李 政，溫晨陽，許兆峰，薛亞麗，劉 培

(清華大學(xué) 能源與動力工程系，電力系統(tǒng)及發(fā)電設(shè)備控制與仿真國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100084)

循環(huán)流化床(CFB)鍋爐具有燃料適用范圍廣、能源利用效率高及污染物排放低的優(yōu)點(diǎn)，是煤炭清潔利用的主要方式之一[1]。大型化、高參數(shù)的鍋爐可以提升燃煤效率[2]，是CFB鍋爐的主要發(fā)展方向。2016年7月28日，國家科技部正式將“超超臨界循環(huán)流化床鍋爐技術(shù)研發(fā)與示范”項目立項，世界首臺660 MW超超臨界、超低能耗、超低排放“三超”燃用低熱值煤的CFB鍋爐發(fā)電示范項目進(jìn)入實(shí)施階段。

由于大型化、高參數(shù)發(fā)展帶來鍋爐結(jié)構(gòu)的變化，爐膛向大截面積、大寬深比和多分離器并聯(lián)布置的方向發(fā)展。大型CFB鍋爐在運(yùn)行中存在橫向非均勻性問題，主要體現(xiàn)在溫度分布非均勻和壓力波動兩個方面[3-6]。在大寬深比的CFB鍋爐中，特定的運(yùn)行工況下床壓會出現(xiàn)周期性波動，兩側(cè)床壓波動曲線相似，時間相差約半個周期[7]。床壓波動給機(jī)組的安全、穩(wěn)定運(yùn)行造成隱患，影響機(jī)組的運(yùn)行效率和經(jīng)濟(jì)性。

鑒于大型CFB鍋爐橫向非均勻性的潛在危害，學(xué)界對機(jī)理認(rèn)識不清，目前缺乏對于運(yùn)行參數(shù)橫向分布的模擬研究，筆者在原有一維模型的基礎(chǔ)上，建立了能夠反映大型CFB鍋爐參數(shù)橫向非均勻性的準(zhǔn)二維小室模型，并分析了床壓橫向波動的過程。

1 鍋爐本體

建模對象為國內(nèi)研發(fā)的660 MW超超臨界CFB鍋爐。該鍋爐采用M型布置，爐膛采用單爐膛單布風(fēng)板結(jié)構(gòu)，爐后布置4個高效汽冷旋風(fēng)分離器，采用具有靈活調(diào)節(jié)特性的4個中溫受熱面外置式換熱器，尾部采用成熟的雙煙道擋板調(diào)節(jié)結(jié)構(gòu)。爐膛寬度×深度×高度為39.953 m×12.673 m×55 m。該鍋爐為高效超超臨界參數(shù)、變壓運(yùn)行直流鍋爐，鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量(BMCR)工況下蒸汽出口參數(shù)為29.4 MPa/605 ℃/623 ℃，主要技術(shù)參數(shù)如表1所示。

表1 鍋爐主要參數(shù)Tab.1 Main parameters of the boiler

鍋爐燃用矸石、煤泥與末原煤的混煤，設(shè)計煤種中矸石、煤泥與末原煤的混合質(zhì)量比例為20∶55∶25，煤質(zhì)分析見表2。

表2 煤質(zhì)分析Tab.2 Quality analysis of feeding coal

2 模型描述

2.1 準(zhǔn)二維小室模型

為了描述運(yùn)行參數(shù)沿爐膛高度方向和寬度方向2個維度的分布情況，對鍋爐爐膛沿這兩個方向分別劃分小室，建立準(zhǔn)二維小室模型。

沿爐膛高度方向，考慮到模型對計算速度的要求，采用兩段式集中參數(shù)模型，底部為密相床，上部為虛擬換熱器。假設(shè)燃燒反應(yīng)集中在底部密相床區(qū)域進(jìn)行，溫度分布均勻，采用集中參數(shù)描述每個區(qū)域的溫度和壓力等參數(shù)。爐膛上部為虛擬換熱器，高溫?zé)煔夂凸腆w顆粒與受熱面在此處進(jìn)行換熱，爐膛上部溫度降低，不考慮化學(xué)反應(yīng)。此方法可以反映爐膛上下部溫度分布的差異。

