嚴(yán) 謹(jǐn)，盧嘯風(fēng)，鄭 雄，薛 銳，崔曉波，雷秀堅

(1．南京工程學(xué)院 能源與動力工程學(xué)院，南京 211167；2．重慶大學(xué) 低品位能源利用技術(shù)及系統(tǒng)教育部重點實驗室，重慶 400044；3．四川白馬循環(huán)流化床示范電站有限責(zé)任公司，四川內(nèi)江 641005)

近年來，循環(huán)流化床(CFB)燃燒技術(shù)因其燃料適應(yīng)性廣、燃燒效率高及污染物控制好等優(yōu)勢，已經(jīng)成為主流潔凈煤燃燒技術(shù)，并且朝著大容量、高參數(shù)方向發(fā)展[1]。在CFB鍋爐中，二次風(fēng)分級送入使得揮發(fā)分燃燒時爐膛底部區(qū)域偏離化學(xué)當(dāng)量比狀態(tài)，進而可以控制NOx的生成。此外，高速二次風(fēng)射流能夠?qū)Υ矁?nèi)流場進行擾動，有利于燃料的燃盡，通常作為燃燒調(diào)整的重要手段[2]。

由于爐膛截面尺寸的增大以及結(jié)構(gòu)布置的非對稱性，大型CFB鍋爐在運行過程中的氣固不均勻分布和燃燒不均勻性日益突出，導(dǎo)致飛灰含碳量隨爐膛高度增加而降低緩慢,甚至沒有降低,以及局部受熱面磨損嚴(yán)重等一系列問題。Zhou等[3]發(fā)現(xiàn)外循環(huán)回路存在明顯返料不均的現(xiàn)象，但實際上爐內(nèi)給煤與配風(fēng)不均可能是引發(fā)燃燒不均勻的主因之一。目前，給煤及物料擴散方面的研究多采用冷態(tài)試驗和數(shù)值模擬方法，F(xiàn)arid等[4]通過實爐測量探究了給煤調(diào)整對鍋爐整體燃燒的影響。楊海瑞等[5]研究了顆粒粒徑、流化風(fēng)速和靜止床高對CFB鍋爐密相區(qū)內(nèi)顆?；旌系挠绊懀捎谠囼?或模擬)工況的差異，得出的顆粒擴散系數(shù)為0.000 1～0.1 m2/s，沒有考慮射流、給料速率和二次風(fēng)對實爐運行時顆粒擴散的影響。上述學(xué)者對二次風(fēng)的研究主要集中在二次風(fēng)的射程分析[6]及其對氣固流動的影響[7]，而有關(guān)二次風(fēng)系統(tǒng)的布風(fēng)均勻性問題鮮有報道。此外，隨著大型CFB鍋爐尺寸的增加，爐內(nèi)氣固流場和煙氣氛圍也發(fā)生變化。楊建華等[6]在某臺465 t/h CFB鍋爐二次風(fēng)口附近安裝測點并進行了穿透性試驗，最大取樣深度達到2 m，但所得結(jié)果受二次風(fēng)橫向擴散影響較大，并不能完全反映二次風(fēng)的射流規(guī)律。至今未有在大型CFB鍋爐上開展嚴(yán)格的二次風(fēng)射流特性測試的研究報道。

因此，筆者以世界首臺600 MW超臨界CFB鍋爐為研究對象，在部分外二次風(fēng)口加裝測點(以下相關(guān)測量試驗二次風(fēng)均為外二次風(fēng))，通過測量得到不同負(fù)荷下沿二次風(fēng)射流水平方向的煙氣組分分布,討論了各二次風(fēng)口的射流特性,分析了煙氣組分分布與給煤擴散的對應(yīng)關(guān)系，計算得到不同區(qū)域的顆粒擴散系數(shù)，為大型CFB鍋爐的設(shè)計運行尤其是給煤口的優(yōu)化提供參考。

