典型富氧燃烧锅炉风烟系统稳态过程分析

黄勇理，刘 杰，任 健，柳朝晖，郑楚光

(华中科技大学 能源与动力工程学院， 煤燃烧国家重点实验室， 武汉 430074)



典型富氧燃烧锅炉风烟系统稳态过程分析

黄勇理，刘 杰，任 健，柳朝晖，郑楚光

(华中科技大学 能源与动力工程学院， 煤燃烧国家重点实验室， 武汉 430074)

以典型富氧燃烧锅炉风烟燃烧稳态模型为基础，对35 MW富氧燃烧系统稳态运行工况下的风烟燃烧过程数据进行仿真，并对系统运行中涉及的配风、注氧、漏风控制和CO2捕集工艺优化等主要问题进行详细分析，提出了改进运行特性和工艺参数的调节手段.结果表明：系统漏风率限制在3.6%以下时，干循环烟气理论上可获得80%以上的CO2体积分数；高效的烟气水分脱除有利于系统运行和循环烟气中CO2的捕集；不同的供氧配风方式将会造成燃烧优化、系统安全和控制调节的性能差异.

富氧燃烧锅炉； CO2富集； 运行优化； 烟气组分； 漏风

作为大气环境二氧化碳主要来源之一的燃煤电厂，要实现CO2的捕集和封存，富氧燃烧技术是一条可大规模推广和商业化运营的技术途径[1].35 MW富氧燃烧系统是我国首套富氧燃烧技术验证和工程示范的电站锅炉试验系统，其试验运行的成功标志着我国碳减排领域又一新的突破，同时也解决了富氧燃烧运行模式下不同于空气燃烧锅炉的诸多问题.

在满足能量转换基本功能的前提下，富氧燃烧锅炉不仅需从设计制造方面进行适当调整，还需要妥善解决如CO2富集、循环烟气配风、注氧方式以及烟气组分或浓度调节等诸多系统运行中控制调节方面的技术难题[2].然而，根据富氧燃烧系统结构特点，烟气的闭式或半闭式循环必将带来与空气燃烧不同的运行操作方法和工艺调节过程.因此，笔者借助富氧燃烧系统风烟燃烧稳态模型[3]，对35 MW富氧燃烧系统的稳态风烟燃烧过程中循环风量和风烟组分的调节控制规律进行仿真和分析，得出了与实际运行经验一致的富氧燃烧优化和运行操控的方法，在理论研究、系统设计和实际运行等方面具有良好的指导意义.

1 35MW富氧燃烧系统

35MW富氧燃烧系统采用空气与富氧兼容结构设计，既可运行于空气燃烧模式，也可运行于富氧燃烧干循环模式或湿循环模式[4]，是一类典型的系统结构.该系统主要由锅炉本体、制粉系统(CPS)、电除尘器(ESP)、烟气换热器(GGH)、烟气脱硫(FGD)、烟气冷凝器(FGC)、送风机、引风机、增压风机、一次风机，以及富氧燃烧特有的烟气循环管路、注氧混氧器、模式切换与流量调节风门组、空分制氧(ASU)和压缩纯化(CPU)等装置或设备组成，工艺流程见图1.锅炉主要设计参数见表1.

图1 典型富氧燃烧系统工艺流程示意图Fig.1 Flow chart of a typical oxy-fuel combustion system

表1 锅炉主要额定参数Tab.1 Main rated parameters of the boiler

2 模型及其应用

采用机理建模，依据风烟燃烧过程传热传质平衡条件、物质能量守恒原理以及煤粉炉燃烧特性，在合理简化和假设的基础上，形成包含系统配风、烟气O2体积分数、CO2体积分数、H2O体积分数、N2体积分数以及相关约束条件在内的完整稳态过程数学描述，建立并形成了系统主要变量或参数之间的相互作用关系.

将35 MW富氧燃烧系统设计参数代入模型，并将试验运行时典型工况下集散控制系统(DCS)记录的操作变量数据作为模型输入激励，可得到与实际运行基本一致的模型仿真响应，借此亦可验证模型精度和置信度.具体建模及其验证过程在文献[3]中已有详细介绍，在此不再阐述.

