預熱空氣當量比對循環流化床摻混煤泥預熱燃燒的影響

楊蘇豐,朱建國

(1.中國科學院大學,北京 100049;2.中國科學院工程熱物理研究所 煤炭高效低碳利用全國重點實驗室,北京 100190)

0 引 言

煤泥作為煤炭分選過程中主要的副產品之一,因其灰分大、熱值低、顆粒較細等特性,利用率低且易造成嚴重環境污染。隨著煤炭分選量及分選率增加,煤泥產量逐年增長[1]。提高煤泥資源化利用,可以解決煤泥導致的環境污染問題,增加經濟效益。

循環流化床(Circulating Fluidized Bed,CFB)技術因具有燃燒適應性廣、高傳熱傳質、高燃燒效率、良好的負荷變化能力等優點[2],逐漸發展成為主流燃煤發電技術之一,并擔負著廢棄物燃燒利用、低污染物排放和深度靈活調峰等重任。將煤泥與其他煤種/生物質燃料在CFB內摻混燃燒是煤泥綜合利用的最重要方式之一[3-4]。王云雷[5]采用熱重分析方法對煤泥分別摻混褐煤、煙煤和木屑進行了燃燒特性分析。研究表明,煤泥與煙煤摻混比例較低時,混煤的可燃性、穩燃性大幅改善。胡瑞金[6]和陳國勝[7]研究了煤泥不同摻混比對超臨界CFB鍋爐燃燒特性的影響。研究表明,煙煤摻混較低比例的煤泥有利于加快燃燒反應速度、提高鍋爐的快速變負荷能力及降低NOx排放,而較高煤泥的摻混比(摻混比大于30%)使得CFB返料量增加、風機電耗增加,影響鍋爐整體經濟性。根據數值模擬及鍋爐實際運行經驗[6,8-10],在無噴氨情況下,NOx初始排放量在300 mg/m3以上,且煤泥摻混比對NOx排放量影響較大。劉彥鵬等[11]針對300 MW CFB鍋爐摻燒煤泥對燃燒效率影響進行了試驗研究。結果表明,摻燒煤泥增加鍋爐排煙溫度及燃料不完全燃燒損失,鍋爐總效率下降約1.5%。如何提高煤泥在CFB鍋爐中的利用率、燃燒效率及降低NOx排放水平,是當前亟待解決的主要問題。

分級燃燒技術是實現煤燃燒過程中低NOx排放的有效技術之一。分級燃燒技術主要分為空氣分級燃燒技術和燃料分級燃燒技術。研究表明[12-17],采用空氣分級燃燒技術可增加燃料在還原區的停留時間,促進NOx還原,降低NOx排放;采用燃料分級燃燒技術的脫硝率在爐內脫硝技術中最高,可大幅降低煤燃燒過程中的NOx排放。呂清剛等[18]開發了一種基于循環流化床預熱的煤粉燃燒新技術。該工藝采用流態化預熱與煤粉爐室燃相耦合,在整個燃燒過程采用分段式燃燒實現煤粉燃燒的高燃燒效率和低污染物排放,尤其是低氮氧化物(NOx)排放[19]?，F已對煙煤、半焦和氣化殘炭等不同燃料開展了包含預熱當量比等不同參數的大量預熱燃燒試驗研究[20-26],并在工業生產中得以應用[27-28]。在煤粉預熱燃燒系統中,預熱燃燒器空氣當量比主要影響預熱過程中煤氮向N2和NH3的轉化率,以及焦炭氮的析出,從而實現在燃燒過程中減少向NOx的轉化,實現減排,且隨預熱空氣當量比增加,NOx排放量呈下降趨勢。目前,將流態化預熱與循環流化床相耦合的燃燒工藝還未有相關試驗研究。

因此,筆者基于燃料預熱改性的理念,設計建設了30 kW循環流化床預熱燃燒試驗平臺,并開展摻混固廢煤泥的循環流化床預熱燃燒試驗,研究結果可為循環流化床預熱燃燒技術的發展和工業應用提供理論和數據支撐。