1 實爐試驗

1.1 鍋爐簡介

該600 MW超臨界CFB鍋爐的下部為“褲衩腿”結(jié)構(gòu)，中隔墻水冷壁將整個爐膛劃分成左、右側(cè)2個爐膛，兩側(cè)爐膛二次風(fēng)對稱布置。風(fēng)口分為上、下2層，分別距布風(fēng)板2.5 m和5.5 m。鍋爐右側(cè)爐膛二次風(fēng)被從后墻方向過來的2根二次風(fēng)母管各分為2路，一路為外二次風(fēng)，另一路為內(nèi)二次風(fēng)。給煤系統(tǒng)設(shè)置了A、B共2個煤倉及其對應(yīng)的2條輸煤線路，每個煤倉配置1臺中心給料機，每條給煤線配置1臺稱重式皮帶給煤機和1臺鏈?zhǔn)捷斔蜋C。每臺鏈?zhǔn)捷斔蜋C設(shè)置3個給煤點。

1.2 密相區(qū)上部熱態(tài)測試

由于現(xiàn)場布置的限制，本試驗只對右墻的3號、4號二次風(fēng)口和近后墻的上、下部測點進行了測試，各測點位置見圖1。其中上、下部測點均為新裝測點，由套管和密封球閥組成，分別距布風(fēng)板1.93 m和7.50 m，距8號二次風(fēng)口約2.10 m，距后墻約0.50 m，上、下部測點受8號二次風(fēng)射流擴散影響較小。試驗前對所測風(fēng)口進行笛型管風(fēng)壓測量。鍋爐布風(fēng)板寬4 m，試驗過程中316不銹鋼取樣管的插入位置在風(fēng)口中心，取樣深度分別為0 m、1 m、2 m、3 m和4 m，能夠覆蓋爐膛截面。近后墻上、下部測點的取樣深度分別為0 m、0.5 m、1 m、1.5 m和2 m，拔出取樣管時進行校核測量。

(a) 側(cè)視圖(右墻視角)

(b) 主視圖(后墻視角)

煙氣分析系統(tǒng)主要由取樣管、過濾系統(tǒng)、真空泵及煙氣分析儀(型號為Ecom-J2KN，O2體積分?jǐn)?shù)的測量精度為0.2%，其他組分質(zhì)量濃度的測量精度為5%)組成。根據(jù)以往試驗經(jīng)驗[8]，煙氣組分含量呈正弦波動，為保證測量結(jié)果的可重復(fù)性，每個測點至少讀取2個波谷數(shù)值。試驗工況如表1所示，其中BMCR為鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量;試驗期間鍋爐主要運行參數(shù)如表2所示。此外，由于實爐現(xiàn)場布置和水冷壁鰭片寬度的限制，無法采用水冷取樣，筆者經(jīng)過嚴(yán)格的對比測試，得到O2體積分?jǐn)?shù)和CO質(zhì)量濃度的測量偏差分別不超過-4.0%和8.6%，因此煙氣各組分含量的測量值均按此進行了修正。

表1 熱態(tài)實爐試驗工況

表2 試驗期間鍋爐主要運行參數(shù)

2 顆粒擴散系數(shù)的預(yù)測方法

2.1 預(yù)測模型

根據(jù)研究，菲克定律能夠與顆粒的橫向擴散特性相匹配，經(jīng)典的、沒有源項的一維(x方向)擴散模型如下：

(1)

式中：ρ為顆粒質(zhì)量濃度；t為擴散時間；Dsr為顆粒的橫向擴散系數(shù)，劉道銀[9]將此計算方法定義為顆粒橫向擴散的宏觀計算方法。

如果能標(biāo)記單個顆粒的運動狀態(tài)，就能獲得一段時間內(nèi)顆粒的運動軌跡。根據(jù)愛因斯坦游走理論及Pallarès等[10]計算所得的顆粒擴散系數(shù)，一維(x方向)的橫向擴散系數(shù)Dsr,nx可以表示為：

(2)

式中：Δrnx為單個示蹤粒子在Δt時間內(nèi)的位移量。這種計算方法又被稱為顆粒橫向擴散的微觀計算方法。

Δt的選擇不能過小或過大，如果Δt偏大，顆?？赡艽嬖谂龅竭叡诓⒄鄯档那闆r；如果Δt偏小，位移量不能反映真實的擴散系數(shù)。將單個顆粒推廣到整個床面，x方向顆粒群的橫向擴散系數(shù)Dx為：