为了在现有技术条件下用尽可能低的能耗取得较好的CO2捕集与封存收益，富氧燃烧系统追求一个十分重要的工艺指标，即反映CO2富集水平的循环烟气CO2体积分数值.围绕如何安全、平稳、合理地获得高体积分数CO2的烟气，利用模型通过几个倍受关注的富氧燃烧系统运行调控和工艺优化状态参数演变过程，分析了兼顾富氧燃烧系统运行过程参数和安全性能情况下的系统调控目标和操作方向.

3 系统漏风对CO2富集的影响

3.1 漏风问题

富氧燃烧系统的漏风问题涉及到工艺设备的设计制造、工程建设的安装调试、运行阶段的设备管理以及系统运行的参数调整等所有阶段的相关环节.系统设备的固有漏风通常是不可避免的，但运行过程中由于风烟参数改变带来的漏风量的变化是可以通过状态参数的优化调整来控制的.

富氧燃烧系统的漏风主要指系统负压区段影响CO2富集的内漏，正压区段的外漏在实际运行中容易发现和控制.除了炉膛微正压运行之外，可以通过合理调配风烟沿程的压力分布和均衡风机动力源出力来有效减少系统漏风，尤其是内漏.负压区段的内漏对锅炉其他运行特性的影响也较大，如造成烟气量增加、炉膛均温下降、排烟损失加大以及动力设备电耗增加等.由于漏风，烟气CO2体积分数下降，炉膛辐射换热量下降；N2等难凝结性气体也会影响CO2压缩纯化系统的效率，增加能耗，提升CO2回收率及成本[5-8].

3.2 理想无漏风情况下的烟气组分

假设系统无漏风，燃烧充分，当模型取富氧燃烧干循环100%负荷，过氧系数为1.113，系统循环倍率为76.0%时，烟气组分如表2所示.

由于模型假设烟气处理系统能够脱除全部SO2和NOx以及部分水分，脱除量比系统漏风量大，故此处烟气总量相比于锅炉尾部烟道有所下降，烟气处理系统出口CO2体积分数得以明显提升.考虑到烟气处理系统出口即为CO2压缩纯化系统的入口，将此处作为考察点，如图1所示的汇流点T.由表2可知，系统无漏风时，烟气处理系统出口CO2体积分数可达92.03%，H2O体积分数为4.68%，有利于CO2的捕集、压缩和提纯.锅炉尾部烟道出口SO2与NOx的体积分数和仅为0.8%，二者含量较少，有利于污染物排放的控制.

表2 系统无漏风时的烟气组分Tab.2 Flue gas composition in the case without air leakage

3.3 漏风量增加时烟气组分的变化

模型将系统各区段的漏风合理简化为锅炉本体和烟气处理系统2个区段集中漏风,定义系统漏风率为系统总漏风量(2个区段漏风量之和)与入炉混合风量的比值.系统漏风量逐渐增加时烟气各组分体积分数的变化如图2所示.

图2 系统漏风率对烟气各组分体积分数的影响Fig.2 Influence of air leakage coefficient on flue gas composition

由图2(a)可知，无漏风时，风烟系统中CO2体积分数达到峰值，锅炉尾部烟道出口湿烟气CO2体积分数可达84.00%，而烟气处理系统出口CO2体积分数可达92.03%；实际系统的漏风成因复杂且不可避免，若通过技术手段控制漏风率低至1.5%，锅炉尾部烟道出口CO2体积分数降至80.03%，烟气处理系统出口CO2体积分数降至86.65%，此时工艺参数较为理想.若漏风率继续增加，锅炉尾部烟道出口和烟气处理系统出口2处的CO2体积分数将进一步下降.当漏风率增至3.6%时，2处的CO2体积分数下降幅度分别为4.94%和6.67%，下降幅度明显.若要保证烟气处理系统出口CO2体积分数高于80%，35 MW富氧燃烧系统实际漏风率不得高于3.6%.由此可见，系统漏风对于烟气CO2富集有较强的抑制作用，漏风量少许增加会带来CO2体积分数较大幅度的下降.尽量减小系统漏风量(主要是内漏)是碳捕集工艺的技术要点.