1 試 驗

1.1 試驗裝置與原理

試驗在30 kW預熱燃燒綜合評價試驗臺上進行,其工藝流程如圖1所示。系統由3部分組成:流態化預熱器、CFB及輔助系統。輔助系統包括電阻絲輔熱系統、給煤系統、配風系統、煙氣冷卻系統和測控系統。

圖1 30 kW預熱燃燒試驗裝置流程

試驗燃料為粉體燃料,與普通循環流化床粒煤存在明顯差異。粉體燃料通入預熱器內,預熱器流化風由底部通入,因預熱器流化風量遠低于燃料燃燒的理論空氣量,預熱器內為強還原性氣氛,粉體燃料在預熱器內發生燃燒和氣化反應,燃燒反應釋放的熱量維持預熱器內溫度在800～950 ℃。燃料在預熱器內反應后轉化為高溫預熱半焦和預熱煤氣,稱為高溫預熱燃料。高溫預熱燃料流入CFB后與CFB一次風、二次風及三次風混合燃燒。CFB一次風從CFB底部通入,二次風和三次風由CFB不同高度通入。其中,定義CFB二次風噴口以下的區域為還原區。高溫預熱燃料在循環流化床內燃燒產生的煙氣經尾部冷卻和布袋除塵凈化后,經煙囪排入大氣。

預熱器自身為循環流化床形式,由提升管、旋風分離器以及返料器組成,提升管內徑81 mm,高度1 600 mm。提升管200、500和1 450 mm高度處設置了3個K型熱電偶,返料器和旋風分離器頂部各設置了1個K型熱電偶。預熱器采用耐高溫合金鋼加工制造,外用巖棉保溫。

CFB提升管采用了變徑設計,下部高度400 mm、內徑89 mm,上部高度2 572 mm、內徑108 mm。預熱燃料入口位于提升管布風板上300 mm高度處。提升管150、1 480和2 630 mm高度處設置了3個K型熱電偶,返料器和旋風分離器頂部各設置了1個K型熱電偶。CFB采用分級配風,二次風及三次風噴口分別位于布風板上414 mm和1 500 mm處。

試驗臺所用空氣全部由空氣壓縮機提供,壓縮空氣經過除濕器和過濾器處理,由質量流量計分配到試驗系統中。預熱器提升管和CFB提升管設置三段式可控電阻絲輔熱,以便試驗臺快速啟動。

試驗臺設置了1個預熱燃料取樣點、4個CFB沿程取樣點和1個尾部煙氣取樣點。預熱燃料取樣點在預熱器的旋風分離器出口段,預熱煤氣由便攜式煤氣分析儀檢測,預熱半焦由濾筒通過抽氣泵進行抽吸收集,并用于工業分析和元素分析,NH3及HCN則利用可抽取便攜式檢測管進行測量;CFB提升管上設置4個取樣口,分別位于提升管布風板上550、1 250、1 950和2 650 mm高度處。CFB沿程取樣通過Gasmet煙氣分析儀分析;煙氣取樣點位于煙氣冷卻器前端的水平管段,煙氣成分由ECOM煙氣分析儀分析,飛灰在集灰斗中收集。整個裝置的運行由可編程邏輯控制器(Programmable Logic Controller,PLC)控制。

1.2 燃料特性

試驗燃料為神木煙煤和陜西煤泥摻混燃料,煤泥為干燥后樣品,煤泥摻混質量比為25%,粒徑分布如圖2所示,累積體積分數10%、50%和90%所對應的切割粒徑分別為14.55、76.18和208.61 μm。