(3)

式中：Δx為流化床內(nèi)所有固體顆粒在x方向上的位移量均方值。

因此，顆粒群的橫向擴散系數(shù)Dx可以用一段時間內(nèi)的顆粒位移量均方值隨時間的變化曲線斜率的一半表示。通過煙氣組分含量的測量與計算能夠獲取給煤的擴散位置及擴散時間，則橫向擴散系數(shù)可解。

2.2 顆粒擴散判斷依據(jù)

由于煤與循環(huán)灰混合流動的復(fù)雜性，很難通過冷態(tài)試驗或數(shù)值模擬計算獲得煤在爐內(nèi)的初始分布特性。對于實爐工況，可以基于煙氣組分和溫度分布推斷出煤在爐內(nèi)的初始分布。針對該鍋爐，前期經(jīng)過一次風(fēng)測試和改造，流化可視為均勻。在實爐測試區(qū)域內(nèi)，只有1個返料/給煤口，且不會受到二次風(fēng)的影響。因此，煙氣組分含量必定呈單調(diào)分布,其變化也會直接對應(yīng)于沿程擴散過程中給煤量的變化。關(guān)鍵組分含量梯度產(chǎn)生較大變化的位置對應(yīng)于顆粒擴散所能到達的界限。本文中給煤擴散位置界定的具體方法為：SO2質(zhì)量濃度高的區(qū)域煤相對于石灰石更多，CO質(zhì)量濃度高的區(qū)域給煤量相對于流化風(fēng)量更大，NOx質(zhì)量濃度高的位置對應(yīng)于煤中揮發(fā)分燃燒區(qū)域和氧量較多的區(qū)域。此外，不同負(fù)荷下密相區(qū)氣氛的不同也會造成煙氣組分差異?；谏鲜龇椒ǎP者以所測煙氣組分含量為基礎(chǔ)，以NOx質(zhì)量濃度分布來推斷供風(fēng)的擴散情況，以SO2和CO的質(zhì)量濃度分布推斷給煤的擴散規(guī)律。這種關(guān)鍵煙氣組分(SO2、CO和NOx等)分布及其與給煤位置的對應(yīng)關(guān)系，在Grace等[11]的研究中也得到了應(yīng)用。

3 結(jié)果與分析

3.1 近后墻測點試驗結(jié)果與分析

高、低負(fù)荷時爐膛上部測點沿寬度方向的煙氣組分分布如圖2所示。從圖2可以看出，當(dāng)鍋爐負(fù)荷為100%BMCR時，兩側(cè)測點的O2體積分?jǐn)?shù)分布一致且偏差不超過1%，表明配風(fēng)量與給煤量接近。沿爐膛寬度方向的O2和CO2體積分?jǐn)?shù)分布非常均勻，表明該位置處的風(fēng)、煤混合充分。60%BMCR負(fù)荷下，O2體積分?jǐn)?shù)從100%BMCR負(fù)荷下的2%升至約4%，且沿取樣深度方向O2體積分?jǐn)?shù)不斷降低,但偏差不超過2%;此時，CO2體積分?jǐn)?shù)達到16%，說明爐膛下部的燃燒份額和燃盡率較滿負(fù)荷時高，特別是在深度取樣為1 500 mm處的燃燒最為劇烈。這是因為該位置垂直以下6.5 m處為C、F回料器的給煤點，物料沿投入方向的縱向擴散系數(shù)明顯大于橫向擴散系數(shù)(統(tǒng)一規(guī)定，沿物料投入方向即y方向的擴散系數(shù)稱為縱向擴散系數(shù)Dy，與其垂直的擴散系數(shù)稱為橫向擴散系數(shù)Dx)。由于后墻一次風(fēng)布風(fēng)均勻，給煤濃度分布不均勻，而100%BMCR負(fù)荷下O2和CO2體積分?jǐn)?shù)的均勻分布說明該工況下8號二次風(fēng)的橫向擴散對取樣區(qū)域的影響更大。從圖2還可以看出，低負(fù)荷下沿取樣深度方向NOx質(zhì)量濃度最大且呈增大趨勢，高負(fù)荷下NOx質(zhì)量濃度分布更加均勻，說明低負(fù)荷下二次風(fēng)的橫向擴散強度小于高負(fù)荷下二次風(fēng)的橫向擴散強度。給煤點位置處的CO和SO2質(zhì)量濃度最高，沿擴散方向其質(zhì)量濃度基本呈遞減趨勢。反應(yīng)物在密相區(qū)中沿床層截面濃度分布的均勻性取決于反應(yīng)速率(析出時間)與顆粒擴散速率的相對大小。高負(fù)荷下入爐煤揮發(fā)分在煙氣中的濃度更高，脫揮發(fā)分速率較快，在相同條件下更容易引起煙氣組分不均勻分布。