由图2(b)可知，烟气N2体积分数对系统漏风量较为敏感，1.5%理想漏风率下，烟气处理系统出口N2体积分数为5.28%；当漏风率增至3.6%时，相应N2体积分数升至11.81%，升高幅度可达6.53%.烟气中N2源于系统内漏，而漏风中N2所占比例较大，故区段N2体积分数可作为漏风侦测的技术手段.N2属于难凝结性气体，烟气CO2压缩纯化时N2含量越多，能耗越大.同理，内漏的增加也会使烟气处理系统出口O2体积分数小幅升高.烟气经冷凝脱水后H2O体积分数略有下降，这是因为假设脱水率一定时，漏风引入会造成烟气量升高，但燃料燃烧和烟气循环聚集的H2O增加量不及脱除量，故而烟气水分含量呈下降趋势.

4 烟气脱水性能对CO2富集的影响

4.1 锅炉运行与烟气水分含量

锅炉排烟水分含量是电站锅炉重要技术指标之一.同样，富氧燃烧系统循环烟气水分含量偏高，会造成金属酸蚀加剧，排烟损失增加，磨煤效率降低，CO2捕集功耗增加；反之，烟气水分含量偏低，意味着烟气脱水率高，冷凝设备功耗提升，脱水过程热损失增加[9-10]，因而锅炉排烟水分含量需控制在合理范围内.

富氧燃烧锅炉运行时，循环烟气在进入炉膛之前应脱除部分水分，尤其是承担携粉入炉功能的一次风和制粉系统的干燥风.但受到技术和成本的限制，循环烟气中的水分难以完全脱除，其中水分含量依然高于环境空气中的水分含量.富氧燃烧干循环运行模式下，一、二次循环烟气均经过冷凝除湿.用烟气脱水率来表征除湿前后烟气H2O体积分数的相对变化，烟气脱水率的变化对系统配风和烟气组分均有明显的影响.

4.2 烟气脱水率与循环倍率的关系

图3给出了烟气脱水率变化时，循环倍率及烟气处理系统出口烟气总量的变化.由图3可知，当入炉一、二次循环烟气量基本维持不变时，增加烟气脱水率，烟气处理系统出口烟气总量略有下降，循环倍率提升.因此，在运行过程中若能增加烟气脱水率，可减小烟气体积，提高锅炉效率，但却受限于烟气冷凝除湿设备的性能和运行成本.

当烟气脱水率为65%时，烟气处理系统出口烟气总量为24 340 m3/h，循环烟气总量为18 150 m3/h，两者的差值即为烟囱排烟量或CO2最大捕集量，此时循环倍率为74.6%.

图3 烟气脱水率对循环倍率和烟气总量的影响Fig.3 Influence of flue gas dehydration rate on circulating ratio and flue gas amount

4.3 烟气脱水率对烟气组分的影响

图4给出了典型干循环工况下烟气脱水率增加时烟气各组分体积分数的变化.由图4(a)可知，烟气CO2、O2体积分数均随烟气脱水率的增加而升高，其中CO2体积分数上升趋势更明显.若使烟气脱水率达到90%时，烟气处理系统出口即CO2捕集系统入口的CO2体积分数可达89.94%.O2体积分数随烟气脱水率的增加呈小幅上升趋势，O2体积分数的变化源于烟气量的下降，且烟气脱水率的变化对锅炉燃烧影响不大.由于H2O体积分数越高,烟气脱水率越高，理论上湿循环运行模式可获得更高的烟气脱水率.

由图4(b)可知，增加烟气脱水率，烟气H2O体积分数的变化较为敏感.当烟气脱水率为65%时，锅炉尾部烟道出口烟气H2O体积分数为12.17%，烟气处理系统出口烟气H2O体积分数为4.61%，处于仿真系统煤种燃烧的正常范围，增加烟气脱水率，二者皆逐渐下降.N2体积分数也因烟气量略降而有所上升.