圖2 25%摻混煤泥燃料粒徑分布

神木煙煤及陜西煤泥的工業分析和元素分析見表1。

表1 神木煙煤和陜西煤泥的工業分析和元素分析

1.3 試驗工況

試驗過程中保持給料量、還原區當量比、二、三次風配比、過量空氣系數不變,僅改變預熱當量比,研究煙煤摻混煤泥的預熱特性、CFB燃燒特性及NOx排放特性,試驗工況見表2。

表2 試驗工況

λPr、λCFB、λRe、λSe、λTh、λ計算公式為

λPr=APr/AStoic,

(1)

APr=APr,Coal+APr,Do+APr,mat,

(2)

λCFB=ACFB/AStoic,

(3)

ACFB=ACFB,Coal+ACFB,Do+ACFB,mat,

(4)

λRe=(APr+ACFB)/AStoic,

(5)

λSe=ASe/AStoic,

(6)

λTh=ATh/AStoic,

(7)

λ=λPr+λCFB+λSe+λTh,

(8)

式中,APr、APr,Coal、APr,Do、APr,mat、分別為預熱器流化風、播煤風、底部風、返料風的體積流量,m3/h;AStoic為燃料完全燃燒所需理論空氣流量,m3/h;ACFB、ACFB,Coal、ACFB,Do、ACFB,mat、ASe、ATh分別為CFB一次風、播煤風、底部風、返料風、二次風、三次風的體積流量,m3/h。

1.4 試驗方法

試驗前,分別向預熱器和CFB內加入粒徑為0.1～0.7 mm、質量2.5和3.0 kg的石英砂作為床料。開啟預熱器流化風和CFB一次風以保證提升管內床料流化,同時開啟電阻絲輔熱系統為提升管加熱升溫。待提升管底部溫度達500 ℃左右時,啟動螺旋給料機,以小劑量連續給煤使提升管持續升溫。提升管平均溫度升至800 ℃時,關閉電阻絲輔熱系統,并加大給煤量、底部風和返料風,直至預熱器建立循環,然后將預熱器切換至氣化狀態,調節給煤量及風量至設計值,待預熱器和CFB整體溫度穩定時,開始工況測量和數據采集。

2 試驗結果與分析

2.1 工藝穩定性

以工況2為例,預熱器和循環流化床不同位置處的溫度隨時間的變化如圖3所示?？芍A熱器及CFB燃燒室內溫度運行平穩,無波動,實現了循環流化床預熱燃燒系統的穩定運行。

圖3 工況2中溫度隨時間變化

預熱器和循環流化床的溫度沿高度方向的分布如圖4所示。預熱器提升管溫度最高點出現在提升管約500 mm處,最低點出現在約200 mm處,平均溫差為23 ℃,體現了流態化預熱器內溫度均勻分布和整體預熱的特點。預熱器旋風分離器出口溫度為820 ℃,高于燃料燃點,可持續、穩定地產生高溫預熱燃料供給CFB。CFB提升管溫度最高點出現在提升管上部約1 480 mm處,最低點出現在約2 630 mm處,平均溫差為78 ℃,反映出預熱燃料可在循環流化床內穩定均勻燃燒。

圖4 工況2中溫度沿高度變化

圖5為工況2中預熱器和CFB內壓差隨時間變化,可知壓差脈動平穩,預熱器下部和CFB下部的平均壓差分別為4.54和3.42 kPa。

圖5 工況2中壓差隨時間變化

煙氣中CO和NOx排放量隨時間變化如圖6所示,CO和NOx波動平穩,測試尾部煙氣的CO質量濃度均值為997 mg/m3(6% O2),NOx質量濃度均值為191 mg/m3(6% O2)。

