基于Aspen Plus的超超臨界循環流化床鍋爐的性能計算及分析

李 娟，李銀龍，牛田田，辛亞飛，楊 冬

(西安交通大學 動力工程多相流國家重點實驗室，陜西 西安 710049)

0 引 言

循環流化床(CFB)鍋爐的大型化和高參數化具有節能和環保雙重效益，從亞臨界參數(16.7 MPa，538/538 ℃)提高到超臨界參數(24.1 MPa，538/538 ℃)，發電效率可提高3.0%，若采用超超臨界參數，熱效率還可以提高 2%～4%[1]，大型化與高參數化是CFB鍋爐技術發展的必然趨勢。

目前已有1臺600 MW和42臺350 MW超臨界CFB投入商業運行，2臺660 MW超臨界CFB進入調試階段。這些鍋爐機組投入運行后，經逐步完善，顯示出良好的經濟性和排放控制優勢[2-3]。為了進一步提高效率、降低排放，超超臨界CFB鍋爐的設計研究勢在必行。

目前大型化與高參數化的循環流化床鍋爐的基礎理論與設計計算還不完善，尤其是超超臨界CFB鍋爐，因此對于其運行模擬以及在運行條件變化時鍋爐主要參數的預測尤為重要。Aspen Plus作為先進的過程模擬軟件，被廣泛應用于石油化工、電力等領域的流程設計和模擬，可實現過程優化、技術可靠性、經濟效益和環境評估。Aspen Plus基于順序模塊化方法和面向方程的方法進行靈敏度分析、設計優化和案例研究，可應用于模擬含有固體、電解質、煤和生物質的穩態過程[4-7]。

Aspen Plus軟件應用于煤解耦燃燒技術，以降低NOx排放，特別是降低N2O排放[8]。在無O2環境中，煤熱解氣相產物中的N主要以還原性物質NH3形式存在；而在有O2環境中，氣相產物中的N以NOx、N2O形式存在。本文建立的煤耦合燃燒模型中，煤解耦燃燒過程分為3個階段：① 煤顆粒在RYield反應器中熱解后，在化學計量RStoic反應器中合成煤熱解產物；② 熱解產物在GIBBS反應器中燒盡，于CFB頂部安裝的旋風分離器中分離氣體、灰及未燃燒盡的煤顆粒；③ 煤焦燃燒生成的NOx、N2O與熱解氣相產物中含氮化合物NH3，在燃燒區上部發生還原反應，降低NOx、N2O的排放。基于Aspen Plus建立的660 MW超超臨界循環流化床鍋爐煤解耦燃燒模型中，模擬了循環流化床燃燒室中一次風配比對密相區氣體組分濃度以及過量空氣系數對排放煙氣組分濃度的影響，定量計算了過量空氣系數和一次返料比例對中溫過熱器、低溫過熱器出口汽溫和低溫再熱器、省煤器出口煙溫的影響。

1 660 MW 超超臨界CFB鍋爐

1.1 系統結構

660 MW 超超臨界CFB 采用單爐膛單布風板結構，M型布置，4個汽冷旋風分離器，分別對應4個中溫過熱器外置床，一次中間再熱，尾部雙煙道結構，前煙道布置低溫再熱器，后煙道布置低溫過熱器，低溫再熱器溫度由擋煙板調節，2臺回轉式空氣預熱器，8個排渣口。在BMCR工況時鍋爐主要設計參數見表1。

表1 鍋爐主要參數

1.2 鍋爐汽水流程

660 MW 超超臨界CFB鍋爐汽水流程如圖1所示。鍋爐給水首先進入省煤器(ECO)進口集箱，經省煤器加熱后由導管引至集中下降管進入爐膛水冷壁下集箱，經爐膛屏式水冷壁加熱后成為過熱蒸汽，再通過導管引入汽冷分離器的下集箱，經蒸汽連接管引至布置在尾部后煙道的低溫過熱器(LTS)，再進入布置在外置床中的中溫過熱器(ITS)，經連接管引入爐膛內壁中的高溫過熱器(HTS)，最后將合格的過熱蒸汽引向汽輪機。從汽輪機引出的再熱蒸汽進入位于尾部前煙道內的低溫再熱器(LTR)進口集箱，經低溫再熱器加熱后通過蒸汽連接管引至爐膛內的高溫再熱器(HTR)進口集箱，經高溫再熱器加熱后成為合格的再熱蒸汽引向汽輪機。