综上，增加烟气脱水率对系统燃烧的影响较小，而对烟气中CO2富集有促进作用，O2、N2体积分数随之略有上升.实际运行中，烟气水分的有效脱除可在一定程度上提高排烟/捕集点的CO2体积分数，提高捕集效率、磨煤效率和锅炉效率，与此同时需将排烟损失、CO2捕集纯化的功耗和烟气冷凝除湿的功耗尽量控制在较小范围内.

图4 烟气脱水率对烟气各组分体积分数的影响Fig.4 Influence of flue gas dehydration rate on flue gas composition

5 系统配风和注氧的操作特性

富氧燃烧系统入炉混合烟气不再是空气燃烧下的固定O2体积分数.通过调控循环烟气量或注氧体积流量，可使炉膛燃烧区内平均O2分压处于富氧燃烧条件.为了保障制粉(直吹式)、风粉混合和携粉入炉过程的安全，一次风O2体积分数通常调节在与空气燃烧下O2体积分数(20.7%左右)相近的范围，通过调节二次注氧体积流量或二次循环烟气量最终控制燃烧区平均O2分压来满足煤粉充分燃烧的要求.因此，富氧燃烧锅炉具有以下几个特点：(1) O2体积分数可变，能使燃料在最适合燃烧的O2体积分数气氛下燃烧；(2) 过氧系数主要依靠二次风O2体积分数的调节来控制，一次风O2体积分数仅适用于微调；(3) 燃尽风在富氧燃烧时难以产生原有功用，可切出以简化系统运行操作.

富氧燃烧系统在特定负荷稳定运行的情况下，燃料量恒定，一次风量稳定，一次风循环烟气与氧气混合后的O2体积分数也基本不变，故系统配风仅需讨论二次注氧和配风的问题.

5.1 变O2体积分数的二次注氧与配风

模型简化将炉膛出口O2体积分数与锅炉尾部烟道出口O2体积分数等效.在特定负荷下，循环烟气量与注氧体积流量相互约束，燃烧状况的监测(炉膛出口O2体积分数)又是间接的，相关调控参数之间的耦合无可避免.若将一次循环烟气量和O2体积分数稳定控制在所需的工艺参数值，炉膛出口O2体积分数也稳定控制在设定值，则二次循环烟气量与二次注氧体积流量之间的稳态关系就是运行操作过程中必须要注意和遵循的规律.

5.1.1 变O2体积分数二次混合烟气调节的配风特性

富氧燃烧干循环模式下，设定模型负荷为100%，漏风率为3%，烟气脱水率为65%；一次注氧体积流量自动跟踪固定的一次混合烟气O2体积分数(20%)，一次风循环烟气量为6 318 m3/h(不含一次注氧体积流量)；保持锅炉尾部烟道出口O2体积分数为定值(3%)；维持燃烧反应各比例系数恒定，满足模型稳态平衡约束条件.

调节二次循环烟气量和二次注氧体积流量，使其满足氧气消耗模型计算量与燃料理论耗氧量相等，即确保燃料燃烧完全，此时可得到如图5所示的燃料燃烧稳定情况下，二次循环烟气配风(烟气循环及注氧)与系统O2体积分数的变化关系.图5中A区为运行规程限定的安全注氧(高限)和稳定燃烧(低限)时混合烟气O2体积分数对应的二次循环烟气量的调节范围，A区之外则是二次循环烟气量偏离幅度过大时的结果.

A区中二次循环烟气量的调节范围为9.89×103～13.09×103m3/h，二次注氧体积流量基本稳定在5.444×103～5.466×103m3/h内，调节幅度不超过0.5%，此时由于自动调节引起的一次注氧体积流量波动幅度也小于0.5%，二次混合烟气O2体积分数的浮动范围为32%～38%，入炉风烟平均总O2体积分数在25.4%～28.1%内变化，过氧系数在1.110～1.124内变化，循环倍率的波动范围为71.2%～74.7%，均在模型稳态平衡约束条件之内.

