高明明，于浩洋，呂俊復，于孝宏，李文瑞，李存懷，魏 光

(1.新能源電力系統(tǒng)國家重點實驗室(華北電力大學)，北京 102206；2.清華大學 電力系統(tǒng)及發(fā)電設(shè)備控制和仿真國家重點實驗室，北京 100084；3.中國華電集團有限公司 天津分公司，天津 300203；4.華電國際電力股份有限公司 天津開發(fā)區(qū)分公司，天津 300270)

0 引 言

近年來，循環(huán)流化床鍋爐因具有污染物排放低等優(yōu)勢而得到迅速發(fā)展[1]。據(jù)統(tǒng)計，我國現(xiàn)有CFB鍋爐總?cè)萘砍^1億kW，位居全世界第一，超過全世界其他國家總和[2]。流化床系統(tǒng)是蓄能量大的熱源，能夠為新加入的冷燃料提供足夠的熱量，使其迅速加熱到著火溫度，只要保證床層溫度穩(wěn)定，即可實現(xiàn)穩(wěn)定運行。該技術(shù)對煤炭質(zhì)量的要求較低，可以燃燒劣質(zhì)煤甚至部分垃圾。與此同時，還可保持較高的燃燒效率，且床溫較低，不易生成氮氧化物，具有低排放的優(yōu)勢[3]。隨著我國對環(huán)保愈發(fā)重視，循環(huán)流化床電廠的污染物排放指標越發(fā)嚴格，環(huán)保部門要求新建燃煤電廠的NOx與SO2的排放水平，需要達到燃氣輪機組的排放限值，對循環(huán)流化床的污染物控制帶來挑戰(zhàn)。在此背景下，設(shè)計循環(huán)流化床機組低排放控制策略成為當務(wù)之急。氮氧化物在爐內(nèi)反應(yīng)過程相對于SO2更為復雜，建立循環(huán)流化床氮氧化物控制模型的難度上升。許多電廠在實際運行中，爐內(nèi)燃燒生成過量氮氧化物，導致SCR或SNCR脫硝壓力過大，致使氮氧化物排放超標，因此，設(shè)計基于循環(huán)流化床控制模型的爐內(nèi)外氮氧化物綜合控制策略尤為重要。高建強[4]對NO與CO生成機理進行研究，建立了NO與CO生成物理模型，但模型較為復雜，無法直接應(yīng)用在實際控制中；廖子昱[5]主要針對N2O的生成與控制進行研究，分析了各工況下N2O生成規(guī)律，提出了降低N2O的控制手段，對于NOx總量研究較少；劉慧敏[6]研究了富氧增壓下NOx的生成規(guī)律，但常規(guī)條件下循環(huán)流化床NOx的生成規(guī)律并沒有進行過多介紹。還有許多學者對爐內(nèi)燃燒生成氮氧化物的生成類型、生成因素、影響因素等問題進行研究[7-12]，但鮮見應(yīng)用于控制的控制機理模型。為此，筆者對CFB鍋爐NOx的生成機理進行研究，結(jié)合即燃碳模型與CO濃度預測模型，建立NOx濃度的預測機理模型，并以此為基礎(chǔ)，設(shè)計CFB低污染物排放控制策略，以期為循環(huán)流化床NOx排放研究提供指導。

1 CFB鍋爐NOx生成機理及影響因素

1.1 CFB中NOx生成機理

火電廠中煤在燃燒過程中生成的NOx主要包括熱力型NOx、快速型NOx和燃料型NOx[7-8]。熱力型 NOx由高溫下空氣中的N2與O2發(fā)生氧化反應(yīng)生成，特別是在1 300 ℃下反應(yīng)顯著；快速型NOx是燃燒過程中，火焰中的CHi自由基團與N2反應(yīng)生成中間產(chǎn)物HCN后，與其他基團發(fā)生氧化反應(yīng)生成NOx；燃料型NOx是煤在燃燒過程中，含氮化合物在一定條件下被氧化生成NOx。一般情況下，CFB生成的NOx主要來自于燃料中的N，即生成的NOx為燃料型NOx。煤中N在爐內(nèi)的形成過程復雜，圖1為煤中N在循環(huán)流化床鍋爐燃燒中的反應(yīng)過程[9]。

圖1 CFB燃料型NOx的生成與還原過程Fig.1 Fuel NOx generation and reduction process in CFB boiler

揮發(fā)分中的HCN、NH3等含氮小分子物質(zhì)與O2發(fā)生氧化反應(yīng)，由于高溫下NO的熱穩(wěn)定性遠高于NO2，因此，生成的NOx以NO為主，在化學反應(yīng)式中以NO代替NOx。一般認為，揮發(fā)分中的含氮化合物發(fā)生均相反應(yīng)，其反應(yīng)路徑為式(1)～(4)[10]。

