循環流化床低熱值煤-高熱值煤粉動態復合燃燒試驗研究

潘雄峰， 馬素霞， 陳 俊， 潘燕龍， 李凱勇， 劉眾元,

(1.太原理工大學 電氣與動力工程學院，太原 030024; 2.國網山西省電力公司電力科學研究院，太原 030001)

循環流化床(CFB)鍋爐由于具有燃燒效率高、污染物排放低、燃料適應性廣和負荷調節范圍大等優點而得到越來越廣泛的應用[1-3]。CFB機組的負荷調節范圍在25%～110%，其低負荷運行區間比煤粉爐機組幾乎擴展了20%，調峰潛力巨大。

目前，北方大部分局域電網有2個顯著特點：一是CFB機組裝機容量的比例越來越大；二是隨著風能、光伏發電等新能源發電技術的發展，新能源在電網中所占比例逐漸增加。由于風能和太陽能發電具有間歇性和負荷不確定性，而國家又出臺了一系列限制棄風和棄光的政策與措施，造成電網負荷頻繁波動，負荷調度矛盾日益突出：一方面，新能源發電要求電網具有靈活、快速的負荷調節能力：另一方面，電網中的CFB機組固有的大熱慣性使得其負荷響應速率慢而制約了電網的調峰能力，造成電網調峰問題越來越突出，發電機組調度難度越來越大。山西省幾乎全部的CFB機組都不能滿足電網自動增益控制(AGC)的調節要求，且一直未找到切實可行的技術措施。這是目前循環流化床高效發電面臨的突出問題之一。

CFB鍋爐的燃料為0～8 mm的寬篩分顆粒，當煤粒進入爐膛后，不像煤粉一樣直接充分燃燒，而是發生一系列復雜過程[4-6]，由于CFB鍋爐爐膛溫度較低，一般在850～900 ℃，且爐內大量的惰性固體物料阻礙了氧氣的擴散，使得密相區的煤顆粒燃燒處于欠氧狀態，從而在單位時間內煤粒燃燒釋放的熱量較少，階躍增加的燃煤不能很快轉化為熱量，煤顆粒完全燃盡需要約8～10 min，并且釋放的熱量首先去加熱固體物料，然后傳給工質，CFB鍋爐的燃燒及熱量傳遞的特點導致其機組負荷響應慢。

現有的針對CFB機組控制系統的研究大多集中在系統的穩定性及可靠性[7-9]，機組變負荷速率約為(0.9%～1.2%)額定負荷/min，相比于煤粉爐不占優勢。高明明等[10-12]認為在負荷變化初期，負荷、風量和煤量不存在嚴格對應關系，通過過量增加風量，加快爐膛內即燃碳燃燒，過量增加給煤來彌補爐膛內即燃碳過量燃燒的損失，在升負荷中期根據能量平衡使得鍋爐內存儲的即燃碳量回歸到合理范圍，從而達到提高CFB機組負荷響應速率的目的。

筆者在設計思路上與文獻[12]的變負荷理論有相似之處，都是應用過量調節原理，不同之處在于本試驗使用高熱值煤粉來替代過量增加的給煤，依靠煤粉的快速燃燒來提高鍋爐負荷響應速率，煤粉燃燒[13-14]與煤粒相比有如下優點：(1)高熱值煤粉具有更大的比表面積及高揮發分含量，使得燃燒更為迅速，燃料熱量的轉化更及時；(2)煤粉燃燒后產生的熱量直接釋放到煙氣中參與換熱，避免了與爐膛內溫度較低的惰性床料的直接接觸；(3)變負荷過程中可以避免給料機及風機頻率的頻繁波動。

基于某220 t/h循環流化床工業鍋爐，筆者提出低熱值煤-高熱值煤粉動態復合燃燒方式，通過在二次風管或給煤管上設置煤粉氣力輸送點向爐膛內噴入高熱值、高揮發分的煤粉，借助煤粉的快速燃燒，達到快速提高CFB機組變負荷速率的目的。

1 動態復合燃燒試驗系統

1.1 CFB本體及煤粉輸送系統

試驗鍋爐為高溫高壓、單汽包橫置式、單爐膛、自然循環及全鋼架π型布置的CFB工業鍋爐，額定蒸發量為220 t/h。鍋爐前墻布置4路給煤管，前后墻各布置4路二次風管，共8路，給煤口距布風板約1.8 m，管斜向下傾角約60°；二次風口距布風板約3 m，管斜向下傾角約45°。

所設計的煤粉輸送系統見圖1，煤粉輸送管道分別連接于給煤管及二次風管處，煤粉輸送系統只提供少量的輸送風，煤粉燃燒所需空氣主要由鍋爐送風系統提供。試驗時，在鍋爐分布式控制系統(DCS)輸入原煤量階躍指令，煤粉階躍量由給料機變頻電機配備的變頻器控制，一、二次風量階躍指令主要根據原煤變化量確定，由DCS系統輸入。試驗過程中，隨著原煤燃燒逐漸增強，煤粉量呈階梯形逐漸減少，直至減為零，動態復合燃燒過程結束。此時，原煤燃燒產生的熱量滿足鍋爐負荷需求。