沿爐膛寬度方向，根據(jù)CFB鍋爐系統(tǒng)分離器的布置情況，將爐膛沿水平方向劃分成4個并聯(lián)回路(見圖1)。每個并聯(lián)回路有各自的布風(fēng)板、爐膛和分離器，并聯(lián)回路在風(fēng)室和尾部煙道處匯合。4個回路之間考慮彼此的物質(zhì)交換。

圖1 準(zhǔn)二維小室模型劃分方案Fig.1 Partition scheme of the quasi-two-dimensional compartment model

2.2 主要物理過程

2.2.1 橫向物質(zhì)傳遞

爐膛內(nèi)橫向物質(zhì)傳遞機(jī)理主要包括壓力驅(qū)動對流和濃度驅(qū)動擴(kuò)散[8]。李金晶[9]根據(jù)300 MW褲衩腿型CFB鍋爐的冷態(tài)模型實(shí)驗(yàn)結(jié)果，給出了爐膛上部氣體和顆粒橫向流動的經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式：

(1)

(2)

對于氣固橫向擴(kuò)散過程，普遍采用菲克定律來描述：

(3)

式中：Dx為擴(kuò)散系數(shù)；ρ為物質(zhì)質(zhì)量濃度;t為時間。

關(guān)于氣固橫向擴(kuò)散的實(shí)驗(yàn)研究有很多，這些研究的主要目的是確定擴(kuò)散系數(shù)及其影響規(guī)律。根據(jù)文獻(xiàn)[8]，氣體擴(kuò)散系數(shù)建議取為0.04～0.06 m2/s。固體的擴(kuò)散系數(shù)受到床高、流化風(fēng)速和顆粒性質(zhì)的影響，根據(jù)其定量研究[10-12]，Dx分布在10-4～10-1m2/s。

2.2.2 物質(zhì)流動

在每個小室內(nèi)，包含氣體、固體的流入、流出和化學(xué)反應(yīng)過程(見圖2)，滿足質(zhì)量守恒定律。

圖2 小室內(nèi)物質(zhì)流動示意圖Fig.2 Mass flow in a compartment

焦炭質(zhì)量守恒：

qm,FLwFL)+WS,j-1wB,j-1-WS,j+1wB,j+1

(4)

式中：MB為總床料量；wB為床料含碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)；Bcoal為給煤量；wFC為煤中固定碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)；RFC為固定碳反應(yīng)速率；WD為排渣量；qm,FL為飛灰質(zhì)量流量；wFL為飛灰含碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)；WS為橫向傳遞的固體量。

氣體成分質(zhì)量守恒：

Wg,j-1φO2,j-1-Wg,j+1φO2,j+1

(5)

式中：φO2為爐膛中氧氣體積分?jǐn)?shù)；qV,g為煙氣體積流量；qV,air為給風(fēng)量；qV,rg為循環(huán)煙氣體積流量；φrg為循環(huán)煙氣的氧氣體積分?jǐn)?shù)；ηSO2為脫硫效率；wO、wH、wS分別為煤中氧、氫、硫的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；RVC為揮發(fā)分碳反應(yīng)速率；φO2,j-1和φO2,j+1分別為j-1和j+1回路含氧體積分?jǐn)?shù)。

2.2.3 化學(xué)反應(yīng)模型

化學(xué)反應(yīng)模型中考慮煤燃燒和脫硫反應(yīng)。對于煤中焦炭的燃燒反應(yīng)，認(rèn)為只發(fā)生

(6)

且不發(fā)生還原反應(yīng)，因?yàn)镃FB鍋爐的煙氣中CO含量很少。根據(jù)化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)，單個焦炭顆粒的燃燒速率γC與焦炭周圍的氧氣體積分?jǐn)?shù)和焦炭顆粒的表面積成正比：