(1)

(2)

(3)

(4)

首先揮發(fā)分中的含一氮化合物與一空氣中的O等自由基反應(yīng)生成NCO，NCO繼續(xù)氧化生成NO。同時，NCO與NHi基團反應(yīng)生成NO。但式(1)、(2)反應(yīng)生成的氮氧化物，會發(fā)生還原反應(yīng)生成穩(wěn)定的N2，反應(yīng)過程結(jié)束。NO也可與NHi反應(yīng)生成N2(式(3))。焦炭與NO的還原反應(yīng)過程復雜，其中包括若干物理與化學反應(yīng)，整體還原反應(yīng)主要是NO與CO或CO2進行反應(yīng)生成氮氣的過程。

煅燒石灰石對NOx的異相生成和還原均具有催化作用，而對NOx異相生成影響更大(式(4))，即CFB鍋爐NOx排放隨鈣硫摩爾比的升高而增大[11]。

1.2 NOx生成影響因素

1)煤種。煤質(zhì)是影響循環(huán)流化床燃燒過程中生成NOx量的關(guān)鍵因素。據(jù)統(tǒng)計，最終 NOx排放與煤中的揮發(fā)分呈正相關(guān)[12-14]。

2)床溫。隨爐內(nèi)床溫升高，NOx的生成反應(yīng)減弱，同時還原反應(yīng)增強，導致NOx生成量減少[15]。

3)過量空氣系數(shù)。O2濃度的增加使揮發(fā)分和焦炭中N的氧化速度加快，但還原效應(yīng)減弱，因此造成總體 NOx排放增加[12-13]。

4)分級送風。NOx排放濃度隨二次風比例的提高而降低。

2 爐膛出口NOx濃度預測模型建立

2.1 CO濃度預測模型

在循環(huán)流化床內(nèi)部，CO濃度影響NOx在焦炭表面還原反應(yīng)的劇烈程度，且與NOx濃度直接相關(guān)，因此，建立精準的CO濃度預測模型對于NOx濃度預測模型的建立具有重要作用。

循環(huán)流化床燃燒過程中，CO和CO2同時生成，2者的平衡關(guān)系為

(5)

其中，φ為化學反應(yīng)的機械因子，主要與溫度和粒徑等有關(guān)。該模型己應(yīng)用于多個試驗[16-17]。直徑為dc的焦炭顆?？刹捎梦墨I[16]的計算方法。

焦炭顆粒的燃燒速率可表示為

rc=12πdc2kcC(O2)

(6)

其中，C(O2)為O2濃度；kc為燃燒速率常數(shù)，與床溫T有關(guān)，可根據(jù)經(jīng)驗公式[4]計算，即

kc=0.513Texp(-9 160/T)

(7)

O2濃度可近似取平均值，由入爐風量qv決定。

C(O2)=k(O2)qv

(8)

式中，k(O2)為氧量與總風量的相關(guān)系數(shù)。

設(shè)定蓄積的焦炭總量均為由平均粒徑dc的焦炭顆粒組成，焦炭顆粒為微觀概念，在焦炭總量計算過程中，可采用爐內(nèi)的即燃碳量[19]計算。本文將儲存大量能量并于爐膛中燃燒的碳稱為即燃碳，則即燃碳的總?cè)紵磻?yīng)速率WRC(kg/s)為

(9)

其中，B為爐內(nèi)的即燃炭量，kg；ρc為焦炭顆粒密度。根據(jù)質(zhì)量守恒定律，在CFB鍋爐燃燒過程中，送入爐膛的燃料(包括煤顆粒、煤泥等)一部分即刻燃燒并釋放出熱量，另一部分積蓄在鍋爐的床料中，其中沒有燃燒完全的，作為損失存在于飛灰和底渣中。對該部分建立模型，可得

(10)

式中，Wc為給煤量，kg/s；Xc為燃料量的收到基碳質(zhì)量分數(shù)，%；Rc為CFB爐內(nèi)碳的燃燒反應(yīng)速率，kg/s；WPZ為排渣流率，kg/s；Xc,p為底渣含碳量，%；WFL為飛灰流率，kg/s；Xc,f為飛灰含碳量，%。

即燃碳燃燒生成CO的速率YCO可表示為

(11)

將式(8)、(9)代入式(11)得

(12)

其中，qV為總風量。對式(12)進行整理可得

YCO(t)=K(CO)B(t)qV

(13)

式中，K(CO)為即燃碳燃燒生成CO速率模型系數(shù)。

即燃碳燃燒產(chǎn)生的 CO繼續(xù)反應(yīng)生成CO2，其純氣相下的反應(yīng)速率r(CO)計算式[14]為

(14)

