富氧燃烧方式下磨煤机低温腐蚀特性研究

王春波，秦洪飞

（华北电力大学 能源动力与机械工程学院，保定071003）

温室气体的排放是导致全球变暖的原因之一，CO2是温室效应的主要贡献者［1］.燃烧矿物燃料的火力发电厂是CO2的集中排放源.在控制CO2排放技术中，富氧燃烧技术作为最有应用前景的技术之一［2-4］，近年为学术界和技术界高度关注.

富氧燃烧技术具有回收CO2简单、燃烧效率高、烟气生成量少和NOx生成量少等优点［5-6］，是新一代洁净煤发电技术.美国能源部在2010年8月发布的Future GEN 2.0称美国已投资建设一台200 MW 富氧燃煤发电与捕集CO2的商业运营示范机组，我国也已经开展300 MW 富氧燃煤发电与捕集CO2示范工程的前期研究［7］.

空气燃烧方式下煤粉的干燥介质为空气，磨煤机并不存在低温腐蚀问题.富氧燃烧技术最显著的特点是需要大量的锅炉排烟再循环回到炉膛，其中，部分再循环烟气用于干燥和输送煤粉［8-9］.然而再循环烟气在磨煤机干燥煤粉过程中会使原煤的部分水分蒸发到再循环烟气中，加上烟气中已含有的微量SO2和SO3，极易造成磨煤机及相关设备的低温腐蚀，从而产生安全隐患［10］.但对此还未见详细的计算与分析的报道.因此，有必要对富氧燃烧方式下磨煤机的低温腐蚀特性进行研究.

笔者以600 MW 富氧燃煤锅炉为例，对磨煤机出口的烟气酸露点进行了理论计算，分析了再循环方式、煤种及锅炉负荷等因素对磨煤机低温腐蚀特性的影响，并比较了SO2和H2O 体积分数对烟气酸露点的影响，希望对富氧燃煤锅炉磨煤机低温腐蚀的预防提供一定的参考.

1 富氧燃煤锅炉的再循环烟气流程及烟气酸露点算法

1.1 富氧燃煤锅炉的再循环烟气流程

富氧燃煤锅炉的再循环烟气分为2部分：一次循环烟气（一次风）用来干燥和输送煤粉；二次循环烟气主要用来调节炉膛温度.再循环烟气的布置与处理存在多种选择［11-13］，大致分为3种方式，如图1所示.方式1：再循环烟气不脱硫不脱水，直接循环回炉膛；方式2：再循环烟气脱硫后直接循环回炉膛；方式3：再循环烟气脱硫脱水后再循环回炉膛.

图1 富氧燃煤锅炉再循环烟气流程Fig.1 Flue gas recirculation in the oxy-fuel combustion boiler

1.2 烟气酸露点的算法

富氧燃煤锅炉再循环烟气中含有H2O 和SO2，在干燥和输送煤粉过程中，容易造成磨煤机的低温腐蚀［10］.其中，烟气酸露点是评价磨煤机低温腐蚀特性的关键参数.

烟气酸露点的计算方法很多［14-16］，大体分为按燃料中含硫量等成分的计算公式和按SO3与H2O含量的计算公式2类.富氧燃煤锅炉再循环烟气经过处理后，烟气中的H2O 和SO2体积分数会有较大变化，从而影响烟气酸露点.然而，目前国内外烟气酸露点的计算公式大多仅考虑燃料组成和燃烧环境等因素，没有考虑烟气成分的变化，并不适用于再循环烟气酸露点的计算.因此，笔者按SO3和H2O含量分类分别选取了Okkes A G公式［17］、BapahobaИ A 公式［18］和Verhoff ＆Banchero公式［19］进行计算.

1.2.1 Okkes A G 公式

荷兰学者Okkes A G 在1987年根据Muller实验数据，提出了烟气酸露点tsld的计算公式：

式中：pH2O为烟气中水蒸气分压，Pa；pSO3为烟气中SO3分压，Pa.