(7)

式中：dC為焦炭顆粒直徑；kC為焦炭顆粒中碳的反應(yīng)常數(shù)。

若煤中的硫全部燃燒生成二氧化硫，即發(fā)生如下反應(yīng)：

(8)

通過向CFB鍋爐爐膛加入石灰石完成脫硫過程，發(fā)生的化學(xué)反應(yīng)為：

(9)

(10)

脫硫反應(yīng)的結(jié)果是煙氣中的二氧化硫轉(zhuǎn)化為固態(tài)的硫酸鈣，一般認(rèn)為脫硫效率與石灰石物理化學(xué)特性、石灰石粒徑、溫度及爐內(nèi)的氧化還原氛圍有關(guān)。出于仿真的需求，筆者對脫硫效率進(jìn)行簡化處理，認(rèn)為脫硫效率與鈣硫物質(zhì)的量之比(即鈣硫比)有關(guān)(見圖3)，可以采用經(jīng)驗(yàn)曲線插值的方式[13]獲得。

圖3 鈣硫比對脫硫效率的影響Fig.3 Effect of calcium to sulfur ratio on desulfurization efficiency

2.2.4 傳熱模型

CFB鍋爐內(nèi)傳熱過程由固體顆粒對流傳熱、氣體對流傳熱和輻射換熱3部分組成。在對象仿真中，為了平衡計算精度和速度的要求，沒有通過理論公式計算傳熱系數(shù)，而是通過主導(dǎo)因素法，建立傳熱系數(shù)和換熱面積關(guān)于表觀風(fēng)速的主導(dǎo)因素模型。因?yàn)楸碛^風(fēng)速對爐膛內(nèi)的流動有決定性的影響，這種關(guān)聯(lián)能夠反映鍋爐運(yùn)行狀況的變化。

2.3 復(fù)合壓降模型

為了準(zhǔn)確描述CFB鍋爐的動態(tài)特性以及運(yùn)行參數(shù)的變化，需要考慮風(fēng)煙系統(tǒng)中爐膛壓降與進(jìn)風(fēng)量的耦合關(guān)系，李政等[14]提出在風(fēng)煙系統(tǒng)流體網(wǎng)絡(luò)中考慮爐膛床料量產(chǎn)生的床壓降，針對單爐建立流體網(wǎng)絡(luò)。將該思想應(yīng)用到準(zhǔn)二維小室模型中，建立包含橫向物質(zhì)傳遞的流體網(wǎng)絡(luò)模型(見圖4)。

圖4 多爐膛并聯(lián)結(jié)構(gòu)的流體網(wǎng)絡(luò)模型Fig.4 Fluid network model of multi-furnace parallel structure

整個系統(tǒng)模型包含17個模塊，以每個模塊的出口壓力p和氣體體積流量qV作為系統(tǒng)的狀態(tài)變量，建立流體網(wǎng)絡(luò)方程，模塊及變量參數(shù)如圖5所示,其中各參數(shù)的下標(biāo)表示前一個模塊的出口。

圖5 模型結(jié)構(gòu)Fig.5 Structure of fluid network model

大氣(源模塊)：

pA=p0

(11)

風(fēng)機(jī)：

pB-pA=f(qV,B)

(12)

qV,B=qV,A

(13)

分支節(jié)點(diǎn)：

pB=pCi

(14)

qV,B=qV,C1+qV,C2+qV,C3+qV,C4

(15)

布風(fēng)板：

pCi-pDi=f(qV,Di)

(16)

qV,Di=qV,Ci

(17)

爐膛床壓降：

pDi-pEi=f(h)

(18)

(19)

分離器：

pEi-pFi=f(qV,Fi)

(20)

qV,Fi=qV,Ei

(21)

匯合節(jié)點(diǎn)：

pG=pFi

(22)

qV,G=qV,F1+qV,F2+qV,F3+qV,F4

(23)

尾部煙道(匯模塊)：

pG=pT

(24)