由图5(a)可知，一次循环风稳定且在安全注氧和稳定燃烧的前提下，只要满足锅炉对流换热条件，适当降低二次循环烟气量，二次注氧体积流量将小幅上升，O2体积分数也随之升高，有利于炉内燃料燃烧.但是因运行维持炉膛出口(或锅炉尾部)O2体积分数不变，循环烟气量降低会使入炉总氧量相应减少，过氧系数随循环烟气量的降低呈逐渐减小趋势，对实际运行不利，见图5(b).这也是实际运行时过分降低循环烟气量导致燃烧氛围破坏，CO2体积分数反而下降的原因.

图5 二次循环烟气量对系统配风的影响Fig.5 Influence of secondary cyclic flue gas flow on air distribution of the system

5.1.2 二次循环烟气量对烟气组分的影响

图6变O2体积分数时二次循环烟气量对烟气各组分体积分数的影响.由图6(a)可知，在特定负荷和燃料燃烧完全条件下，随着二次循环烟气量升高，锅炉尾部烟道出口CO2体积分数逐渐上升，烟气处理系统出口CO2体积分数则呈下降趋势.A区为从运行的角度限制入炉混合烟气O2体积分数范围而得到的二次循环烟气量的合理调节范围.根据

试验数据，35 MW富氧燃烧系统仿真模型的二次循环烟气量为9.89×103m3/h时，烟气处理系统出口CO2体积分数为81.96%，此时锅炉尾部烟道出口CO2体积分数为76.37%，二次混合烟气O2体积分数为38%；二次循环烟气量升至13.09×103m3/h时，锅炉尾部烟道出口CO2体积分数升至76.72%，烟气处理系统出口CO2体积分数降至81.45%，二次混合烟气O2体积分数低至32%.

图6 二次循环烟气量对烟气各组分体积分数的影响Fig.6 Influence of secondary cyclic flue gas flow on flue gas composition

由图6(b)可知，二次循环烟气量升高，漏风率一定时，含78%体积分数N2的空气内漏量增加，造成炉膛出口及烟气处理系统出口N2体积分数明显上升.烟气O2和H2O的体积分数变化将随着各自相对烟气组分的变化而变化.

由运行经验可知，若二次循环烟气量偏离A区继续降低，烟气处理系统出口CO2体积分数升高，但炉内烟气量及过氧系数随之减小，实际运行时会带来燃烧不充分和炉内流场弱化等问题；若二次循环烟气量偏离A区继续升高，锅炉尾部烟道出口CO2体积分数上升，但入炉风量也随之升高，会造成炉膛温度下降、火焰中心后移等诸多问题.

5.2 定O2体积分数的二次注氧与配风

5.2.1 定O2体积分数二次混合烟气调节的配风特性

富氧燃烧干循环模式下，负荷、漏风率、烟气脱水率、一次注氧体积流量调节模式、一次注氧体积分数、一次风循环烟气量和模型稳态平衡约束条件均与第5.1节相同，调节二次注氧体积流量以维持二次混合烟气O2体积分数为定值(34%)，此时锅炉尾部烟道出口O2体积分数可变.

调节二次循环烟气量，可得到稳定燃烧情况下，二次循环烟气配风(烟气循环及注氧)与系统O2体积分数的变化关系，如图7所示.图7中B区为运行规程限定的锅炉尾部烟道出口O2体积分数范围(1.5%～8%)对应的二次循环烟气量的可调区域，B区之外则是偏离限定O2体积分数范围的结果.

图7 二次循环烟气量对系统配风的影响Fig.7 Influence of secondary cyclic flue gas flow on air distribution of the system

由图7可知，B区中二次循环烟气量的调节范围为10.83×103～16.40×103m3/h，由于设定一、二次风混合注氧体积分数为定值，可以根据O2体积分数的变化来调节一、二次注氧体积流量.随着二次循环烟气量的升高，二次注氧体积流量升高，炉膛出口O2体积分数上升，导致一次注氧体积流量下降.在此过程中，入炉风烟平均总O2体积分数在25.9%～27.6%内变化，过氧系数在1.057～1.376内变化，循环倍率的波动范围为72.7%～76.3%，均位于模型稳态平衡约束条件之内.

