基于迭代的注汽鍋爐煙氣再循環(huán)熱力參數(shù)計(jì)算及對(duì)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(zhuǎn)化與化工過程自治區(qū)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，新疆大學(xué)化學(xué)化工學(xué)院，新疆 烏魯木齊830046；2.新疆西部明珠工程建設(shè)有限公司，新疆 克拉瑪依 834000）

熱采技術(shù)是針對(duì)稠油開采的一種重要方式，蒸汽的注入可降低稠油流動(dòng)性，提高地層油體積系數(shù)[1]?？死斠罏鯛柡逃吞镏饕猿碛蜑橹鳎⑵c(diǎn)分布較廣，若采用大型鍋爐，在蒸汽管網(wǎng)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?xì)忮仩t為主。隨著油田勘探的進(jìn)展，注汽鍋爐數(shù)量不斷增加。

目前國(guó)家頒布的在用及新建燃?xì)忮仩t排放特別限值分別為400 mg/m3和200 mg/m3[2]。各地方政府針對(duì)燃?xì)忮仩t排放限值也制定了地方標(biāo)準(zhǔn)，山東、上海、天津等地在用燃?xì)忮仩tNOx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(guó)稠油開采注汽鍋爐自上世紀(jì)80年代投入運(yùn)營(yíng)已達(dá)30余年[4]，當(dāng)前NOx排放濃度與日益嚴(yán)格的鍋爐排放標(biāo)準(zhǔn)相比普遍超標(biāo)。因此，這些鍋爐均需要采用相關(guān)技術(shù)來(lái)降低NOx的排放。

當(dāng)前降低燃?xì)忮仩tNOx排放技術(shù)主要有空氣分級(jí)[5]、燃料分級(jí)[6]、旋流燃燒[7]、富氧燃燒[8]、煙氣再循環(huán)[9]等方法，其中煙氣再循環(huán)技術(shù)在煙道尾部抽出一部分煙氣，利用循環(huán)風(fēng)機(jī)將煙氣通入爐膛入口重新參與燃燒，無(wú)需對(duì)燃燒器進(jìn)行改造，費(fèi)用相對(duì)經(jīng)濟(jì)而被廣泛應(yīng)用。謝正武[10]探討了煙氣再循環(huán)對(duì)鍋爐熱力計(jì)算的影響，曾強(qiáng)等[11-14]對(duì)煙氣再循環(huán)鍋爐進(jìn)行數(shù)值模擬，這些研究表明煙氣再循環(huán)技術(shù)可實(shí)現(xiàn)低氮燃燒。在進(jìn)行煙氣再循環(huán)時(shí)，循環(huán)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(duì)煙氣再循環(huán)的研究均以燃燒產(chǎn)生煙氣的百分比或燃燒空氣量的百分比直接進(jìn)行計(jì)算，與實(shí)際燃燒狀況不符，其計(jì)算結(jié)果也存在一定誤差。

文章以YZG22.5-14/360-G燃?xì)庾⑵仩t為研究對(duì)象，針對(duì)其燃燒過程中NOx排放超標(biāo)的問題，提出采用煙氣再循環(huán)技術(shù)降低NOx排放，考慮再循環(huán)煙氣中的氧氣，采用迭代的方法計(jì)算燃燒所需的氧化劑體積和燃燒產(chǎn)生的煙氣體積，并以此為基礎(chǔ)，進(jìn)一步計(jì)算不同煙氣再循環(huán)率、鍋爐負(fù)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(shù)，為燃?xì)庾⑵仩t更加準(zhǔn)確地開展煙氣再循環(huán)降低NOx排放提供理論參考。

1 研究對(duì)象與方法

1.1 研究對(duì)象

選定的研究對(duì)象為YZG22.5-14/360-G臥式強(qiáng)制循環(huán)直流鍋爐，采用煙氣再循環(huán)技術(shù)降低NOx排放，鍋爐流程如圖1所示。從鍋爐對(duì)流段后抽取一部分煙氣，與空氣混合形成氧化劑；燃?xì)馀c氧化劑送入燃燒器燃燒，在輻射段產(chǎn)生高溫?zé)煔?，依次流?jīng)過渡段、過熱段、對(duì)流段后排放到大氣。介質(zhì)經(jīng)給水預(yù)熱器、對(duì)流段、輻射段吸熱后進(jìn)入汽液分離器，分離后的飽和蒸汽進(jìn)入過熱段進(jìn)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(diào)控過熱度。

圖1 鍋爐工藝流程

1.2 燃料特性

研究對(duì)象所采用的天然氣主要成分和發(fā)熱量如表1所示。由表1可見，CH4體積分?jǐn)?shù)達(dá)到91.02%，C2H6達(dá)到5.5%。S含量為3.37 mg/m3，未監(jiān)測(cè)到H2S。天然氣的發(fā)熱量達(dá)到了35 996.36 kJ/m3。

表1 天然氣成分和發(fā)熱量

1.3 計(jì)算方法

燃燒時(shí)最佳過量空氣系數(shù)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(huán)時(shí)，循環(huán)的煙氣中含有一部分氧氣，因此燃燒所需的空氣量應(yīng)相應(yīng)降低。

