基于迭代的注汽鍋爐煙氣再循環熱力參數計算及對燃燒的影響

王杰剛，，皇雅斌，魏博，楊青，史江，孟永彪

（1.煤炭清潔轉化與化工過程自治區重點實驗室，新疆大學化學化工學院，新疆 烏魯木齊830046；2.新疆西部明珠工程建設有限公司，新疆 克拉瑪依 834000）

熱采技術是針對稠油開采的一種重要方式，蒸汽的注入可降低稠油流動性，提高地層油體積系數[1]?？死斠罏鯛柡逃吞镏饕猿碛蜑橹?，注汽點分布較廣，若采用大型鍋爐，在蒸汽管網布置方面投資較大，且存在較大的水力損失。因此，注汽鍋爐均以小型燃氣鍋爐為主。隨著油田勘探的進展，注汽鍋爐數量不斷增加。

目前國家頒布的在用及新建燃氣鍋爐排放特別限值分別為400 mg/m3和200 mg/m3[2]。各地方政府針對燃氣鍋爐排放限值也制定了地方標準，山東、上海、天津等地在用燃氣鍋爐NOx排放限值為150～200 mg/m3，新建鍋爐排放限值為30～80 mg/m3[3]。我國稠油開采注汽鍋爐自上世紀80年代投入運營已達30余年[4]，當前NOx排放濃度與日益嚴格的鍋爐排放標準相比普遍超標。因此，這些鍋爐均需要采用相關技術來降低NOx的排放。

當前降低燃氣鍋爐NOx排放技術主要有空氣分級[5]、燃料分級[6]、旋流燃燒[7]、富氧燃燒[8]、煙氣再循環[9]等方法，其中煙氣再循環技術在煙道尾部抽出一部分煙氣，利用循環風機將煙氣通入爐膛入口重新參與燃燒，無需對燃燒器進行改造，費用相對經濟而被廣泛應用。謝正武[10]探討了煙氣再循環對鍋爐熱力計算的影響，曾強等[11-14]對煙氣再循環鍋爐進行數值模擬，這些研究表明煙氣再循環技術可實現低氮燃燒。在進行煙氣再循環時，循環煙氣中存在少量過剩氧氣，因此入口空氣量略有降低，但目前針對煙氣再循環的研究均以燃燒產生煙氣的百分比或燃燒空氣量的百分比直接進行計算，與實際燃燒狀況不符，其計算結果也存在一定誤差。

文章以YZG22.5-14/360-G燃氣注汽鍋爐為研究對象，針對其燃燒過程中NOx排放超標的問題，提出采用煙氣再循環技術降低NOx排放，考慮再循環煙氣中的氧氣，采用迭代的方法計算燃燒所需的氧化劑體積和燃燒產生的煙氣體積，并以此為基礎，進一步計算不同煙氣再循環率、鍋爐負荷條件下排煙溫度、燃燒效率、燃燒溫度、燃料消耗量等具體參數，為燃氣注汽鍋爐更加準確地開展煙氣再循環降低NOx排放提供理論參考。

1 研究對象與方法

1.1 研究對象

選定的研究對象為YZG22.5-14/360-G臥式強制循環直流鍋爐，采用煙氣再循環技術降低NOx排放，鍋爐流程如圖1所示。從鍋爐對流段后抽取一部分煙氣，與空氣混合形成氧化劑；燃氣與氧化劑送入燃燒器燃燒，在輻射段產生高溫煙氣，依次流經過渡段、過熱段、對流段后排放到大氣。介質經給水預熱器、對流段、輻射段吸熱后進入汽液分離器，分離后的飽和蒸汽進入過熱段進一步加熱，分離后的飽和水與過熱器出口的過熱蒸汽混合，以調控過熱度。

圖1 鍋爐工藝流程

1.2 燃料特性

研究對象所采用的天然氣主要成分和發熱量如表1所示。由表1可見，CH4體積分數達到91.02%，C2H6達到5.5%。S含量為3.37 mg/m3，未監測到H2S。天然氣的發熱量達到了35 996.36 kJ/m3。

表1 天然氣成分和發熱量

1.3 計算方法

燃燒時最佳過量空氣系數為1.2，過量空氣太少，則燃燒不完全；過量空氣太多，則造成較大的排煙損失[15]。采用煙氣再循環時，循環的煙氣中含有一部分氧氣，因此燃燒所需的空氣量應相應降低。

燃料燃燒的計算均以1 m3干氣體在標準狀態下的體積進行計算。研究主要涉及的是燃氣鍋爐采用煙氣再循環技術的改動，因此僅著重介紹煙氣循環后氧化劑和煙氣產物的計算。未采用煙氣再循環技術鍋爐的理論燃燒所需空氣量和煙氣量將參照《燃油燃氣鍋爐房設計手冊》[15]進行計算，這里不做贅述。不同鍋爐負荷、天然氣成分不同、過量空氣系數等不同時，氧化劑和煙氣迭代的流程和方法相同，并引入迭代精度來判斷氧化劑和煙氣含量是否處于穩定狀態。