式中：p0為大氣壓；pG為G節(jié)點(diǎn)的出口壓力；pT為鍋爐背壓；f為函數(shù)；h為床料高度；Bkalk為給石灰石量；wH2O、wN分別為煤中水、氮的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；wCa、wMg、wH2O,2分別為石灰石中鈣、鎂、水的質(zhì)量分?jǐn)?shù);下標(biāo)i=1,2,3,4。

風(fēng)機(jī)、布風(fēng)板和分離器的阻力特性根據(jù)特性曲線進(jìn)行描述，床壓降與總床料量有關(guān)，忽略煙氣與壁面的摩擦，氣流在爐膛的總壓降全部用于托起固態(tài)床料，與物料總重力產(chǎn)生的壓強(qiáng)相等。

2.4 模型功能

采用模塊化建模的方法，針對超超臨界大型CFB鍋爐建立考慮橫向物質(zhì)傳遞的準(zhǔn)二維模型，同時建立包含風(fēng)機(jī)、布風(fēng)板、爐膛和分離器的鍋爐風(fēng)煙系統(tǒng)復(fù)合壓降模型。該準(zhǔn)二維模型可以反映爐膛溫度、煙氣量和換熱量等運(yùn)行參數(shù)的橫向分布以及風(fēng)煙系統(tǒng)壓力分布情況。

因此，可以利用準(zhǔn)二維模型研究鍋爐運(yùn)行過程中可能出現(xiàn)的布風(fēng)板堵塞、回料閥脈動回料等引起的運(yùn)行參數(shù)橫向波動，以及給煤、給風(fēng)和排渣等主動操作變量不均勻引起的運(yùn)行不均勻問題，分析其產(chǎn)生機(jī)理及影響因素。筆者重點(diǎn)研究了大型CFB鍋爐中的床壓橫向波動現(xiàn)象。

3 結(jié)果與分析

在大型CFB鍋爐的實(shí)際運(yùn)行中，特定運(yùn)行工況下會監(jiān)測到爐膛床壓的明顯波動現(xiàn)象，爐膛兩側(cè)床壓在一定范圍內(nèi)周期性震蕩。床壓的橫向周期性波動是由于床料的橫向遷移所致。利用建立的模型研究床料在平衡狀態(tài)下受到沿爐膛寬度方向擾動的變化情況。

在模型中，為了簡化問題，將左側(cè)的回路1和回路2視為左側(cè)爐膛，右側(cè)的回路3和回路4視為右側(cè)爐膛，即將4個并聯(lián)回路簡化為左右側(cè)2個爐膛回路的并聯(lián)，可以更清晰地反映壓力的橫向波動。

為了消除排渣調(diào)節(jié)對床壓降的影響，模型中采用手動排渣，假設(shè)排渣量始終等于穩(wěn)定運(yùn)行時的排渣量。在平衡狀態(tài)下，床料受到沿爐膛寬度方向向右的擾動，使得左側(cè)床料量突然減少、床壓降減小，右側(cè)床料量增加、床壓降增大，進(jìn)而導(dǎo)致左側(cè)的風(fēng)量增加、布風(fēng)板阻力增大，右側(cè)風(fēng)量減少、布風(fēng)板阻力減小，總體來看，左側(cè)爐膛上部壓力高于右側(cè)爐膛，產(chǎn)生的顆粒對流向右。

由于顆粒對流使得右側(cè)床料量增加，與左側(cè)爐膛形成濃度梯度，會形成從右向左的顆粒擴(kuò)散。爐膛上部壓力左側(cè)高于右側(cè)，顆粒對流向右，爐膛上部壓差逐漸減小，當(dāng)壓差為0 Pa時，由于顆粒擴(kuò)散向左，使得左側(cè)爐膛床壓有升高趨勢，爐膛上部壓力降低，壓差向左，顆粒對流反向，隨著爐膛上部顆粒濃度逐漸增加，顆粒對流增強(qiáng)。同理，當(dāng)兩側(cè)床料量差值減小為0 t時，顆粒對流會引起顆粒向右擴(kuò)散。由于對流速率大于擴(kuò)散速率，橫向物質(zhì)傳遞凈效應(yīng)向左，使得兩側(cè)爐膛床壓差增大，顆粒擴(kuò)散增強(qiáng)。床壓擺動過程中橫向物料顆粒傳遞結(jié)果如圖6和圖7所示。