式中，Tb為床溫，K；R為氣體常數(shù)(8.319 kJ/(mol·K))；P為大氣壓強，Pa；Y(H2O)為水蒸氣濃度;Y(CO)為CO的體積分數(shù)，與摩爾濃度轉(zhuǎn)換的計算方法可見文獻[4]。

對式(14)進行改進后，提出適用于循環(huán)流化床燃燒條件的 CO 燃燒速率計算方法[18]，即

(15)

式中,rc(CO)、Kcd、ε為改進的 CO 燃燒速率(mol/(m3·s))、當量直徑比(Kcd=1.7)、空隙率。

體積為V(m3)的燃燒室中，CO的消耗量R(CO)(kg/s)為

R(CO)=28rc(CO)V

(16)

爐膛出口CO量為單位時間內(nèi)爐膛內(nèi)生成的CO總量與爐內(nèi)CO繼續(xù)反應(yīng)生成CO2量之差，即

(17)

(18)

2.2 爐膛出口NOx預測模型

模型假設(shè)循環(huán)流化床內(nèi)NOx的主要成分為NO，且NO的生成反應(yīng)全部發(fā)生在密相區(qū)。燃料N生成NO的轉(zhuǎn)化率與煤中揮發(fā)分有關(guān)，其經(jīng)驗式[4,16]為

λ(NO)=-2.841 2×10-4X3+0.013 64X2-
0.306 3X+15.756
X=hn-30.637

(19)

其中，λ(NO)為NO轉(zhuǎn)化率，%；hn為揮發(fā)分，%。在煤質(zhì)穩(wěn)定狀況下，λ(NO)、煤中N含量可視為常數(shù)。

t時刻生成的氮氧化物濃度，爐膛內(nèi)NO的生成總量為

YNO(t)=mNλ(NO)k(CaO)ζF(t-τ)=k1F(t-τ)

(20)

其中，F(xiàn)(t)為給煤量，kg/s；k(CaO)為脫硫劑催化影響系數(shù)；mN為煤中N含量，%；τ為煤中揮發(fā)分燃燒生成NO的時間，s；ζ為一、二次風配比對NO生成的影響系數(shù)；k1為NO生成系數(shù)。生成NO的同時，在焦炭表面會發(fā)生還原反應(yīng)，其速率計算公式[4]為

(21)

其中，Tc為焦炭表面溫度，K；Y(NO)為爐膛內(nèi)NO濃度;Y(CO)為焦炭表面CO濃度。則NO的還原反應(yīng)消耗量為

(22)

式中，R(NO)為參與還原反應(yīng)的NO總量，kg/s。

將式(21)代入式(22)并進行簡化得

R(NO)=k2BY(NO)Y0.3(CO)

(23)

式中，k2為NO還原量計算系數(shù)；Y(CO)可由式(14)得到。

因此，t時刻煙氣中排放NO含量為煤顆粒燃燒生成NO量與即燃碳顆粒表面還原NO量之差，即

(24)

(25)

2.3 爐膛出口NOx預測模型仿真

在290 MW穩(wěn)定工況下，改變給煤量，計算爐膛出口NOx濃度，結(jié)果如圖2所示?？芍嬎阒蹬c試驗值平均誤差為5.76%，說明計算值有一定預測效果，可提前3～5 min計算出爐膛出口NOx濃度。

圖2 爐膛出口NOx濃度計算值與試驗值對比Fig.2 Comparison of calculated value and experimental value of NOx concentration at furnace outlet

3 CFB氮氧化物爐內(nèi)外綜合排放控制

隨著國家環(huán)保標準越發(fā)嚴格，通過爐內(nèi)低氮燃燒與SCR、SNCR相互配合，降低污染物排放，達到環(huán)保要求成為循環(huán)流化床發(fā)展的重要方向。

CFB鍋爐內(nèi)NOx生成量降低的方式主要有控制床溫、分級送風等。床溫升高，導致CO濃度降低，且焦炭表面的NO異相還原反應(yīng)減少，使NOx濃度升高[21]；通過調(diào)整一、二次風量[5-6,22]提升二次風比率，可形成較強的還原性氣氛，抑制NO的生成。循環(huán)流化床鍋爐NOx生成濃度較低，一般選用SNCR作為爐外脫硝設(shè)備。SNCR脫硝過程中，以氨為還原劑[23]，發(fā)生的還原反應(yīng)有

(26)

(27)