1.2.2 BapahobaИ A 公式

苏联巴拉诺娃提出BapahobaИ A 公式：

式中：φH2O和φSO3分别为烟气中水蒸气和SO3的体积分数，%.

1.2.3 Verhoff ＆Banchero公式

美国Notre Dame大学Verhoff和Banchero在1974年提出的烟气酸露点计算公式为：

2 富氧燃煤锅炉磨煤机低温腐蚀特性

为保持与空气燃烧方式下近似的理论燃烧温度，计算中O2的体积分数一般为30%左右，过量氧气系数α取1.05.计算所用煤种根据煤炭干燥基硫分分类［20］，分别选用了低硫煤、中硫煤和高硫煤.具体的元素分析与工业分析数据见表1，锅炉主要额定参数见表2.

制粉系统采用中速磨煤机直吹式制粉系统，相关参数见表3.通过制粉系统的热平衡计算可获得干燥一定水分的原煤所需的一次风进口温度和干燥剂流量［21］，一般一次风进口温度为200～300 ℃.磨煤机的出口温度取决于防爆条件和设备允许温度.对于采用再循环烟气作为干燥剂在惰性气氛下（此时烟气中CO2体积分数在80%以上，残余O2体积分数在5%以下）运行的直吹式制粉系统，磨煤机出口温度虽然不受防爆条件限制，但受到磨煤机轴承允许温度的限制，最高可取110 ℃［22］.

表1 煤种的元素分析与工业分析Tab.1 Ultimate and proximate analysis of coal

表2 锅炉主要额定参数Tab.2 Main rated parameters of boiler

表3 磨煤机主要参数Tab.3 Main parameters of mill

2.1 再循环方式对磨煤机低温腐蚀特性的影响

首先选用低硫煤（晋华宫矿煤）进行不同再循环方式下烟气成分的计算，并假定烟气冷凝器循环冷却水的温度为30 ℃，湿法烟气脱硫的脱硫效率为95%，脱硫塔出口烟气温度为50 ℃，磨煤机出口温度为100 ℃，再通过磨煤机热平衡计算校核出一次风量（一次循环烟气量）和一次风进口温度，具体数据见表4.

燃煤烟气中SO3来自于SO2的转化.Fleig等［23］根据建立的富氧燃煤锅炉燃烧模型计算得到SO3的转化率为0.3%～2%.Stanger等［24］在某燃烧试验装置上进行了富氧燃烧试验，结果表明SO3转化率为1%左右.基于已有研究成果，本文SO3转化率取1%.

表4 不同再循环方式下一次风的成分数据Tab.4 Compositional data of primary recycle stream under different recirculation modes

从表4可以看出，再循环方式对一次风进口温度的影响较小，但对一次风量和烟气成分的影响显著，特别是SO2和H2O 的体积分数.3种再循环方式下一次风中H2O 体积分数变化范围为10.9%～33.0%，SO2体 积 分 数 变 化 范 围 为0.014 5%～0.238%，且2种成分的变化规律基本一致.

根据1.2节中各烟气酸露点公式计算出磨煤机出口烟气酸露点（见表5）.

表5 不同再循环方式下磨煤机出口烟气酸露点Tab.5 Acid dew point of flue gas at mill outlet under different recirculation modes °C

由表5可知，Okkes A G公式与Verhoff ＆Banchero公式的计算结果非常接近，两者计算结果偏差在3K 以内；BapahobaИ A 公式的计算结果与其他2个公式计算结果的偏差稍大，最大偏差可达14.36K.此外，3个公式计算结果的偏差随烟气中SO2和H2O 体积分数的升高呈减小的趋势，表明3个公式在计算高SO3和高H2O 体积分数的烟气酸露点时均具有一定的准确度，而在计算低SO3和低H2O 体积分数的烟气酸露点时，Okkes A G 公式和Verhoff ＆Banchero公式的计算值比BapahobaИ A 公式的计算值更准确.