圖1 660 MW超超臨界CFB鍋爐汽水流程Fig.1 660 MW ultra-supercritical CFB boiler steam water process

2 基于Aspen Plus 的CFB鍋爐仿真模型構建

2.1 等效熱解模型

由于煤結構復雜、組成多樣，無法用唯一分子式描述煤的化學成分，因此將煤視為由一系列穩定元素組成的混合物，如碳、氫、氧、氮、硫和灰分等[9]。在等效熱解模擬過程中，煤顆粒的快速熱解過程在Aspen Plus的內置模塊反應器(RYield)中完成，煤顆粒先等效分解為元素C、元素S、H2、N2、O2、Ash。若煤全部轉化為煤氣，則無法計算碳轉化率、能量平衡不嚴格，因此需釋放部分煤來模擬煤的不完全轉化，定義為UBC(未燃盡碳)，作為非常規物質(NC)，故模塊RYield的輸出物流組分為C、S、H2、N2、O2、Ash和UBC。煤的工業分析和元素分析見表2。

表2 燃料工業分析和元素分析

根據物料平衡原理，由穩定的元素物質(除Ash、UBC)在化學計量反應器(RStoic)中合成煤熱解產物(氣態揮發分和煤焦)，其中氣態揮發性物質的主要成分為CH4、H2、CO2、CO、H2O和焦油。

煤的氣態揮發分產率計算公式[10]為

Vyield=VM-α-β

(1)

α=exp(26.41-3.961lnT+0.011 5VM)

(2)

β=0.2(VM-10.9)

(3)

式中，V為揮發分；M為水分；T為熱解溫度。

煤熱解產物氣態揮發分中各組分的質量分數ω(i)[10]為

ω(CH4)=0.201-0.469(VM/100)+0.241(VM/100)2

(4)

ω(H2)=0.157-0.868(VM/100)+1.388(VM/100)2

(5)

ω(CO2)=0.135-0.900(VM/100)+1.906(VM/100)2

(6)

ω(CO)=0.428-2.653(VM/100)+4.845(VM/100)2

(7)

ω(H2O)=0.409-2.389(VM/100)+4.554(VM/100)2

(8)

ω(Tar)=-0.325+7.279(VM/100)-12.880(VM/100)2

(9)

熱解產物的合成反應有

(10)

(11)

(12)

(13)

(14)

(15)

(16)

2.2 簡約解耦燃燒模型

熱解產物在熱力學平衡反應器GIBBS模塊中進行解耦燃燒，燃燒后的氣體、UBC(未燃盡碳) 和Ash在循環流化床頂部的旋風分離器(CYCLONE模塊)中分離，輸出2股物流：一部分為分離出的全部氣體和少量固體顆粒的煙氣流，進入尾部煙道，與低溫過熱器、低溫再熱器和省煤器等尾部受熱面進行換熱后，經空氣預熱器和飛灰收集系統，最后由煙囪排入大氣；另一部分為大量固體灰分顆粒和未燃盡碳(UBC)，經分離模塊(SEP1)分成2股組分相同的物流，分別返回下爐膛用于控制爐膛溫度和進入外置床與中溫過熱器換熱后返回下爐膛，以維持主循環回路固體顆粒平衡。返回下爐膛的物流均先經過SSplit模塊，將固體灰分顆粒(Ash)和未燃盡碳(UBC)分開，僅允許未燃盡碳(UBC)返回下爐膛進行循環，Ash作為灰渣排出。

