李金晶，呂俊復(fù)，龔 鵬，米子德，張清峰

（1.華北電力科學(xué)研究院有限責(zé)任公司，北京100045；2.清華大學(xué) 熱能工程系，熱科學(xué)與動(dòng)力工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京100084）

隨著循環(huán)流化床（CFB）鍋爐容量不斷增大，爐膛（提升段）截面積也不斷增大.為了保證爐膛內(nèi)二次風(fēng)的穿透能力，300 MW CFB 鍋爐爐膛采用褲衩腿型雙布風(fēng)板和大寬深比單布風(fēng)板2 種結(jié)構(gòu)形式［1］.由于CFB 鍋爐爐膛內(nèi)流動(dòng)的不平衡特性，褲衩腿型雙布風(fēng)板爐膛中出現(xiàn)了固體物料的“翻床”現(xiàn)象；而在大寬深比爐膛中，由于床寬為30 m 左右，爐膛橫截面積很大，在特定運(yùn)行工況下會(huì)產(chǎn)生周期性的床壓波動(dòng).爐膛兩側(cè)的床壓波動(dòng)曲線在形式上相似，時(shí)間上相差約半個(gè)周期，這一現(xiàn)象稱為大型CFB鍋爐爐膛內(nèi)的床壓擺動(dòng).在提升段橫截面積不大的條件下，宏觀上床壓擺動(dòng)現(xiàn)象并不突出.當(dāng)爐膛的寬度增大到一定數(shù)值，其水平方向上的物料擴(kuò)散需要一定的時(shí)間才能完成時(shí)，床內(nèi)氣固流動(dòng)在橫向上的不均勻就會(huì)表現(xiàn)為床壓擺動(dòng)，這是寬床面特有的流動(dòng)現(xiàn)象.

針對褲衩腿型雙布風(fēng)板爐膛中的“翻床”現(xiàn)象，可以通過小型?；囼?yàn)臺(tái)研究其機(jī)理，但是在小型試驗(yàn)臺(tái)上重現(xiàn)大寬深比單布風(fēng)板的床壓擺動(dòng)現(xiàn)象則很難，利用現(xiàn)有的兩相流理論也未能予以解釋［2］.由于大寬深比爐膛和多分離器并聯(lián)的結(jié)構(gòu)在300 MW及以上機(jī)組的CFB鍋爐結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中應(yīng)用廣泛，國內(nèi)外學(xué)者對大型CFB 鍋爐主循環(huán)回路內(nèi)的氣固流動(dòng)進(jìn)行了試驗(yàn)和數(shù)值研究，但這些研究大多關(guān)注鍋爐在額定負(fù)荷工況下穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)的氣固流動(dòng)特性，針對特定工況下床壓擺動(dòng)這一動(dòng)態(tài)過程的研究尚未見相關(guān)報(bào)道.因此，筆者利用橫向分區(qū)建立數(shù)學(xué)模型的思想分析大寬深比爐膛內(nèi)的物料流動(dòng)，進(jìn)而了解床壓擺動(dòng)的原因和形成條件.

1 試驗(yàn)設(shè)備

由于目前只能在爐膛橫截面積較大的工業(yè)設(shè)備上觀測到床壓擺動(dòng)現(xiàn)象，因此以300 MW CFB鍋爐為研究對象.在國產(chǎn)化過程中，300 MW CFB 鍋爐經(jīng)過大量工程實(shí)踐的積累和改進(jìn)，逐漸形成了以大寬深比爐膛、多分離器并聯(lián)和無外置換熱器為特點(diǎn)的簡約型結(jié)構(gòu)布置.某1 177t／h CFB 鍋爐爐膛寬度為30.3m，布風(fēng)板深度為4.7m，上部爐膛深度為9.8m，主循環(huán)回路采用3路并聯(lián)的物料循環(huán)系統(tǒng)，兩側(cè)分離器入口關(guān)于爐膛中心線對稱，中間分離器入口為非對稱布置，每路循環(huán)物料經(jīng)獨(dú)立的返料器后分2路返回爐膛，分離器的入口和返料口均設(shè)置在后墻水冷壁，各測點(diǎn)位置如圖1所示.爐膛內(nèi)為寬篩分粒徑床料顆粒，中位粒徑（篩余質(zhì)量份額為50%時(shí)對應(yīng)的標(biāo)準(zhǔn)篩孔徑）為0.32 mm，臨界流化速度（冷態(tài)試驗(yàn)測量值）為0.24m／s.