采用煙氣再循環技術燃料燃燒的氧化劑和煙氣成分含量的計算思路和流程如圖2所示。

首先依據表1天然氣特性，通過天然氣成分計算出實際空氣量，進一步通過燃料量和實際空氣量計算獲得實際煙氣量及煙氣成分，分別按煙氣體積分數0、5%、10%、15%和20%進行循環，獲得循環煙氣量及循環煙氣中各組分的含量。以燃燒耗氧量不變為基準，考慮循環煙氣量、循環煙氣各組分含量，獲得采用煙氣再循環后由循環煙氣和新空氣組成的氧化劑體積與各組分含量，并耦合負荷對應的燃料量，獲得煙氣再循環后的煙氣量與成分，并與前次煙氣流量和成分進行對比，當誤差小于0.02%時迭代完成，否則以該次循環煙氣的成分和流量進行重新計算，直到誤差小于0.02%時結束。

圖2 迭代計算思路及流程

在計算過程中，注汽鍋爐按不同煙氣體積分數（0、5%、10%、15%、20%）開展煙氣的再循環，同時考慮循環煙氣帶入爐膛的O2、CO2、N2、H2O及熱量等因素，對鍋爐不同負荷下排煙溫度、燃燒效率、燃料消耗量、理論燃燒溫度等參數開展計算。

2 計算結果與討論

2.1 煙氣再循環迭代計算結果

通過圖2所示流程對不同煙氣再循環率條件下的燃料燃燒所需的氧化劑體積和產生的煙氣體積開展煙氣再循環迭代計算，計算結果如表2所示。

將表2中數據進行整理，如圖3所示。

由表2和圖3可見，當不開展煙氣再循環時，即煙氣再循環率為0，迭代前后氧化劑與煙氣體積不變。隨著煙氣再循環率升高，計算結束時的迭代次數增加，迭代計算后較迭代前所需氧化劑與產生煙氣體積均上升。在煙氣再循環率為20%時，需迭代5次才能使計算滿足誤差要求，迭代后所需氧化劑的體積較未迭代前升高4.29%，產生煙氣體積較未迭代前升高3.86 %。

圖3 迭代前后氧化劑和煙氣體積隨煙氣再循環率變化

2.2 煙氣再循環對燃燒特征參數的影響

對煙氣再循環技術的YZG22.5-14/360-G燃氣注汽鍋爐的氧化劑體積和煙氣體積進行迭代計算，然后對鍋爐開展熱力計算。通過計算結果分析了煙氣再循環技術對排煙溫度、燃料效率、燃料消耗量以及爐膛理論燃燒溫度的影響。

2.2.1 排煙溫度

圖4為不同負荷情況下煙氣再循環率對排煙溫度的影響。從圖4可以看出，隨鍋爐負荷升高，排煙溫度逐漸增加，這是由于負荷升高，造成爐內燃料量和煙氣量都增加，同時，工質吸熱量也增加，但吸收的熱量相對較少，造成排煙溫度升高。隨著煙氣再循環率升高，循環煙氣量增加，煙氣流量和流速也將增加，增加的流速會使煙氣換熱系數增加，但煙氣流量較大，被工質吸收的熱量相對較少，造成排煙溫度升高。負荷越高，排煙溫度增加幅度隨煙氣再循環率的增加更明顯。

2.2.2 燃燒效率

圖5為考慮迭代平衡后燃燒效率隨煙氣再循環率的變化。從圖5可以看出，煙氣再循環率從0上升至20%時，鍋爐燃燒效率從90.40%增加到90.71%。煙氣再循環率的增加，鍋爐輸入熱量也相應升高，造成鍋爐效率略有降低；但循環煙氣使鍋爐煙氣量大幅升高，煙氣流速增加，換熱系數升高，造成鍋爐效率上升，因此，鍋爐效率總體上升。另外，循環煙氣攜帶的熱量與空氣摻混，使入爐氧化劑溫度提高，可提高燃料的著火速度，使燃料在爐膛燃燒更充分。

2.2.3 燃料消耗量

整理了鍋爐不同負荷、不同煙氣再循環率條件下的燃料消耗量，如表3所示。從表3可以看出，增加煙氣再循環率可以減少燃料消耗量。隨著煙氣再循環率的增加，鍋爐效率略有升高，因此燃料量略有降低。

表3 不同煙氣再循環率及負荷下的燃料消耗量 m3/h

2.2.4 爐膛理論燃燒溫度的影響

燃燒理論溫度隨煙氣再循環率的變化關系如圖6所示。從圖6可以看出，隨著煙氣再循環率的增加，爐膛內天然氣理論燃燒溫度直線下降，從1 904.14℃下降到1 596.5℃。由此可見，循環煙氣率的增加使得爐膛內惰性氣體增加，惰性氣體吸收大量的熱量，造成爐膛內燃燒溫度下降。

圖6 理論燃燒溫度與煙氣再循環率的關系

3 結論

為更加準確地研究采用煙氣再循環技術對燃氣注汽鍋爐相關燃燒特征參數的影響，對燃燒過程所涉及的氧化劑和煙氣含量進行了迭代熱力計算，并分析了煙氣再循環率對燃燒效率、排煙溫度、燃料消耗量、理論燃燒溫度的影響。得到如下結論：

1）與未采用迭代計算相比，迭代計算獲得燃燒所需氧化劑體積和產生煙氣體積與實際燃燒狀況更吻合，隨著煙氣再循環率升高，迭代計算與未迭代計算的誤差也逐漸升高，在煙氣再循環率為20%時，燃燒所需氧化劑體積和產生煙氣體積的誤差分別為4.29%和3.86%。

2）隨著煙氣再循環率升高，排煙溫度逐漸升高，但鍋爐效率也略有提高，進而使鍋爐燃料量降低，同時降低爐膛內的燃燒溫度。

3）迭代計算方法和結果對采用煙氣再循環技術的鍋爐運行具有實際指導意義和效果。