由表5还可以看出，再循环方式对磨煤机出口烟气酸露点的影响明显，烟气酸露点的计算结果均高于设定的磨煤机出口温度（100 ℃）.其中，方式1下的烟气酸露点比方式3下高35～40K，这主要是由于再循环烟气未脱硫脱水造成的.由此可知，采用方式1或方式2时，磨煤机会发生严重的低温腐蚀，影响到锅炉及相关设备的安全运行.因此，建议一次风在进入磨煤机之前进行脱硫脱水处理（即方式3），以减轻或避免一次风中腐蚀性成分对磨煤机的低温腐蚀.

2.2 煤种对磨煤机低温腐蚀特性的影响

烟气中的SO2主要由燃料中的硫分燃烧而来，SO2体积分数是计算烟气酸露点的关键因素.为了评估煤中硫分含量对磨煤机低温腐蚀特性的影响，根据干燥剂硫分的分类，选用了3种典型煤种，分别为低硫煤（晋华宫矿煤）、中硫煤（徐州烟煤）和高硫煤（芙蓉贫煤），各煤种的具体数据见表1.基于方式3（再循环烟气脱硫脱水），对3种典型煤种进行了烟气成分计算和磨煤机热平衡计算，结果见表6.

表6 不同煤种下的一次风成分数据Tab.6 Compositional data of primary recycle stream for different kinds of coal

由表6可知，一次风进口温度受煤种的影响较大，可能的原因是在磨煤机出力一定的条件下，干燥不同水分的煤种时，只能通过改变一次风进口温度来满足要求.同时，SO3体积分数随煤中硫分含量的增加呈大幅度升高，而H2O 体积分数变化并不明显，在10.9%～14.9%内变化.

按照表6中SO3和H2O 的体积分数计算出磨煤机出口烟气酸露点（见表7）.由表7可知，烟气酸露点均高于设定的磨煤机出口温度（100 ℃），且随着煤中硫分含量的增加而升高.对比高硫煤与低硫煤烟气酸露点的差值可知，采用BapahobaИ A 公式计算的差值最大，为20.73K，而采用Okkes A G公式计算的差值最小，为15.16K.在惰性气氛下，磨煤机出口温度主要受磨煤机轴承温度的限制，最高温度为110 ℃［21］，故富氧燃煤锅炉燃烧高硫煤时，需要采取更严格的防腐措施来避免或减轻磨煤机的低温腐蚀.

表7 不同煤种下的磨煤机出口烟气酸露点Tab.7 Acid dew points of flue gas at mill outlet for different kinds of coal °C

2.3 锅炉负荷对磨煤机低温腐蚀特性的影响

根据用户的不同需求，通过改变锅炉负荷来调整发电机组的发电额度.锅炉变负荷运行时，制粉系统的磨煤机出力、一次风量及成分等相关参数也会发生相应变化，进一步可能会导致磨煤机出口烟气酸露点的变化.选用100%、65%、45%和30%负荷时的相关参数，计算出一次风成分和烟气酸露点，分别见表8和图2.

由图2可知，锅炉负荷的变化对磨煤机出口烟气酸露点的影响不大.锅炉负荷由100%降到30%时，烟气酸露点只改变了3～5K.因为虽然锅炉负荷下降了70%，再循环烟气量也随之减少（见表8），但是再循环烟气中的H2O 体积分数只降低了3.5%左右，SO3体积分数只改变了6×10-7，所以锅炉负荷的变化对磨煤机低温腐蚀特性的影响很小.

2.4 SO2 和H2O 体积分数对烟气酸露点的影响

SO2和H2O 体积分数为评价磨煤机低温腐蚀特性的2个关键性因素.为了比较SO2和H2O 体积分数这2个因素中哪一个对烟气酸露点的影响更大，以磨煤机入口的一次风成分作为基准工况，在保持其他成分不变的前提下，假定烟气中H2O 体积分数升高1倍作为第一种工况，类似地，假定烟气中SO2体积分数升高1倍作为第二种工况.选用低硫煤和中硫煤进行了相应计算，一次风的成分见表9，烟气酸露点的计算结果见表10和表11.