圖6 床壓擺動過程中爐膛內(nèi)顆粒擴(kuò)散和對流Fig.6 Particle diffusion and convection in the furnace during bed pressure swing

圖7 床壓擺動過程中爐膛內(nèi)橫向物質(zhì)傳遞速率的變化Fig.7 Change of transverse mass flow in the furnace during bed pressure swing

床料量受到排渣量、飛灰量、回料量以及橫向物質(zhì)擴(kuò)散、對流的影響，因此兩側(cè)爐膛床料量的差值有最大值，當(dāng)床料量差值達(dá)到最大值時，通過調(diào)節(jié)風(fēng)機(jī)給風(fēng)量，爐膛上部壓差達(dá)到最大值。此后由于橫向物質(zhì)傳遞引起床壓往復(fù)擺動。床壓擺動過程中床壓降和床料量的變化如圖8和圖9所示。

圖8 兩側(cè)爐膛床壓降變化Fig.8 Bed pressure drop change on both sides of the furnace

圖9 兩側(cè)爐膛床料量變化Fig.9 Bed material change on both sides of the furnace

由于本模型的建模對象尚未投運(yùn)，無法使用其運(yùn)行數(shù)據(jù)驗(yàn)證模型結(jié)果的準(zhǔn)確性，但本模型計算結(jié)果與某350 MW超臨界CFB鍋爐實(shí)際運(yùn)行中監(jiān)測到的數(shù)據(jù)(見圖10)[6]變化趨勢一致，數(shù)值存在差異，這是由鍋爐結(jié)構(gòu)差異和運(yùn)行工況差異所致的。劇烈的床壓橫向波動形成的條件是大尺度的爐膛截面積、多分離器并聯(lián)的結(jié)構(gòu)設(shè)計和爐膛內(nèi)特定的流態(tài)，并非所有工況都能監(jiān)測到劇烈的壓力波動[7]。

圖10 某350 MW超臨界CFB鍋爐床壓失穩(wěn)時的實(shí)測數(shù)據(jù)Fig.10 Actual data of bed pressure instability of a 350 MW supercritical CFB boiler

橫向物質(zhì)傳遞速率與床料的擴(kuò)散和對流能力有關(guān)，由于物質(zhì)擴(kuò)散和對流特性與爐膛結(jié)構(gòu)、尺寸等因素有關(guān)，準(zhǔn)確的擴(kuò)散系數(shù)和k值未可知，筆者根據(jù)文獻(xiàn)結(jié)果假定擴(kuò)散系數(shù)的取值，對橫向物質(zhì)傳遞速率、床壓降和床料量的變化趨勢進(jìn)行了相關(guān)分析，后續(xù)可進(jìn)一步研究擴(kuò)散系數(shù)和k值對壓力波動的影響。

4 結(jié) 論

(1)建立針對大型CFB鍋爐的準(zhǔn)二維小室模型，將爐膛按照分離器的布置劃分為4個回路，考慮了并聯(lián)回路間的橫向物質(zhì)傳遞以及并聯(lián)回路內(nèi)的物質(zhì)流動、燃燒和傳熱等主要過程。利用該模型模擬了660 MW超超臨界CFB鍋爐運(yùn)行參數(shù)沿爐膛高度和寬度方向的分布。

(2)利用準(zhǔn)二維小室模型模擬了大寬深比CFB鍋爐中的床壓橫向波動過程。爐膛內(nèi)氣固橫向擴(kuò)散和對流的綜合作用是引起床壓周期性波動的主要原因，形成爐膛左右兩側(cè)相差約半個周期的穩(wěn)定波動。