模塊Gibbs通過自由能最小化來計算化學反應平衡和相平衡，熱解產物在循環流化床中解耦燃燒的化學反應為

1)氧化反應：

(17)

(18)

(19)

(20)

(21)

(22)

(23)

(24)

(25)

(26)

2)還原反應：

(27)

(28)

(29)

(30)

(31)

(32)

(33)

(34)

2.3 系統模型創建

分別通過了RYield 模塊和RStoic模塊對煤等效熱解過程進行建模，GIBBS模塊對熱解產物燃燒過程進行建模，由于在CFB鍋爐中注入二次空氣將鍋爐大致分為密相區和疏相區，因此通過2個GIBBS模塊模擬爐中的燃燒過程。爐膛中水冷壁、高溫再熱器、高溫過熱器的換熱過程采用MHeatX模塊建模，使用CYCLONG模塊對旋風分離器的分離過程進行建模，考慮到旋風分離器中的后燃燒，應用GIBBS模塊。 最后，煙氣到達尾部煙道，與低溫再熱器、低溫過熱器、省煤器的換熱過程用HeatX模塊建模。基于Aspen Plus 對660 MW 超超臨界CFB鍋爐的整體建模流程如圖2所示。

圖2 基于Aspen Plus 的660 MW 超超臨界CFB鍋爐流程Fig.2 Flowsheet of 660 MW ultra-supercritical CFB boiler based on Aspen Plus

在鍋爐換熱過程模擬時，對于用戶定義的水冷壁總傳熱系數，計算方法為

(35)

(36)

式中，Gs為顆粒循環流率，kg/(m2·s)；h為計算部位高度，m；H為床總高度，m。

(37)

式中，ε為火焰發射率[12]；σ為玻爾茲曼常數；Tbed為床層溫度，簡化為煙氣平均溫度；Twall為壁面溫度，簡化為爐內管壁溫平均溫度。

由于目前660 MW超超臨界CFB鍋爐尚處于規劃階段，而采用Aspen Plus軟件模擬循環流化床鍋爐技術已較為成熟[13-16]，故可根據所建模型，對660 MW超超臨界循環流化床鍋爐滿負荷工況(B-MCR)下鍋爐性能進行模擬計算，得到的溫度計算結果見表3。

3 動態仿真結果與討論

3.1 密相區組分濃度模擬

在660 MW超超臨界循環流化床燃燒室中，密相區組分CO2、CO和SO2濃度分布隨一次風比例的變化如圖3所示。

由圖3可知，總風量不變時，隨著一次風比例增大(即二次風減少)，密相區CO2濃度增大，CO濃度減少，SO2濃度先增大后減少，這是因為一次風增多，密相區O2含量增多，CO、CH4燃燒生成的CO2量增大；H2S轉化為SO2量增大，當O2含量增加到一定程度時，H2S與O2的燃燒反應達到平衡，不再有SO2生成，此時SO2含量達到最大，而密相區氣體總量不斷增多，故SO2濃度逐漸減少。

表3 B-MCR下鍋爐主要溫度計算結果

圖3 一次風比例對密相區組分濃度的影響Fig.3 Effect of primary air ratio on component concentration in dense phase zone

3.2 排煙氣體組分濃度模擬

660 MW超超臨界循環流化床鍋爐煤解耦燃燒過程中，排煙氣體SO2、SO3、NO和N2O濃度隨過量空氣系數變化的分布曲線如圖4所示。從圖4(a)可以看出，隨過量空氣系數的增加，SO2濃度逐漸降低，SO3濃度先增大后減小，說明增大過量空氣系數可明顯降低SO2和SO3排放。這主要是因為H2S與O2的燃燒反應(式(25))已達平衡，SO2含量不再增加，故SO2濃度隨氣體總量的增多而減少；過量空氣系數越大，說明循環流化床燃燒室內O2濃度越高，促進SO2與O2反應(式(26))，SO3濃度越來越高，當O2濃度增加到一定程度時，SO2與O2反應達到平衡，此時SO3含量達到最大，高濃度的SO3抑制了新的SO3生成，排煙氣體總量增多，故SO3濃度降低。