在二次混合烟气O2体积分数固定的情况下，二次循环烟气的配风量升高将引起循环烟气量升

高，过氧系数增大，炉膛出口O2体积分数升高，势必会导致CO2富集体积分数降低，故此种配风方式虽控制简单，但弊大于利，不宜直接采用.系统正常运行时炉膛出口O2体积分数通常控制在2%～4%内.

5.2.2 二次循环烟气量对烟气组分的影响

图8给出了定O2体积分数时二次循环烟气量对烟气各组分体积分数的影响.由图8可知，随着循环烟气量的升高，锅炉尾部烟道出口及烟气处理系统出口的CO2体积分数均呈下降趋势.从运行角度来看，锅炉尾部烟道出口O2体积分数的下限值为1.5%时，模型所得二次循环烟气量为10.83×103m3/h，烟气处理系统出口CO2体积分数为83.27%，锅炉尾部烟道出口CO2体积分数为77.81%；二次循环烟气量升至16.40×103m3/h时，锅炉尾部烟道出口O2体积分数升至8%，锅炉尾部烟道出口CO2体积分数降至72.51%，烟道处理系统出口CO2体积分数降至76.20%.

图8 二次循环烟气量对烟气各组分体积分数的影响Fig.8 Influence of secondary cyclic flue gas flow on flue gas composition

结合图7和图8可知，定O2体积分数注氧配风时，炉膛出口O2体积分数同样是一个重要的控制调节参数.二次循环烟气量和注氧体积流量的控制过程同样需合理调配二次循环烟气量.综合考虑燃料燃烧是否充分、炉内流场能否建立、炉内温度分布、火焰中心位置以及送、引风的风机效率等诸多问题，应在满足燃烧条件的风量及换热量需求的前提下，实现系统烟气量、风烟管路沿程设备功耗、热损失和高体积分数CO2富集等多目标参数的合理优化.

6 结 论

(1) 理想无漏风时，35 MW富氧燃烧系统CO2捕集点的体积分数可达92.03%.模型分析表明，如果将系统漏风率限制在3.6%以下，该系统在较优工况时也能获得80%的CO2富集体积分数.

(2) 循环烟气水分含量较高不利于高体积分数CO2捕集的工艺要求，在不大幅提升能耗的情况下可尽量提高烟气处理系统中冷凝除湿装置的烟气脱水率.

(3) 富氧燃烧系统运行中燃料燃烧供氧配风过程不同于空气燃烧固定O2分压下的单独配风，需从供氧注氧和循环风量2个方面进行操控，调节过程受到燃烧过程优化和安全运行保障机制的制约，同时也要满足CO2富集等工艺目标的要求，控制系统设计需从多目标调控的角度考虑.

(4) 所提出的变O2体积分数和定O2体积分数2种注氧配风操作方式，从不同的角度展示了系统配风注氧过程中循环烟气量与注氧体积流量相互制约的操作特性及其对烟气组分的影响，可为富氧燃烧系统稳态运行和工艺参数的优化提供参考.

[1] 张泰, 柳朝晖, 黄晓宏, 等. 3 MWth富氧燃烧气体污染物生成与排放特性研究[J]. 工程热物理学报, 2014, 35(8): 1652-1655.

ZHANG Tai, LIU Zhaohui, HUANG Xiaohong,etal. Experimental study of gaseous pollutant formation and emission on 3 MWthoxy-fuel pilot test facili-

ty[J]. Journal of Engineering Thermophysics, 2014, 35(8): 1652-1655.

[2] 黄勇理, 刘杰, 柳朝晖, 等. 富氧燃烧电站锅炉风烟燃烧过程控制方案设计[J]. 动力工程学报, 2015, 35(10): 786-791.