(a)

(b)

(c)

(e)

基于試驗結(jié)果，發(fā)生劇烈燃燒的區(qū)域為給煤能夠擴散到達的位置，以顆粒被夾帶至測量高度的時間作為Δt。對于實爐試驗，很難針對寬篩分顆粒精確計算Δt。大顆粒會一直停留在爐膛底部，而小顆粒會立刻被裹挾上升。由于上部測點對應(yīng)高度的顆粒中位粒徑約為0.35 mm，能夠涵蓋85%以上的煤顆粒。此外，爐內(nèi)脫硫所采用的超細(xì)石灰石進入爐膛后也會立即上升，同時伴隨著脫硫反應(yīng)。因此，采用式(4)計算Δt。對于顆粒運動速度up的求解，筆者引入終端沉降雷諾數(shù)Ret的計算方法，考慮了顆粒間相互作用對終端速度的影響，如式(5)和式(6)所示。

(4)

(5)

(6)

式中：ul為流化風(fēng)速；ΔH為取樣點與給煤口的垂直高度；dp為顆粒粒徑；υ為運動黏度；φp為顆粒體積分?jǐn)?shù)；Ar為阿基米德數(shù)。

不同粒徑的顆粒在不同雷諾數(shù)Re條件下選取的曳力系數(shù)不同。筆者在測試期間對上部測點顆粒進行取樣，以中位粒徑0.35 mm作為式(5)的計算依據(jù)，以實測上、下部測點壓差作為式(6)的計算依據(jù)。從圖2可以判斷，1 500 mm取樣深度的測點垂直對應(yīng)于C、F回料器的給煤點，此處CO和SO2質(zhì)量濃度最大，且測點距后墻僅500 mm，高速的入爐煤能夠快速擴散至此處。同時，CO和SO2質(zhì)量濃度分布曲線近似線性變化，說明不存在大量可燃物碰到邊壁折回的情況，在選取的Δt內(nèi)，顆粒至少能從距右墻1 500 mm處擴散至距右墻500 mm，由此計算出顆粒的橫向擴散系數(shù)Dx約為0.24 m2/s。

