由于噴水減溫水流量相對很小，因此忽略減溫水對蒸汽密度及壓力的影響。

能量守恒方程：

D1H1+DjHj=D2H2

(13)

質量守恒方程：

D1+Dj=D2

(14)

式中：D1、D2、Dj分別為噴水減溫器進口、出口、減溫水流量；H1、H2、Hj分別為噴水減溫器進口、出口、減溫水焓值。

2 模型求解與模塊結構

2.1 模型求解

為便于數字計算機求解，采用歐拉法將以上建立的微分方程進行離散化，得出煙氣出口溫度、金屬溫度以及工質出口焓值的差分方程如下：

(15)

(16)

(17)

2.2 模型結構

各模塊和模型的建立基于在一體化模型開發平臺(IMMS)，將建立的數學模型及其求解方程，進行編程及標準化處理，構建包括輸入、系數、輸出的通用算法模塊[13]。噴水減溫器的算法模塊結構示意圖如1所示，其它模塊結構與之類似。

圖1 噴水減溫器模塊結構

3 動態仿真分析

以概念設計的300 MW O2/CO2煤粉燃燒鍋爐為仿真對象，鍋爐采用四角切圓燃燒，直流上下擺動式燃燒器，鍋爐主要參數見表1，汽水系統流程如圖2所示。該鍋爐燃燒高水分低硫褐煤。

表1 O2/CO2燃煤鍋爐的主要額定參數

圖2 O2/CO2燃煤鍋爐的汽水系統流程示意圖

在所建立的O2/CO2煤粉燃燒鍋爐汽水系統仿真模型的基礎上，進行了燃料量、O2/CO2容積比擾動仿真試驗，并分析試驗結果。

3.1 燃料量擾動試驗

仿真模型運行至5 min時，將給煤量和供氧量同時階躍增加5%，鍋爐主汽流量、爐膛出口溫度、煤的燃燒率、汽包壓力、主汽溫度等參數的動態響應曲線如圖3所示。給煤量由207 500 kg/h階躍增加到217 880 kg/h、供給氧量由214 200 kg/h階躍增加到224 900 kg/h后，主汽流量由284.457 kg/s增加至293.314 kg/s，過渡時間約為4.3 min；爐膛出口溫度由1 059.2 ℃增加至1 080.7 ℃； 煤的燃燒率由196 610 kg/h增加至206 437 kg/h；汽包壓力由19.521 MPa增加至19.580 MPa，過渡時間約為5 min；主汽溫度由539.74 ℃增加至547.26 ℃，過渡時間約為7 min。

圖3 燃料量擾動試驗曲線1—主汽流量(250～300 kg/s)，2—爐膛出口溫度(1 000～1 100 ℃)，3—煤的燃燒率(190 000～210 000 kg/h)，4—汽包壓力(19～20 MPa)， 5—主汽溫度(520～600 ℃)。

試驗結果表明，燃料量的增加導致爐膛平均溫度迅速升高，水冷壁的吸熱量隨之增加，汽包壓力和主汽流量、主汽溫度都開始明顯增加，直至達到新的平衡。

3.2 O2/CO2容積比擾動試驗

仿真模型運行至5 min時，將O2/CO2容積比由30/70階躍增加到32/68，爐膛理論燃燒溫度、汽包壓力、主汽流量及主汽溫度等參數的動態響應曲線如圖4所示。O2/CO2容積比變化后，爐膛理論燃燒溫度由1 923.21 ℃增加至2 014.12 ℃；汽包壓力由19.521 MPa升高至19.728 MPa，過渡時間約為6 min；主汽流量由284.457 kg/s增加至314.729 kg/s，過渡時間約為6 min；主汽溫度由539.74 ℃降至515.82 ℃，響應時間約為12.5 min。

圖4 O2/CO2容積比擾動試驗曲線1—爐膛理論燃燒溫度(1 800～2 040 ℃)，2—汽包壓力(19～19.8 MPa)，3—主汽流量(200～360 kg/s)，4—主汽溫度(500～580 ℃)。

試驗結果表明，O2/CO2容積比增大導致爐膛的理論燃燒溫度迅速升高，引起汽包壓力、主汽流量增大。而主汽溫度受主汽流量和煙溫的雙重影響，在加入擾動后的一段時間內變化緩慢并出現波動，在各因素相對穩定后，繼續下降達到新的平衡。

4 結 論

(1)基于O2/CO2氣氛下煙氣輻射換熱特點，借助于計算機求解與一體化模型開發平臺，建立了電站鍋爐汽水系統整體動態數學模型。模型能夠正確反映O2/CO2燃燒條件下煤粉鍋爐汽水系統的動態特性，并且具有很好的穩定性。

(2)仿真結果表明，燃料量、O2/CO2容積比的增加可導致燃燒速率和燃燒溫度急劇升高，進一步引起工質參數不同程度的變化。因此機組運行人員在運行工況變化時應針對不同的參數進行合理調節。

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