從圖4(b)可以看出，660 MW超超臨界循環流化床煤解耦燃燒過程中，過量空氣系數越大，產生的NO和N2O越多，這與文獻[17-18]的研究結果相符。其原因為：① 由NOx的形成機理可知，循環流化床鍋爐燃燒中NOx的生成主要是燃料型NOx。煤在燃燒分解過程中，煤中N形成揮發分N(主要以HCN、NH3和焦油氮形式存在)和焦炭氮，隨著過量空氣系數增大，CFB燃燒室內O2濃度增加， HCN和NH3與O2的反應幾率增大，生成的NO與N2O增多(式(19)、(21))；② O2濃度增加使還原性氣體(如CO和H2)濃度迅速降低，導致其對N2O的還原作用減弱；③ 在還原區域內，幾乎無N2O生成，增大過量空氣系數，爐內O2濃度增加，爐內的還原區域減少，使N2O排放濃度升高。故在不影響鍋爐燃燒的情況下，應適當減小過量空氣系數，以降低NO和N2O的排放量。

圖4 SO2、SO3、NO和N2O濃度隨過量空氣系數變化曲線Fig.4 Change curves of SO2，SO3，NO and N2O concentrations with excess air coefficient

3.3 受熱面溫度模擬

基于Aspen Plus建立的660 MW超超臨界循環流化床鍋爐煤解耦燃燒過程仿真模型，過量空氣系數和一次返料比例對中溫過熱器出口汽溫、低溫過熱器出口汽溫和低溫再熱器出口煙溫、省煤器出口煙溫的影響，如圖5所示。由圖5(a)可知，過量空氣系數增大，對中溫過熱器和低溫過熱器出口汽溫的影響不大，但對低溫再熱器出口煙溫和省煤器出口煙溫的影響較大。隨著過量空氣系數增加，低溫再熱器和省煤器的出口煙溫隨之升高，導致排煙熱損失增大，鍋爐熱效率降低。

從圖5(b)可以看出，一次返料比例對低溫過熱器出口汽溫的影響不大，但對外置床中溫過熱器的出口汽溫影響較大。隨一次返料比例增加，中溫過熱器的換熱量逐漸減少，當一次返料比例為0.9時，中溫過熱器的換熱溫差幾乎不到10 ℃。另外，低溫再熱器和省煤器出口煙溫隨一次返料比例的增大而減小，但總體上變化不大。綜上，一次返料比例的增大，使鍋爐整體換熱器的換熱效率下降，雖然返回燃燒室的固體物料比例可調節和控制床溫，仍應盡可能減少一次返料比例。

圖5 過量空氣系數、一次返料比例對受熱面出口溫度的影響Fig.5 Effect of excess air coefficient and primary return ratio on outlet temperature of heated surface

4 結 論

1)在煤解耦燃燒過程中，預測了循環流化床燃燒室中密相區氣體組分濃度分布，研究了過量空氣系數對排煙氣體組分濃度的影響，通過數值模擬得到，提高過量空氣系數會導致排煙氣體中NO和N2O濃度增加，但可明顯降低SO2和SO3的排放。

2)若僅降低排煙氣體中SO2和SO3濃度，根據煤解耦燃燒過程中SO2和SO3排放濃度的模擬結果，可得到最佳過量空氣系數。

3)通過建立的過程模擬模型，研究了660 MW超超臨界循環流化床鍋爐過量空氣系數和一次返料比例對中溫過熱器出口汽溫、低溫過熱器出口汽溫和低溫再熱器出口煙溫、省煤器出口煙溫的影響。模擬結果表明，隨著過量空氣系數和一次返料比例的增大，排煙熱損失增大，鍋爐熱效率降低，故應選擇合適的過量空氣系數，并盡可能減少一次返料比例。