圖6 工況2中CO和NOx排放量隨時間變化

綜上,摻燒煤泥比例為25%時,可在循環流化床預熱燃燒新型工藝中實現系統穩定可靠運行。

2.2 預熱空氣當量比對預熱特性的影響

2.2.1 預熱溫度分布

圖7為不同預熱空氣當量比下預熱器內不同位置的溫度變化,左側為預熱器提升管內沿程溫度變化,右側為預熱器的返料器和旋風分離器沿程溫度變化?？芍?預熱空氣當量比由0.36增至0.51,預熱器沿程溫度逐漸增加。這是由于預熱器空氣當量比小于1時,供入預熱器內的空氣量不足以使摻混燃料完全燃燒,燃料在預熱過程中會進行部分燃燒與氣化反應,隨預熱空氣當量比的增加,燃料在預熱器內燃燒份額及化學反應份額增加,釋放的熱量隨之增加,使得預熱器內溫度增加。

圖7 預熱器沿程溫度隨λPr變化

預熱器提升管內溫差均在30 ℃內,其原因一方面是高灰分的煤泥與煙煤摻混使得混料灰含量增至14%,經預熱燃燒后,部分飛灰作為床料參與循環,減小了燃燒室內溫差;另一方面是在預熱器給煤量一定的情況下,隨著預熱當量比由0.36增至0.51,預熱器流化風量由8.16 m3/h增至11.7 m3/h,預熱器內的表觀風速由1.65 m/s增至2.64 m/s,使得預熱器內的物料循環倍率增加,減小了燃燒室沿程溫差。

2.2.2 預熱煤氣特性

圖8為煤氣成分和煤氣熱值隨預熱空氣當量比變化?？芍?預熱器空氣當量比由0.36增至0.51,煤氣中CO2體積分數增加,CO、H2和CH4體積分數降低,煤氣熱值(CV)降低。

圖8 煤氣成分和熱值隨λPr變化

在保持預熱器給煤量不變的情況下,增大預熱器空氣當量比,供入的空氣量增多,爐內反應中O2量增多,氧/煤比增加,有利于混煤中碳放熱反應和煤氣中CO氧化反應,致使煤氣中CO2體積分數由13.27%增至17.48%,CO體積分數由7.03%降至6.07%。預熱器流化風量由8.16 m3/h增至11.7 m3/h,提升管內流化風速由1.65 m/s升至2.64 m/s,燃料停留時間由0.97 s降至0.61 s,導致燃料熱解反應減弱,熱解產生的H2、CH4和CO含量下降。熱解產生的部分H2和CH4與燃燒室內增加的O2量反應氧化,致使煤氣中H2體積分數由4.88%降至3.30%,CH4體積分數由1.29%降至0.77%。

預熱器流化風量由8.16 m3/h增至11.7 m3/h時,可燃成分(CO、H2、CH4)的煤氣體積分數由13.20%降至10.14%,煤氣熱值由2.02 MJ/m3降至1.49 MJ/m3,煤氣品質明顯下降。試驗結果變化整體趨勢與張震等[29]研究結果具有一致性。

圖9為煤氣中NH3和HCN濃度隨預熱空氣當量比變化?？芍?隨著預熱空氣當量比的增加,煤氣中NH3體積分數由800×10-6降至460×10-6,HCN體積分數由86×10-6增至240×10-6,NH3和HCN體積分數總量由886×10-6降至700×10-6。

圖9 NH3/HCN隨λPr變化

摻混燃料在預熱器內進行的部分氣化反應處于強還原性氣氛,阻止了燃料氮向NOx的轉化。大部分燃料氮被還原成N2,另一部分則轉化為以NH3和HCN為主要產物的NOx前驅物。隨預熱空氣當量比增加,預熱器燃燒室溫度升高,使NH3體積分數降低,HCN體積分數升高。隨預熱空氣當量比的增加,預熱過程煤氮向N2的轉化率增加,同時煤氮向氮氧化物前驅物(NH3和HCN)轉化的比例降低,說明預熱空氣當量比的增加有利于預熱過程燃料氮直接向N2轉化,即有利于強化源頭脫氮。