3.2 二次風(fēng)測點試驗結(jié)果與分析

圖3給出了右側(cè)爐膛在不同負(fù)荷下二次風(fēng)沿中心線方向的煙氣組分分布，圖4給出了兩側(cè)爐膛3號、4號二次風(fēng)口在滿負(fù)荷時沿中心線方向的煙氣組分分布。從圖3和圖4中的O2體積分?jǐn)?shù)分布可以看出，二次風(fēng)射流軌跡均類似于拋物線。取樣深度為1 m時，取樣點皆位于射流核心區(qū)的上方。對于水平布置的二次風(fēng)，近壁面處的顆粒軸向速度方向總是向下，因此O2體積分?jǐn)?shù)主要取決于返混顆粒流中的可燃物對二次風(fēng)的消耗情況。該區(qū)域內(nèi)氧量相對充足，燃燒生成的污染物質(zhì)量濃度不高。從圖3(b)可以看出，CO質(zhì)量濃度的峰值分布不具有一致性，這是因為CO的生成量是揮發(fā)分析出時間、爐溫和給煤量共同作用的結(jié)果。2 m及以上取樣深度及以外的O2體積分?jǐn)?shù)分布是二次風(fēng)射流沿程卷吸、燃燒并與主氣流混合的結(jié)果。60%BMCR負(fù)荷下2～3 m取樣深度處的O2體積分?jǐn)?shù)略有下降，并在4 m取樣深度處迅速降至4%;同時，NOx質(zhì)量濃度變化相對較小，SO2質(zhì)量濃度幾乎為0。這一現(xiàn)象說明射流射程能夠達到3 m，且爐內(nèi)表現(xiàn)出明顯的氧化性氣氛，二次風(fēng)射流的作用以促進氣固混合為主。與此相反，100%BMCR負(fù)荷下爐內(nèi)煙氣呈現(xiàn)出明顯的還原性氣氛。在一次風(fēng)分布均勻的前提下，可以用近后墻角部測點O2體積分?jǐn)?shù)的測量值來表征主氣流的平均O2體積分?jǐn)?shù)。2 m取樣深度取樣點位于射流核心區(qū)，因此此處O2體積分?jǐn)?shù)較高。3 m取樣深度位于射流核心區(qū)的下方，測量值只受下半部射流的影響。由于爐膛結(jié)構(gòu)造成的由外側(cè)墻向內(nèi)側(cè)墻的內(nèi)循環(huán)顆粒流動，從爐膛外側(cè)墻加入的大量煤粉會被帶入內(nèi)側(cè)墻附近，射流沿程不斷卷吸可燃物和煙氣，污染物質(zhì)量濃度進一步上升。3～4 m取樣深度處，二次風(fēng)剩余氧氣與缺氧氣氛的主氣流接觸，兩者混合后O2體積分?jǐn)?shù)明顯下降。

(a)

(b)

(c)

(d)

(e)

(a)

(b)

(c)

(d)

(e)

在射流區(qū)域，給煤的縱向混合受顆粒菲克擴散、二次風(fēng)對流夾帶和入爐煤初始動量等諸多影響。此外，由于內(nèi)、外上二次風(fēng)的動量偏差，爐膛下部存在從外側(cè)墻向內(nèi)測墻的強制循環(huán)行為。這些復(fù)雜的混合行為不能采用菲克定律來表征。因此，筆者提出一種基于“局部熱平衡”的解決思想：第一步，將煤顆粒橫向擴散和燃燒的路徑劃分為多個小室，共考慮煤顆粒、床料、熱循環(huán)灰和一二次風(fēng)4種成分。不考慮燃料燃燒時，床溫分布應(yīng)該均勻。開始并持續(xù)投入燃料后，床溫分布不斷變化且呈現(xiàn)明顯的不均勻性。當(dāng)床溫分布和煙氣組分保持動態(tài)穩(wěn)定后，分布在沿程各小室內(nèi)的循環(huán)灰或給煤與床料進行了充分的熱交換，即各小室溫度的差異主要來自氣體的吸熱、煤的燃燒以及床料與循環(huán)灰之間的換熱。若能獲取床溫分布，即可求得擴散沿程的煤量分布；第二步，根據(jù)擴散通量與質(zhì)量濃度梯度成正比，求解顆粒擴散系數(shù)。顆粒擴散系數(shù)是所有因素綜合作用的結(jié)果，因此能表征大型CFB鍋爐實際的顆粒擴散規(guī)律。

3.3 顆粒橫向擴散系數(shù)經(jīng)驗關(guān)聯(lián)式的選取

宏觀計算方法多見于冷態(tài)試驗，而對于追蹤單個顆粒的運動軌跡相對困難，因此微觀計算方法多用于歐拉-拉格朗日框架下的離散顆粒模型(DEM)。與傳統(tǒng)的離散相模型(DPM)不同，DEM能夠追蹤控制體內(nèi)(占有體積)的每個顆粒，通過硬球模型或軟球模型(通常用軟球模型)來計算顆粒間的碰撞過程，并且考慮其與周圍環(huán)境的相互作用。多位學(xué)者曾對不同尺寸流化床內(nèi)的顆粒橫向擴散系數(shù)進行了相應(yīng)的求解，如表3所示。