燃料燃燒的計(jì)算均以1 m3干氣體在標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下的體積進(jìn)行計(jì)算。研究主要涉及的是燃?xì)忮仩t采用煙氣再循環(huán)技術(shù)的改動(dòng)，因此僅著重介紹煙氣循環(huán)后氧化劑和煙氣產(chǎn)物的計(jì)算。未采用煙氣再循環(huán)技術(shù)鍋爐的理論燃燒所需空氣量和煙氣量將參照《燃油燃?xì)忮仩t房設(shè)計(jì)手冊(cè)》[15]進(jìn)行計(jì)算，這里不做贅述。不同鍋爐負(fù)荷、天然氣成分不同、過量空氣系數(shù)等不同時(shí)，氧化劑和煙氣迭代的流程和方法相同，并引入迭代精度來(lái)判斷氧化劑和煙氣含量是否處于穩(wěn)定狀態(tài)。

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

首先依據(jù)表1天然氣特性，通過天然氣成分計(jì)算出實(shí)際空氣量，進(jìn)一步通過燃料量和實(shí)際空氣量計(jì)算獲得實(shí)際煙氣量及煙氣成分，分別按煙氣體積分?jǐn)?shù)0、5%、10%、15%和20%進(jìn)行循環(huán)，獲得循環(huán)煙氣量及循環(huán)煙氣中各組分的含量。以燃燒耗氧量不變?yōu)榛鶞?zhǔn)，考慮循環(huán)煙氣量、循環(huán)煙氣各組分含量，獲得采用煙氣再循環(huán)后由循環(huán)煙氣和新空氣組成的氧化劑體積與各組分含量，并耦合負(fù)荷對(duì)應(yīng)的燃料量，獲得煙氣再循環(huán)后的煙氣量與成分，并與前次煙氣流量和成分進(jìn)行對(duì)比，當(dāng)誤差小于0.02%時(shí)迭代完成，否則以該次循環(huán)煙氣的成分和流量進(jìn)行重新計(jì)算，直到誤差小于0.02%時(shí)結(jié)束。

圖2 迭代計(jì)算思路及流程

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

2 計(jì)算結(jié)果與討論

2.1 煙氣再循環(huán)迭代計(jì)算結(jié)果

通過圖2所示流程對(duì)不同煙氣再循環(huán)率條件下的燃料燃燒所需的氧化劑體積和產(chǎn)生的煙氣體積開展煙氣再循環(huán)迭代計(jì)算，計(jì)算結(jié)果如表2所示。

將表2中數(shù)據(jù)進(jìn)行整理，如圖3所示。

由表2和圖3可見，當(dāng)不開展煙氣再循環(huán)時(shí)，即煙氣再循環(huán)率為0，迭代前后氧化劑與煙氣體積不變。隨著煙氣再循環(huán)率升高，計(jì)算結(jié)束時(shí)的迭代次數(shù)增加，迭代計(jì)算后較迭代前所需氧化劑與產(chǎn)生煙氣體積均上升。在煙氣再循環(huán)率為20%時(shí)，需迭代5次才能使計(jì)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(chǎn)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(huán)率變化

2.2 煙氣再循環(huán)對(duì)燃燒特征參數(shù)的影響

對(duì)煙氣再循環(huán)技術(shù)的YZG22.5-14/360-G燃?xì)庾⑵仩t的氧化劑體積和煙氣體積進(jìn)行迭代計(jì)算，然后對(duì)鍋爐開展熱力計(jì)算。通過計(jì)算結(jié)果分析了煙氣再循環(huán)技術(shù)對(duì)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(fù)荷情況下煙氣再循環(huán)率對(duì)排煙溫度的影響。從圖4可以看出，隨鍋爐負(fù)荷升高，排煙溫度逐漸增加，這是由于負(fù)荷升高，造成爐內(nèi)燃料量和煙氣量都增加，同時(shí)，工質(zhì)吸熱量也增加，但吸收的熱量相對(duì)較少，造成排煙溫度升高。隨著煙氣再循環(huán)率升高，循環(huán)煙氣量增加，煙氣流量和流速也將增加，增加的流速會(huì)使煙氣換熱系數(shù)增加，但煙氣流量較大，被工質(zhì)吸收的熱量相對(duì)較少，造成排煙溫度升高。負(fù)荷越高，排煙溫度增加幅度隨煙氣再循環(huán)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(huán)率的變化。從圖5可以看出，煙氣再循環(huán)率從0上升至20%時(shí)，鍋爐燃燒效率從90.40%增加到90.71%。煙氣再循環(huán)率的增加，鍋爐輸入熱量也相應(yīng)升高，造成鍋爐效率略有降低；但循環(huán)煙氣使鍋爐煙氣量大幅升高，煙氣流速增加，換熱系數(shù)升高，造成鍋爐效率上升，因此，鍋爐效率總體上升。另外，循環(huán)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(fù)荷、不同煙氣再循環(huán)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(huán)率可以減少燃料消耗量。隨著煙氣再循環(huán)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(huán)率及負(fù)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(huán)率的變化關(guān)系如圖6所示。從圖6可以看出，隨著煙氣再循環(huán)率的增加，爐膛內(nèi)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(huán)煙氣率的增加使得爐膛內(nèi)惰性氣體增加，惰性氣體吸收大量的熱量，造成爐膛內(nèi)燃燒溫度下降。

圖6 理論燃燒溫度與煙氣再循環(huán)率的關(guān)系

3 結(jié)論

為更加準(zhǔn)確地研究采用煙氣再循環(huán)技術(shù)對(duì)燃?xì)庾⑵仩t相關(guān)燃燒特征參數(shù)的影響，對(duì)燃燒過程所涉及的氧化劑和煙氣含量進(jìn)行了迭代熱力計(jì)算，并分析了煙氣再循環(huán)率對(duì)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(jié)論：

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

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

3）迭代計(jì)算方法和結(jié)果對(duì)采用煙氣再循環(huán)技術(shù)的鍋爐運(yùn)行具有實(shí)際指導(dǎo)意義和效果。