無論是在鍋爐升負(fù)荷階段還是降負(fù)荷階段，在某一特定負(fù)荷范圍內(nèi)，即使發(fā)電功率基本穩(wěn)定，爐膛兩側(cè)的床壓也會(huì)出現(xiàn)明顯的擺動(dòng).圖2為特定工況下爐膛內(nèi)的床壓擺動(dòng).由圖2可知，爐膛兩側(cè)的床壓在3～14kPa范圍內(nèi)往復(fù)振蕩（見圖2（a）），并周期性地呈不完全對稱變化，兩者在時(shí)間上相差約半個(gè)周期.爐膛兩側(cè)的平均床壓約為8kPa，與出現(xiàn)床壓擺動(dòng)前平衡狀態(tài)下爐膛內(nèi)的平均床壓相近.將床壓擺動(dòng)時(shí)鍋爐運(yùn)行的工況范圍簡稱為床壓不穩(wěn)定區(qū)，當(dāng)鍋爐在床壓不穩(wěn)定區(qū)內(nèi)運(yùn)行時(shí)，床壓的擺動(dòng)會(huì)引起爐膛兩側(cè)下部床溫（見圖2（c））和兩側(cè)分離器入口煙氣溫度（見圖2（d））的波動(dòng)，且布風(fēng)板下部的水冷風(fēng)室風(fēng)壓也會(huì)出現(xiàn)小幅周期性振蕩（見圖2（b））.

圖1 大型CFB鍋爐爐膛結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Furnace structure of the large scale CFB boiler

圖2 特定工況下爐膛內(nèi)的床壓擺動(dòng)Fig.2 Bed pressure wobble in furnace under specific working conditions

2 物料平衡的數(shù)學(xué)模型

流態(tài)化理論的基本前提是假設(shè)密相區(qū)在水平方向上流動(dòng)均勻，而本文研究的對象是爐膛水平方向上的流動(dòng)不均勻現(xiàn)象，因此不能采用此假設(shè).為了便于分析，首先假設(shè)爐膛內(nèi)存在2個(gè)并聯(lián)的流化床，然后研究這2個(gè)并聯(lián)系統(tǒng)之間的物料流動(dòng).

爐膛兩側(cè)的床壓擺動(dòng)實(shí)際上代表了爐膛內(nèi)存料量分布的變化情況.沿幾何中心線將爐膛分為對稱的2部分，根據(jù)CFB鍋爐爐膛內(nèi)復(fù)合壓降模型的方法［3-4］，可以將圖1所示的CFB 鍋爐主循環(huán)回路簡化為圖3所示的物理模型，其中從左側(cè)（A）向右側(cè)（C）為物料橫向流動(dòng)的正方向，分別建立爐膛內(nèi)兩側(cè)物料平衡的動(dòng)態(tài)方程：

式中：t為時(shí)間，s；dmA／dt和dmC／dt分別為爐膛左側(cè)（A）和右側(cè)（C）存料量的變化率，kg／s；qm，ash，A和qm，ash，C分別為左側(cè)（A）和右側(cè)（C）新進(jìn)入的固體物料質(zhì)量流量，kg／s，近似認(rèn)為與爐膛內(nèi)該側(cè)給煤量成正比；qm，slag，A和qm，slag，C分別為左側(cè)（A）和右側(cè)（C）的排渣質(zhì)量流量，kg／s；qm，c，A和qm，c，C分別為左側(cè)（A）和右側(cè)（C）返料器的返料質(zhì)量流量，kg／s，近似認(rèn)為與返料器充氣量和返料器料位壓力的平方根成正比；qm，fo，A和qm，fo，C分別為左側(cè)（A）和右側(cè)（C）分離器入口的物料質(zhì)量流量，kg／s，近似認(rèn)為與分離器入口風(fēng)量和爐膛上部物料質(zhì)量濃度成正比［5］；qm，d為爐膛下部由水平擴(kuò)散引起的物料橫向質(zhì)量流量，kg／s，近似認(rèn)為與爐膛兩側(cè)的床壓之差成正比，物料由高床壓側(cè)向低床壓側(cè)流動(dòng)［6］；qm，e為爐膛上部由氣力攜帶引起的物料橫向質(zhì)量流量，kg／s，近似認(rèn)為與爐膛上部的橫向壓差和物料質(zhì)量濃度成正比，物料由高壓側(cè)向低壓側(cè)流動(dòng)［7］.