從表3可以看出，各位學(xué)者求取的顆粒橫向擴散系數(shù)差別較大，這主要與床截面尺寸大小有關(guān)，小尺寸流化床內(nèi)顆粒的擴散速度取決于氣泡上升和破裂等過程。床寬增加，乳化相內(nèi)循環(huán)過程加劇、個數(shù)增加，因此必須考慮顆粒自身的力學(xué)性質(zhì)。劉道銀[9]提出的經(jīng)驗關(guān)聯(lián)式(式(7))中考慮了這一因素，并用阿基米德數(shù)Ar表征。該式計算結(jié)果與本文的結(jié)果最為吻合，如表4所示。

(7)

其中，

表3 部分學(xué)者給出的顆粒橫向擴散系數(shù)

(8)

式中：Ug為爐膛截面表觀氣速；Umf為最小流化風(fēng)速；ρp和ρg分別為顆粒和流化風(fēng)的密度;g為重力加速度;H為靜止床高；Dbed為床面尺寸；Dbub,max為最大氣泡直徑，這里取H高度處的氣泡直徑，按照Darton等[19]給出的經(jīng)驗關(guān)聯(lián)式(式(9))進行求解。

(9)

式中：A0為布風(fēng)板單個風(fēng)帽小孔影響的區(qū)域面積，在數(shù)值上等于布風(fēng)板除以小孔的個數(shù)。

通過計算得到最大氣泡尺寸約為0.85 m。

表4 顆粒橫向擴散系數(shù)試驗值與計算值的對比

3.4 二維給煤質(zhì)量濃度分布的預(yù)測

在給煤口持續(xù)加入模擬顆粒，選擇典型的煤顆粒揮發(fā)析出時間，基于計算得到的顆粒橫向擴散系數(shù)考察模擬顆粒沿截面的質(zhì)量濃度分布。采用顯式差分法來建立二維擴散模型：

(10)

變量函數(shù)的數(shù)值解為：

(11)

式中：A和B均為離散點矩陣;Δx和Δy分別為x方向和y方向的差分單元長度;n為差分個數(shù)。

采用第二、第三類邊界條件將給煤口在二維床截面進行定位并模擬擴散過程。在編程計算過程中，假設(shè)顆?？v向混合良好，給煤與惰性床料的擴散系數(shù)在同一數(shù)量級且水平方向各向同性。圖5給出了煤顆粒分別注入流化床內(nèi)5.7 s和15 s時的截面質(zhì)量濃度分布。從圖5可以看出，當(dāng)注入5.7 s后顆粒沿爐膛截面的質(zhì)量濃度分布明顯不均勻，尤其是靠近內(nèi)側(cè)墻的爐膛中心區(qū)域其質(zhì)量濃度很低；當(dāng)注入15 s后，顆粒整體質(zhì)量濃度分布的均勻性有了較大提升。

(a) t=5.7 s

(b) t=15 s

4 結(jié) 論

(1) 二次風(fēng)口以外的區(qū)域，尤其是爐膛邊角處O2體積分?jǐn)?shù)分布偏差不超過2%，100%BMCR負(fù)荷下其偏差不超過1%。二次風(fēng)口沿取樣深度方向的O2體積分?jǐn)?shù)普遍呈現(xiàn)先下降后微升再迅速下降的趨勢。

(2) 大型CFB鍋爐密相區(qū)的顆粒橫向擴散系數(shù)遠大于實驗室規(guī)模實驗臺的計算值(約0.24 m2/s)，據(jù)此可進行給煤口數(shù)量和位置的優(yōu)化設(shè)計。

(3) 二次風(fēng)射流軌跡類似于拋物線，60%BMCR負(fù)荷下二次風(fēng)的射程在4 m左右。筆者所提出的“局部熱平衡”的宏觀方法為解決實際給煤擴散問題提供了一種思路。

致謝：本文的實爐試驗工作得到了神華國能(神東電力)集團公司神華集團有限責(zé)任公司循環(huán)流化床技術(shù)研發(fā)中心以及白馬電廠劉昌旭、謝雄的支持，在此一并表示衷心的感謝。