表8 不同负荷下的一次风成分数据Tab.8 Compositional data of primary recycle stream at different boiler loads

图2 烟气酸露点随锅炉负荷的变化Fig.2 Variation trend of acid dew point with boiler load

表9 一次风的成分Tab.9 Composition of primary recycle stream%

表10 基于低硫煤烟气酸露点的比较结果Tab.10 Comparison of the acid dew point with low sulphur coal

表11 基于中硫煤烟气酸露点的比较结果Tab.11 Comparison of the acid dew point with medium sulphur coal

由表10和表11可以看出，采用低硫煤进行计算得到的烟气酸露点中，升高同等比例SO2体积分数使烟气酸露点的增幅比升高H2O 体积分数的增幅仅仅高0.17K；采用中硫煤进行计算得到的烟气酸露点中，升高同等比例SO2体积分数使烟气酸露点的增幅也仅比升高H2O 体积分数的增幅高0.37K.由此可知，SO2体积分数对烟气酸露点的影响虽然比H2O 体积分数稍大，但烟气酸露点还是由SO2和H2O 的体积分数共同决定的.

3 结 论

（1）再循环方式对磨煤机出口烟气酸露点的影响明显.采用方式1或方式2时，烟气酸露点大大高于磨煤机出口允许温度，磨煤机会发生严重的低温腐蚀，建议对再循环烟气进行脱硫脱水处理.

（2）Bapahoba H A 公式仅适合计算高SO3和高H2O 体积分数的烟气酸露点；采用Okkes A G公式和Verhoff ＆Banchero公式得到的计算结果非常接近，并且没有SO3和H2O 体积分数的范围限制.

（3）磨煤机出口烟气酸露点与煤中硫分含量密切相关.当富氧燃煤锅炉燃烧高硫煤时，需要采取严格的防腐措施来避免或减轻磨煤机的低温腐蚀.

（4）磨煤机出口烟气酸露点随着锅炉负荷的降低而呈下降趋势，但锅炉负荷的变化对磨煤机低温腐蚀特性的影响很小.

（5）SO2体积分数对烟气酸露点的影响比H2O体积分数的影响稍大，但烟气酸露点还是由SO2和H2O 的体积分数共同决定的.

［1］UMBERTO D，ALBERTO P.Performance modelling of a carbon dioxide removal system for power plants［J］.Energy Conversion and Management，1999，40（18）：1899-1915.

［2］XIONG Jie，ZHAO Haibo，ZHENG Chuguang，et al.An economic feasibility study of O2／CO2recycle combustion technology based on existing coal-fired power plants in China［J］.Fuel，2009，88（6）：1135-1142.

［3］CHEN Lei，SZE Z Y，GHONIEM A F.Oxy-fuel combustion of pulverized coal：characterization，fundamentals，stabilization and CFD modeling［J］.Progress in Energy and Combustion Science，2012，38（2）：156-214.

［4］王春波，霍志红，邢晓娜.增压富氧燃烧流化床炉内传热特性［J］.动力工程学报，2012，32（3）：182-183. WANG Chunbo，HUO Zhihong，XING Xiaona.Heat transfer characteristics in a pressurized oxy-fuel fluidized bed boiler［J］.Journal of Chinese Society of Power Engineering，2012，32（3）：182-183.

［5］NAKAYAMA S，NOGUCHI Y，KIGA T，etal.Pulverized coal combustion in O2／CO2mixtures on a power plant for CO2recovery［J］.Energy Conversion and Management，1992，33（5／6／7／8）：379-386.

［6］KIM H K，KIM Y，LEE S M，etal.NO reduction in 0.03-0.2 MW oxy-fuel combustor using flue gas recirculation technology［J］.Proceedings of the Combustion Institute，2007，31（2）：3377-3384.

［7］高建强，钟锡镇，王艳，等.O2／CO2煤粉锅炉炉膛实时仿真模型研究［J］.华北电力大学学报，2012，39（5）：82-83. GAO Jianqiang，ZHONG Xizhen，WANG Yan，et al.Research on real-time simulation of O2／CO2pulverized coal boiler furnace［J］.Journal of North China Electric Power University，2012，39（5）：82-83.