1—鼓風電機；2—羅茨風機；3—安全門；4—就地壓力表；5—緩沖倉；6—排空門；7—煤粉輸送泵；8—給料機變頻電機；9—給料機；10—煤粉倉閘閥；11—煤粉倉；12—支路蝶閥；13—管道分配器；14—金屬軟管；15—支路截止閥；16—給煤管；17—二次風管

圖1 煤粉輸送系統圖

Fig.1 Pulverized coal feeding system

1.2 測量及數據采集系統

試驗過程中主蒸汽流量、主蒸汽溫度、主蒸汽壓力、爐膛內各點溫度及爐膛差壓等參數都由DCS系統讀取，每次試驗前進行吹灰操作。煙氣分析測點設置在尾部煙道空氣預熱器之前，試驗過程中采用testo 350煙氣分析儀對煙氣中的主要氣體成分進行分析，試驗前已對儀器進行標定，每組試驗分別對試驗前、試驗中飛灰及底渣進行取樣。每次試驗前對鍋爐進行吹灰，并調整鍋爐到穩定狀態下運行，以DCS控制系統給煤量階躍指令起點為零點，對比分析相關參數。

1.3 試驗參數

本試驗使用的原煤及煤粉的工業分析、元素分析及熱值見表1，高熱值煤粉熱值為27.17 MJ/kg，R90=10.07%，原煤熱值為17.96 MJ/kg。試驗分為3個工況，分別為單一原煤量階躍燃燒、二次風管給煤粉動態復合燃燒和給煤管給煤粉動態復合燃燒，每次試驗結束后，調整鍋爐到初始負荷。表2給出了3組試驗原煤量階躍與煤粉量階躍隨時間的調整規律。

表1 燃料特性

表2 循環流化床給煤及煤粉量隨時間的變化

2 結果與分析

2.1 爐膛各點溫度變化

取試驗過程前5 min鍋爐各點平均溫升速率并繪制成圖(見圖2)。從圖2可以看出，動態復合燃燒各點溫升速率要高于單一原煤量階躍時，其中又以二次風管給煤粉方式提升速率最快，達到平均8.8 K/min，給煤管給煤粉方式為6.2 K/min，而單一原煤量階躍為5 K/min。對比鍋爐不同位置的溫度變化特點，位于稀相區的沸上溫度和爐膛出口溫度的溫升速率要比位于爐膛下部的料層溫度和沸中溫度的溫升速率高。

圖2 爐膛各點溫升速率

煤粉在進入爐膛之后直接懸浮燃燒，并且跟隨煙氣流動而不會落到高溫床料中，產生的熱量直接釋放給煙氣，從而導致動態復合燃燒爐膛稀相區溫升速率要大于爐膛密相區。3組試驗料層溫度溫升速率差異是由鍋爐結構造成的，試驗鍋爐二次風管及給煤管都以較大傾角斜向下連接鍋爐本體，高速氣流攜帶煤粉首先到達密相區然后再與一次風混合上升，煤粉在爐膛密相區燃燒導致動態復合燃燒料層溫度溫升速率高于單一原煤量階躍燃燒時的料層溫度溫升速率，沸中溫度由于二次風的冷卻作用而偏低。

同為動態復合燃燒，二次風管給煤粉方式與給煤管給煤粉方式的試驗結果存在較大差異，在煤粉量階躍一致的前提下，前者爐膛溫升速率明顯更高。在煤質相同的前提下，煤粉在流化床內燃燒主要受溫度影響，處于動力燃燒區，二次風攜帶煤粉燃燒有以下幾方面的優勢：(1)二次風攜帶煤粉以較高速度沿管斜向下噴入爐膛，形式上類似于W型火焰爐，煤粉在爐內行程較長，可獲得較長的爐內停留時間，有助于煤粉的燃盡；(2)二次風攜帶煤粉之后質量增加，即動量增大，增加了二次風的穿透力，并輸送煤粉到達爐膛中心高溫區燃燒，煤粉更容易著火與燃燒；(3)二次風溫度高于給煤溫度，從二次風管處送入煤粉，能夠使煤粉得到一定程度的預熱，有利于煤粉的著火。從圖2可以看出，給煤管給煤粉方式下返料器溫升速率要高于爐膛出口溫度的溫升速率，可認為在這種動態復合燃燒試驗條件下分離器內可能發生了再燃現象。