圖3 CFB鍋爐主循環(huán)回路物料平衡的模型Fig.3 Mass balance model for main loop of the CFB boiler

不考慮分離器內(nèi)存料量的變化，建立返料器內(nèi)物料平衡的動(dòng)態(tài)方程：

式中：dmLSA／dt和dmLSC／dt分別為左側(cè)（A）和右側(cè)（C）返料器內(nèi)存料量的變化率，kg／s.

爐膛內(nèi)流動(dòng)不均勻必將導(dǎo)致橫向壓力分布不均和固體物料的橫向流動(dòng)，當(dāng)鍋爐在床壓不穩(wěn)定區(qū)內(nèi)運(yùn)行時(shí)，固體物料的橫向流動(dòng)作用明顯得到強(qiáng)化，因而形成了床壓的大幅擺動(dòng).為了便于分析爐膛內(nèi)床壓擺動(dòng)過程，將床壓擺動(dòng)的一個(gè)周期分為4個(gè)階段（見圖4）.為簡化分析，認(rèn)為在考察的時(shí)間段內(nèi)給煤生成的床料和排渣平衡，即有

圖4 固體物料的轉(zhuǎn)移過程Fig.4 Process of mass transfer in the CFB boiler

3 固體物料的轉(zhuǎn)移過程

爐膛床壓擺動(dòng)一個(gè)周期內(nèi)qm，e和qm，d的變化如圖5所示，其中定義橫向物料流動(dòng)的方向從左至右時(shí)為正，反之為負(fù).在第1階段中，左側(cè)床壓明顯高于右側(cè)，可以判斷此時(shí)qm，d的方向?yàn)閺淖笾劣?；右?cè)返料器料位壓力持續(xù)降低，可以判斷qm，e的方向?yàn)閺挠抑磷?第1階段開始時(shí)qm，e絕對值大于qm，d，爐膛右側(cè)的物料被爐膛上部的氣體橫向攜帶進(jìn)入左側(cè)返料閥中，右側(cè)床壓繼續(xù)降低.隨著爐膛上部固體物料質(zhì)量濃度的減小，qm，e絕對值逐漸減小，爐膛左、右兩側(cè)床壓之差繼續(xù)增大，qm，d絕對值增大.當(dāng)qm，e與qm，d的絕對值相等時(shí)，爐膛右側(cè)床壓開始升高.第1階段結(jié)束時(shí)qm，e絕對值減小至0，右側(cè)返料器料位壓力不再降低，隨著兩側(cè)床壓之差不斷減小，qm，d絕對值逐漸減小，爐膛右側(cè)床壓升高變慢.

從第2階段開始，qm，e方向變?yōu)閺淖笾劣遥S著爐膛上部物料質(zhì)量濃度的增大，qm，e的絕對值逐漸增大，右側(cè)返料器料位壓力開始回升；由于爐膛左側(cè)床壓仍高于右側(cè)，qm，d方向仍為從左至右，但其絕對值逐漸減小為0，爐膛左側(cè)的床壓在qm，e和qm，d的共同作用下迅速下降.當(dāng)爐膛右側(cè)床壓高于左側(cè)后，qm，d方向變?yōu)閺挠抑磷?，此時(shí)爐膛左側(cè)的床壓主要受qm，e的影響而繼續(xù)降低.第2階段結(jié)束時(shí)qm，e的絕對值達(dá)到極大值.第3階段和第4階段可以視為第1階段和第2階段的反向重復(fù).

圖5 床壓擺動(dòng)過程中爐膛內(nèi)橫向物料質(zhì)量流量的變化Fig.5 Lateral mass flow in the CFB furnace during pressure drop wobble

爐膛兩側(cè)床壓和對應(yīng)返料器料位壓力變化的動(dòng)態(tài)過程雖然具有周期性卻并不完全對稱（見圖4），其原因可以通過2種極端假設(shè)進(jìn)行分析.假設(shè)爐膛兩側(cè)床壓只受qm，d和qm，e的影響，爐膛左側(cè)流化床存料量的減少量應(yīng)與右側(cè)存料量的增加量相等，則爐膛左側(cè)床壓曲線的極大值應(yīng)與右側(cè)床壓曲線的極小值對應(yīng)；同理，若爐膛內(nèi)不存在橫向物料轉(zhuǎn)移，只有爐膛與對應(yīng)返料回路間的物料交換，爐膛單側(cè)存料量的增加量應(yīng)與對應(yīng)返料器內(nèi)存料量的減少量相等，則爐膛左側(cè)床壓曲線的極大值應(yīng)與A 返料器料位壓力曲線的極小值對應(yīng).因此爐膛床壓擺動(dòng)是兩方面因素綜合作用的結(jié)果.首先爐膛兩側(cè)流動(dòng)不均勻性導(dǎo)致固體物料橫向流動(dòng)，qm，d和qm，e是爐膛兩側(cè)存料量變化的主導(dǎo)因素；其次爐膛與返料器之間的物料交換對床壓擺動(dòng)產(chǎn)生了一定程度的遲滯作用，這是爐膛兩側(cè)存料量變化不完全對稱的重要原因.