［8］阎维平，董静兰，马凯.富氧燃煤锅炉烟气再循环方式选择与水分平衡计算［J］.动力工程学报，2011，31（12）：893-898. YAN Weiping，DONG Jinglan，MA Kai.Mode selection of flue gas recirculation and balance calculation of water vapor content for oxy-coal combustion boilers［J］.Journal of Chinese Society of Power Engineering，2011，31（12）：893-898.

［9］BUHRE B J P，ELLIOTT L K，SHENG C D，etal.Oxy-fuel combustion technology for coal-fired power generation［J］.Progress in Energy and Combustion Science，2005，31（4）：283-307.

［10］TOFTEGAARD M B，BRIX J，JENSEN P A，etal.Oxy-fuel combustion of solid fuels［J］.Progress in Energy and Combustion Science，2010，36（5）：589-591.

［11］董静兰，阎维平，马凯.不同烟气再循环方式下富氧燃煤锅炉的经济性分析［J］.动力工程学报，2012，32（3）：177-181. DONG Jinglan，YAN Weiping，MA Kai.Economic analysis of an oxygen-enriched coal-fired boiler at different modes of flue gas recirculation［J］.Journal of Chinese Society of Power Engineering，2012，32（3）：177-181.

［12］HU Yukun，YAN Jinyue，LI Hailong.Effects of flue gas recycle on oxy-coal power generation systems［J］.Applied Energy，2012，97：255-263.

［13］HU Yukun，YAN Jinyue.Characterization of flue gas in oxy-coal combustion processes for CO2capture［J］.Applied Energy，2012，90（1）：116-118.

［14］唐志永，金保升，孙克勤，等.湿法脱硫后净烟气酸露点计算公式的比较和评估［J］.动力工程，2005，25（增刊）：18-21. TANG Zhiyong，JIN Baosheng，SUN Keqin，etal.The contrast and evaluation of the calculation formulas of acid dew point temperature of the flue gas after the WFGD［J］.Chinese Journal of Power Engineering，2005，25（s）：18-21.

［15］李鹏飞，佟会玲.烟气酸露点计算方法比较和分析［J］.锅炉技术，2009，40（6）：5-8. LI Pengfei，TONG Huiling.Comparison and analysis on the calculation methods of acid dew point of flue gas［J］.Boiler Technology，2009，40（6）：5-8.

［16］ZARENEZHAD B.New correlation predicts flue gas sulfuric acid dew points［J］.Oil ＆ Gas Journal，2009，107（35）：60-63.

［17］OKKES A G.Get acid dew point of flue gas［J］.Hydrocarbon Processing，1987，66（7）：53-55.

［18］岑可法，樊建人，池作和，等.锅炉和热交换器的积灰、结渣、磨损和腐蚀的防止原理和计算［M］.北京：科学出版社，1994：377-389.

［19］VERHOFF F H，BANCHERO J T.Predicting dew points of flue gases［J］.Chemical Engineering Progress，1974，70（8）：71-72.

［20］樊泉桂，阎维平，闫顺林，等.锅炉原理［M］.北京：中国电力出版社，2008：28-31.

［21］赵仲琥，张安国，王文元，等.火力发电厂煤粉制备系统设计和计算方法［M］.北京：中国电力出版社，1999：52-81.

［22］岑可法，周昊，池作和.大型电站锅炉安全及优化运行技术［M］.北京：中国电力出版社，2003：342-431.

［23］FLEIG D，NORMANN F，ANDERSSON K，etal.The fate of sulphur during oxy-fuel combustion of lignite［J］.Energy Procedia，2009，1（1）：383-390.

［24］STANGER R，WALL T.Sulphur impacts during pulverised coal combustion in oxy-fuel technology for carbon capture and storage［J］.Progress in Energy and Combustion Science，2011，37（1）：69-88.