HUANG Yongli, LIU Jie, LIU Zhaohui,etal. Design of control programs for air/gas circulation and combustion subsystem of an oxy-fuel combustion boiler[J]. Journal of Chinese Society of Power Engineering, 2015, 35(10): 786-791.

[3] 刘杰, 黄勇理, 曾天成, 等. 典型富氧风烟燃烧系统稳态建模研究[J]. 动力工程学报, 2016, 36(9): 9-15.

LIU Jie, HUANG Yongli, ZENG Tiancheng,etal. Steady-state model study of typical oxygen-enriched combustion air/gas system[J]. Journal of Chinese Society of Power Engineering, 2016, 36(9): 9-15.

[4] 黄勇理, 刘杰, 柳朝晖, 等. 富氧燃烧电站锅炉运行监控分析[J]. 中国电力, 2015, 48(6): 139-143.

HUANG Yongli, LIU Jie, LIU Zhaohui,etal. Operational and monitoring analysis of oxy-fuel combustion power plants[J]. Electric Power, 2015, 48(6): 139-143.

[5] 高建强, 王立坤, 程少伟, 等. 漏风对富氧煤粉燃烧锅炉烟气成分的影响[J]. 热力发电, 2014, 43(10): 70-73.

GAO Jianqiang, WANG Likun, CHENG Shaowei,etal. Effect of air leakage on flue gas components in oxygen-enriched coal-fired units[J]. Thermal Power Generation, 2014, 43(10): 70-73.

[6] 高建强, 孙少东. 炉膛漏风对富氧煤粉燃烧锅炉烟气压缩系统运行特性的影响[J]. 电站系统工程, 2015, 31(4): 9-12.

GAO Jianqiang, SUN Shaodong. Influence on flue gas compression system operating characteristics of oxy-coal fired boiler from furnace air leakage[J]. Power System Engineering, 2015, 31(4): 9-12.

[7] LI H, YAN J, YAN J,etal. Impurity impacts on the purification process in oxy-fuel combustion based CO2capture and storage system[J]. Applied Energy, 2009, 86(2): 202-213.

[8] PREUSCHE R, SCHULZ C, ECKE H,etal. A data-based method for monitoring air in-leakages into the oxyfuel process[J]. Energy Procedia, 2011, 4: 876-883.

[9] 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, 943.

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, 943.

[10] 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, 186.

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, 186.

Analysis on Steady-state Process of Air/Gas System for a Typical Oxy-fuel Combustion Boiler

HUANGYongli,LIUJie,RENJian,LIUZhaohui,ZHENGChuguang

(State Key Laboratory of Coal Combustion, School of Energy and Power Engineering,Huazhong University of Science and Technology, Wuhan 430074, China)

Based on the steady-state model for air/gas combustion system of typical oxy-fuel combustion boilers, running data of the system in a 35 MW oxy-fuel combustion boiler were numerically simulated, with following problems involved in the operation process analyzed in detail, such as the air/gas distribution, oxygen injection, air leakage control and the optimization of CO2capture and storage, etc., after which corresponding suggestions were proposed for improvement of relevant operation characteristics and process parameters. Results show that when the air leakage ratio is controlled below 3.6%, the CO2concentration can theoretically achieve 80% in dry flue gas recirculation mode. Efficient removal of flue gas moisture is beneficial to both the system operation and the CO2capture from the gas circulation. Different oxygen distribution modes will bring different results in combustion optimization, system safety and control adjustment.

oxy-fuel combustion boiler; CO2enrichment; operation optimization; flue gas composition; air leakage

2016-01-04

2016-02-29

国家重点基础研究发展计划(973计划)资助项目(2011CB707300)；国家科技支撑计划资助项目(2011BAC0500)；湖北省科技厅资助项目(2015ACA051)

黄勇理(1963-)，男，湖南长沙人，副教授，博士，主要从事控制理论、工业自动化和新能源技术等方面的研究. 电话(Tel.)：13697335500；E-mail：huangyl@mail.hust.edu.cn.

1674-7607(2016)11-0862-08

TK223

A 学科分类号：470.30