2.3 預熱空氣當量比對CFB燃燒特性的影響

2.3.1 CFB燃燒溫度分布特性

圖10為CFB沿程溫度隨預熱空氣當量比變化,左側為CFB提升管內沿程溫度變化,右側為CFB的返料器和旋風分離器沿程溫度變化。預熱空氣當量比由0.36增至0.51,CFB提升管內溫度在500 mm以下增加,1 000 mm以上降低,且沿程溫度呈基本相同的“兩頭低,中間高”現象,提升管內溫差在80 ℃以內;預熱空氣當量比由0.36增至0.51,返料器和旋風分離器溫度隨預熱空氣當量比增加而降低。

圖10 CFB沿程溫度隨λPr變化

CFB一次風當量比由0.61降至0.47,一次風量由13.98 m3/h降至10.5 m3/h,同等負荷或給料量下,隨預熱空氣當量比增加,由CFB提升管300 mm處輸入的高溫預熱燃料溫度增加,使得CFB底部溫度升高。但較大的預熱空氣當量比與較低的煤氣熱值對應,因此,在CFB上部呈溫度降低的趨勢。

反之,預熱空氣當量比為0.36時,盡管預熱燃料溫度偏低,出現CFB底部溫度偏低現象,但隨燃燒進行,預熱燃料釋放熱量增加,CFB提升管中上部溫度上升。

2.3.2 CFB燃燒CO、NO分布特性

圖11為CFB沿程CO、NO體積分數隨預熱空氣當量比變化?？芍?CO、NO體積分數沿程降低,且預熱空氣當量比由0.36增至0.51時,NO體積分數增加,CO體積分數在1 700 mm以下增加,1 700 mm以上降低。

圖11 CFB沿程CO/NO隨λPr變化

二次風噴口以下區域為還原性氣氛,二次風噴口至燃燒室出口為氧化性氣氛。預熱空氣當量比由0.36增至0.51時,CFB一次風當量比由0.61降至0.47,可見在還原區當量比(預熱當量比 + CFB一次風當量比)不變的條件下,CFB一次風量的降低,導致CFB底部CO體積分數增加。預熱空氣當量比為0.51時,CFB底部的CO體積分數最高達8 431×10-6,但隨燃燒進行,CO體積分數快速降低。

隨預熱當量比增加,NH3體積分數降低,HCN體積分數增加,而HCN進入CFB與一次風混合后,容易發生向NO的轉化反應?？芍?在CFB提升管全高度范圍內,預熱器空氣當量比為0.51的NO體積分數均較其他值高。

2.4 預熱空氣當量比對NOx排放特性的影響

圖12為NOx排放量隨預熱當量比變化(6% O2)?？芍S預熱空氣當量比的增加,NOx排放量增加。

圖12 NOx排放量隨λPr變化

在保證工況運行負荷量一定的情況下,預熱空氣當量比由0.36增至0.51時,燃燒效率由92.01%增至92.63%,CFB預熱燃燒的NOx排放量由172 mg/m3增至242 mg/m3。預熱當量比增加,預熱煤氣中HCN體積分數增加,CFB沿程NO體積分數高,這是高預熱空氣當量比下NOx排放高的主要原因。

3 結 論

1)預熱器空氣當量比由0.36增至0.51,預熱器內還原反應減弱,煤氣中CO2體積分數由13.27%增至17.48%,可燃組分(CH4+CO+H2)體積分數由13.20%降至10.14%,NH3和HCN體積分數之和由886×10-6降至700×10-6,熱值由2.02 MJ/m3降至1.49 MJ/m3,煤氣品質降低。

2)隨預熱當量比增加,煙煤摻混煤泥的預熱器溫度增加,CFB燃燒室上部溫度降低,CO、NO體積分數均增加。較大的預熱空氣當量比不利于煙煤摻混煤泥的清潔高效燃燒。

3)預熱空氣當量比由0.36增至0.51,NOx排放量由172 mg/m3增至242 mg/m3,這主要由于較高的預熱空氣當量比對應預熱煤氣中較高的HCN濃度,HCN進入CFB后容易發生向NO的轉化。