4 形成床壓擺動(dòng)的條件

4.1 大尺度的爐膛截面

當(dāng)流化床的寬度增大到一定規(guī)模時(shí)，受水平方向上物料擴(kuò)散速率的限制，爐膛下部物料的橫向混合需要一定的時(shí)間才能完成.在特定工況下，當(dāng)爐膛內(nèi)的流動(dòng)受到外力擾動(dòng)時(shí)，流化床內(nèi)流動(dòng)的不平衡就會(huì)表現(xiàn)為床壓擺動(dòng)，流化床截面的尺寸越大，床壓擺動(dòng)的幅度就越大，這也是在小型試驗(yàn)臺(tái)上很難重現(xiàn)床壓擺動(dòng)現(xiàn)象的重要原因.

4.2 多回路并聯(lián)結(jié)構(gòu)

小型CFB鍋爐和傳統(tǒng)的CFB 鍋爐流動(dòng)試驗(yàn)臺(tái)大多采用單循環(huán)回路結(jié)構(gòu)布置，操作人員主要研究主流方向上運(yùn)行參數(shù)的變化情況.多回路并聯(lián)結(jié)構(gòu)在大型CFB鍋爐中應(yīng)用廣泛，尤其是寬床面爐膛內(nèi)的流動(dòng)不平衡特性使各回路間的流動(dòng)差異更加顯著［8］，爐膛內(nèi)氣體和物料的橫向流動(dòng)會(huì)對各回路的流動(dòng)狀態(tài)產(chǎn)生很大影響.因此，爐膛內(nèi)流動(dòng)均勻性的測量和計(jì)算必須考慮爐膛內(nèi)橫向氣體和物料流動(dòng)，才能準(zhǔn)確預(yù)測多回路大型CFB鍋爐的流動(dòng)特性.

4.3 母管制流化風(fēng)供給系統(tǒng)

在CFB鍋爐爐膛和返料器中，流化風(fēng)的供給系統(tǒng)作為固體物料流化的必要條件，主要由流化風(fēng)機(jī)、供風(fēng)管道、流化風(fēng)室和布風(fēng)板組成.當(dāng)母管制流化風(fēng)供給系統(tǒng)中某一支路對應(yīng)的存料量增大時(shí)，由于支路內(nèi)阻力增大，該支路內(nèi)的流化風(fēng)風(fēng)量會(huì)相應(yīng)減小.對于返料器，流化風(fēng)風(fēng)量減小，返料質(zhì)量流量qm，c減小，在分離器入口物料質(zhì)量流量qm，fo不變的情況下，返料器內(nèi)的存料量繼續(xù)增加，直至料位壓力的增加使qm，c與qm，fo重新平衡.對于爐膛，由于一側(cè)流化風(fēng)風(fēng)量減小，在爐膛上部氣體攜帶的作用下，爐膛另一側(cè)的床料會(huì)向流化風(fēng)風(fēng)量減小的一側(cè)轉(zhuǎn)移，如果一定時(shí)間內(nèi)爐膛下部床料的橫向擴(kuò)散qm，d不足以抵消qm，e的作用，在風(fēng)量減小的一側(cè)爐膛內(nèi)會(huì)發(fā)生床料堆積，這種短時(shí)間內(nèi)床料的局部堆積過程就是床壓擺動(dòng)時(shí)爐膛一側(cè)床壓升高的過程.隨著局部床壓的升高，當(dāng)qm，d增大至足以將局部堆積的床料重新送回爐膛的另一側(cè)時(shí)，原來不斷升高的床壓便開始降低.

4.4 爐膛內(nèi)特定的流態(tài)

在鍋爐運(yùn)行工況改變過程中，分別單獨(dú)增大二次風(fēng)風(fēng)量和一次風(fēng)風(fēng)量，爐膛兩側(cè)床壓和返料器存料量的變化見圖6.由圖6可知，二次風(fēng)風(fēng)量的增大使床壓擺動(dòng)周期變長，床壓曲線的振幅略有減小.當(dāng)一次風(fēng)風(fēng)量增大后，床壓擺動(dòng)徹底消失，爐膛內(nèi)流動(dòng)恢復(fù)至穩(wěn)定狀態(tài).