SNCR脫硫效率在30%～50%，電廠實際操作中，脫硝過程中的噴氨量并未得到有效控制，造成氨逃逸或脫硝效果不佳。因此，在NOx預測模型基礎(chǔ)上，有必要設(shè)計爐內(nèi)外NOx綜合控制策略。以爐膛出口NOx濃度預測模型為基礎(chǔ)設(shè)計的爐內(nèi)外NOx綜合優(yōu)化控制技術(shù)路線如圖3所示。該技術(shù)路線應(yīng)用NOx濃度預測模型，對一、二次風量進行優(yōu)化，同時作為SNCR噴氨量的前饋，對SNCR噴氨量進行優(yōu)化，達到爐內(nèi)低氮燃燒與爐外脫硝的綜合控制。

圖3 爐內(nèi)外NOx綜合控制技術(shù)路線Fig.3 Technical route of comprehensive control of NOx inside and outside the furnace

3.1 基于NOx濃度預測模型的一、二次風量控制

通過風量、給煤量、CO濃度建立CFB爐膛出口NOx濃度預測模型。爐內(nèi)一、二次風量配比不合理是導致SNCR脫硝控制效果不佳的原因之一。建立NOx濃度預測模型，可有效反映爐內(nèi)的燃燒狀況、床溫和一、二次風量配比等，快速對機組進行調(diào)節(jié)。也可作為SNCR的前饋值對噴氨量進行快速修正，達到CFB機組NOx綜合優(yōu)化排放的目的。

傳統(tǒng)的二次風控制策略，未考慮一、二次風量對于NOx污染物生成的影響，僅由鍋爐主控經(jīng)過氧量校正后形成二次風量指令，直接作用于二次風機。圖4為優(yōu)化后的二次風控制策略，將爐膛出口NOx濃度加入控制邏輯中，通過預測值與試驗值的偏差對二次風量指令進行修正，在預測值偏高時，適當增加二次風量，使爐內(nèi)生成較強的還原性氣氛，有效抑制爐內(nèi)NOx的生成。

圖4 二次風優(yōu)化控制思路Fig.4 Secondary air optimization control idea

傳統(tǒng)的一次風量控制策略由鍋爐主控形成，主要考慮床溫、負荷等因素。為盡量降低爐內(nèi)NOx生成量，在調(diào)整二次風量的同時，也要對一次風量進行修正。優(yōu)化的一次風控制思路如圖5所示。

圖5 一次風優(yōu)化控制思路Fig.5 Primary air optimization control idea

圖4將爐膛出口NOx濃度預測模型引入控制中，作為一次風指令的修正。若NOx預測值較高，則適當減少一次風量、增加二次風量，增強爐內(nèi)的還原性氣氛，減少NOx生成。

3.2 基于NOx濃度預測模型的SNCR控制方案

爐內(nèi)一、二次風量進行優(yōu)化的同時，需根據(jù)NOx濃度預測模型，設(shè)計新的SNCR噴氨量優(yōu)化控制方案。傳統(tǒng)的SNCR控制方式僅通過NOx的設(shè)定值與SNCR尾部測得的實際值做偏差后，利用PID控制，但負荷波動時，NOx排放常超標，控制效果不佳，因此電廠中的SNCR設(shè)備并未使用自動控制。

圖6為基于NOx濃度預測的SNCR控制方案，將NOx濃度預測模型作為SNCR的前饋，使SNCR提前調(diào)節(jié)噴氨量。爐膛出口煙溫對SNCR的脫硝效率有一定影響。爐膛出口煙溫低于900 ℃時，溫度越高，脫硫效率越高；高于900 ℃時，溫度越高，脫硝效率降低。即燃碳熱量信號反映爐內(nèi)的熱量波動，當即燃碳熱量信號取微分后為正數(shù)時，即爐內(nèi)熱量加速上升，且煙溫高于900 ℃時，脫硫效率偏低，需調(diào)節(jié)噴氨量。

圖6 基于NOx濃度預測的SNCR控制方案Fig.6 SNCR control scheme based on NOx concentration prediction

4 結(jié) 論

1)本文分析了循環(huán)流化床機組爐內(nèi)NOx(主要為NO)與CO的生成與自還原反應(yīng)動力學，并分析了CFB操作對NOx生成的影響因素，建立了CO生成模型與燃燒模型。

2)根據(jù)2個CO模型建立NOx的生成模型與還原模型，最終建立了循環(huán)流化床機組爐膛出口NOx濃度的預測模型。

3)根據(jù)模型提出了爐內(nèi)外NOx綜合控制技術(shù)路線，通過爐膛出口NOx濃度預測模型對SNCR噴氨量與爐內(nèi)一、二次風量優(yōu)化提供指導，提出基于NOx預測模型的一、二次風量優(yōu)化控制與SNCR優(yōu)化控制思路，為CFB機組NOx低排放控制提供參考。