2.2 爐膛稀相區物料質量濃度變化

CFB鍋爐爐膛內物料質量濃度主要受一、二次風影響，物料質量濃度隨著總風量的增加而增大，CFB鍋爐循環物料主要以惰性床料及焦炭為主，其中惰性床料占大多數。試驗中煤粉階躍量最大為0.83 kg/s，且煤粉進入爐膛之后短時間內就會劇烈燃燒，并不會在爐膛內累積，預計不會對爐膛物料質量濃度造成較大影響。

爐膛稀相區平均固體物料質量濃度為：

ρp=Δp/(g·Δh)

(1)

式中：ρp為平均固體物料質量濃度，kg/m3；Δp為爐膛稀相區壓降，Pa；g為重力加速度，m/s2；Δh為稀相區高度，m。

根據式(1)計算爐膛稀相區平均固體物料質量濃度，結果見圖3。從圖3可知，試驗初期受一、二次風量階躍的影響，3組試驗爐膛稀相區平均固體物料質量濃度快速提升，平均升高約為0.5 kg/m3，動態復合燃燒初期平均固體物料質量濃度有小幅波動，在0.2 kg/m3左右，之后趨于平穩，與試驗預期相符。

圖3 爐膛稀相區平均固體物料質量濃度隨時間的變化

2.3 鍋爐熱負荷變化規律

試驗CFB鍋爐為工業鍋爐，本身未配備發電機，選取循環工質總吸熱量來表征鍋爐熱負荷。鍋爐熱負荷計算公式如下：

P=qm,sh(hsh-hfw)

(2)

式中：P為鍋爐熱負荷，MW；qm,sh為主蒸汽質量流量，kg/s；hsh為主蒸汽焓，kJ/kg；hfw為給水焓，kJ/kg。

根據公式(2)計算得到額定工況下鍋爐熱負荷為169 MW。3組試驗蒸汽鍋爐熱負荷計算結果如圖4所示。從圖4可以看出，工況二鍋爐熱負荷增速達到6.03 MW/min，工況三為4.16 MW/min，工況一僅為2.69 MW/min，在同等燃煤熱量階躍的前提下，動態復合燃燒負荷響應速率提升巨大，其中二次風管給煤粉方式效果最好。

圖4 鍋爐熱負荷隨時間的變化

2.4 尾部煙氣O2體積分數、CO質量濃度及灰渣含碳量的影響

圖5給出了3組試驗中尾部煙氣O2體積分數隨時間的變化曲線。由圖5可知，3條曲線的變化規律相似，隨著試驗的進行，O2體積分數首先急劇減小，隨后緩慢增大，最后維持在一個相比初始值較低的值，此時燃燒趨于穩定。尾部煙氣O2體積分數變化從側面反映了爐膛燃燒強度的變化，O2體積分數下降越快，數值越小表示爐膛燃燒越劇烈，2組動態復合燃燒試驗O2體積分數最小值都在300～400 s內，而單一原煤量階躍O2體積分數最小值在800 s左右，正好對應圖4中鍋爐熱負荷變化曲線的最高點。

圖5 尾部煙氣O2體積分數隨時間的變化

圖6給出了3組對比試驗中尾部煙氣CO質量濃度隨時間的變化曲線。由圖6可知，試驗過程中，除了工況三在初始階段有小幅上升之外，3條曲線整體都呈現下降趨勢，最后趨于穩定。CO質量濃度下降的主要原因是爐膛溫度升高，化學未完全燃燒熱損失降低，提高了燃燒效率。

圖7給出了3組試驗飛灰及底渣含碳量結果，并添加穩定運行時可燃物檢測數據作為對比。由圖7可知，3組試驗中飛灰含碳量相較于穩定運行都有所增加，單一原煤量階躍飛灰含碳量為6.1%，工況二飛灰含碳量為4.87%，工況三飛灰含碳量為5.8%，底渣含碳量變化不大，都在2.5%左右。

通過對比上述3組數據發現，雖然同為高熱值煤粉，但是不同的煤粉添加方式給煤粉燃燒帶來了巨大影響，采用二次風管給煤粉方式，煤粉燃燒更為劇烈，燃燒效率更高。

圖6 尾部煙氣CO質量濃度隨時間的變化

圖7 飛灰和底渣含碳量

3 結 論

(1) 低熱值煤-高熱值煤粉動態復合燃燒可以有效提升CFB機組的調峰性能。在同等燃煤熱量階躍前提下，二次風管給煤粉動態復合燃燒工況的鍋爐蒸汽負荷增速達到6.03 MW/min(3.57%額定鍋爐熱負荷/min)，給煤管給煤粉動態復合燃燒工況為4.16 MW/min，而單一原煤量階躍時為2.69 MW/min。動態復合燃燒的調峰方式可以打破CFB機組的負荷變化速度上限。

(2) 與給煤管給煤粉方式相比，二次風管給煤粉具有燃燒效率高、負荷響應快等優點，可以有效挖掘CFB機組的調峰能力，給煤管給煤粉方式由于煤粉燃燒不充分可能出現返料器再燃現象。

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