圖6 風(fēng)量變化對床壓和返料器存料量的影響Fig.6 Effect of air flowrate on the bed pressure drop and inventory in the loopseal

風(fēng)量變化對爐膛內(nèi)流動(dòng)的影響主要表現(xiàn)為氣固兩相流態(tài)隨風(fēng)量的轉(zhuǎn)變.在床壓不穩(wěn)定區(qū)，爐膛下部的表觀氣速約為2.6 m／s，爐膛上部的表觀氣速約為2.8m／s，爐膛內(nèi)流動(dòng)狀態(tài)為下部鼓泡床和上部揚(yáng)析夾帶，主循環(huán)回路內(nèi)的床料主要積存于爐膛下部床層內(nèi)，它是產(chǎn)生爐膛內(nèi)床壓擺動(dòng)的主體，而爐膛上部物料是主循環(huán)回路物料的主體.

當(dāng)二次風(fēng)風(fēng)量增大后，爐膛上部表觀氣速增大至3.1m／s左右，主循環(huán)回路物料質(zhì)量流量增大，部分床料轉(zhuǎn)移至返料器中（見圖6），爐膛內(nèi)總存料量減小使得床壓擺動(dòng)振幅減小.返料器內(nèi)存料量的增大增強(qiáng)了返料器的遲滯作用，因此床壓擺動(dòng)周期變長.增大一次風(fēng)風(fēng)量后，爐膛下部表觀氣速增大至約3.3m／s，爐膛上部表觀氣速增大至約3.5 m／s.一方面爐膛下部物料向爐膛上部和返料器轉(zhuǎn)移，爐膛內(nèi)存料量進(jìn)一步減??；另一方面爐膛下部由于流化風(fēng)風(fēng)速的增大，橫向擴(kuò)散能力增強(qiáng)，與爐膛上部的氣力攜帶作用達(dá)到新的平衡狀態(tài)，床壓擺動(dòng)消失.

5 結(jié) 論

（1）爐膛內(nèi)氣固流動(dòng)在橫向上的不均勻?qū)е铝斯腆w物料橫向流動(dòng)qm，d和qm，e，從而形成了特定運(yùn)行工況下爐膛內(nèi)的床壓擺動(dòng)現(xiàn)象.

（2）爐膛與返料器之間的物料交換對床壓擺動(dòng)具有一定的遲滯作用.

（3）形成床壓擺動(dòng)的條件為：大尺度的爐膛截面、多條主循環(huán)回路并聯(lián)的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)、母管制的流化風(fēng)供給系統(tǒng)和爐膛內(nèi)特定的流態(tài).

［1］YUE Guangxi，YANG Hairui，LüJunfu，etal.Latest development of CFB boilers in China［C］／／Proceedings of the 20th International Conference on Fluidized Bed Combustion.Beijing：Tsinghua University Press，2010：3-12.

［2］MASNADI M S，GRACE J R，ELYASI S，etal.Distribution of multi-phase gas solid flow across identical parallel cyclones：modeling and experimental study［J］.Separation and Purification Technology，2010，72（1）：48-55.

［3］李政，倪維斗，岳光溪，等.循環(huán)流化床復(fù)合壓降數(shù)學(xué)模型［J］.動(dòng)力工程，1997，17（3）：13-16.LI Zheng，NI Weidou，YUE Guangxi，etal.The compounded pressure drop mathematical model of circulating fluidized bed boilers［J］.Journal of Power Engineering，1997，17（3）：13-16.

［4］LI Jinjing，WANG Wei，YANG Hairui，etal.Bed inventory overturn in a circulating fluidized bed riser with pant-leg structure［J］.Energy ＆ Fuels，2009，23（5）：2565-2569.

［5］SMOLDERS K，BAEYENS J.Hydrodynamic modeling of circulating fluidized beds［J］.Advanced Powder Technology，1998，9（1）：17-38.

［6］SCHLICHTHAERLE P，WERTHER J.Solids mixing in the bottom zone of a circulating fluidized bed［J］.Powder Technology，2001，120（1）：21-33.

［7］LI J，ZHANG H，YANG H，etal.The mechanism of lateral solid transfer in a CFB riser with pant-leg structure［J］.Energy ＆Fuels，2010，24（4）：2628-2633.

［8］KIM T W，CHOIA J H，SHUNB D W，etal.Wear of water walls in a commercial circulating fluidized bed combustor with two gas exits［J］.Powder Technology，2007，178（3）：143-150.