申 欣，趙 強(qiáng)，喬曉磊，楊海瑞，張 縵，賈 里，金 燕

(1.太原理工大學(xué) 電氣與動(dòng)力工程學(xué)院，山西 太原 030021；2.清華大學(xué) 能源與動(dòng)力工程系，北京 100084)

循環(huán)流化床CFB(Circulating Fluidized Bed)鍋爐燃燒技術(shù)已經(jīng)成為我國低熱值燃料規(guī)模化利用的最佳方式，并適應(yīng)目前超低排放和火電調(diào)峰的需求。目前中國有2臺660 MW，1臺600 MW和46臺350 MW超臨界CFB鍋爐投入商業(yè)運(yùn)行，規(guī)模國際最大，其中350 MW超臨界CFB鍋爐應(yīng)用最廣。隨著環(huán)保壓力日趨增大，我國政府已經(jīng)明確提出超低排放的要求，CFB鍋爐機(jī)組的污染物排放面臨新的挑戰(zhàn)，各種燃燒中及燃燒后污染物控制技術(shù)相繼得以工程實(shí)施，從而保證CFB鍋爐在不同工況下均可滿足超低排放的環(huán)保要求。然而，在CFB機(jī)組運(yùn)行過程中，由于各種原因會(huì)造成鍋爐啟停，不僅會(huì)影響電廠的經(jīng)濟(jì)效益，也面臨著嚴(yán)重的安全問題。

當(dāng)CFB機(jī)組的鍋爐系統(tǒng)或輔機(jī)系統(tǒng)出現(xiàn)故障時(shí)，可以在短時(shí)間完成修復(fù)，經(jīng)常采用的方法是機(jī)組解列，然后鍋爐壓火處理，故障解除后，鍋爐可以迅速熱啟動(dòng)，充分體現(xiàn)了CFB 鍋爐的優(yōu)越性。呂俊復(fù)等分析了75 t/h中壓CFB鍋爐的啟動(dòng)、壓火特性，表明壓火后可以直接進(jìn)行熱態(tài)啟動(dòng)。陶樹成等多次對220 t/h CFB鍋爐進(jìn)行壓火和熱態(tài)啟動(dòng)，總結(jié)了實(shí)踐操作的方法和經(jīng)驗(yàn)。袁登友等分析了300 MW CFB鍋爐的壓火和啟動(dòng)過程，并且總結(jié)了安全可行的操作技術(shù)。當(dāng)前，對CFB鍋爐壓火過程的研究，大多數(shù)學(xué)者僅僅關(guān)注實(shí)踐操作以及經(jīng)驗(yàn)總結(jié)，對壓火過程CFB鍋爐溫度、氧量、流場變化以及污染物排放的研究較少。

CFB鍋爐壓火過程中，可能會(huì)發(fā)生料層溫度下降快、蓄熱少及污染物排放超標(biāo)等問題，對電廠的安全、環(huán)保以及運(yùn)行構(gòu)成威脅，因此有必要對CFB鍋爐壓火特性進(jìn)行研究。筆者以350 MW超臨界CFB鍋爐為研究對象，對CFB鍋爐壓火過程進(jìn)行現(xiàn)場試驗(yàn)和數(shù)值模擬，從而對鍋爐壓火過程中的流場、溫度變化、氧量變化以及污染物排放進(jìn)行分析。

1 鍋爐概況

350 MW超臨界CFB鍋爐為超臨界參數(shù)變壓運(yùn)行直流爐，鍋爐型號為SG-1208/25.4-M4605，采用循環(huán)流化床燃燒方式、單爐膛、汽冷式旋風(fēng)氣固分離器、一次中間再熱、平衡通風(fēng)、固態(tài)排渣。鍋爐主要由懸吊全膜式水冷壁爐膛、汽冷旋風(fēng)分離器、回料系統(tǒng)以及后煙井對流受熱面等組成，鍋爐主要部件幾何尺寸見表1。在CFB鍋爐中，燃料破碎系統(tǒng)采用二級破碎方案，保證入爐煤粒度范圍0～12 mm，中值粒徑=1.5 mm，入爐煤粒徑分布如圖1(a)所示。粒度合格的燃料進(jìn)入爐前大煤斗，由給煤機(jī)將煤粒送至鍋爐落煤管上方，入爐煤為洗中煤、煤矸石和煤泥的混煤，表2列出了燃料中水分()、灰分()、揮發(fā)分()、固定碳(FC) 和碳(C)、氫(H)、氧(O)、氮(N)、硫(S)質(zhì)量分?jǐn)?shù)以及低位發(fā)熱量()。啟動(dòng)床料通常采用河沙或燃盡程度高的煤灰，顆粒范圍0～1 mm，=0.4 mm，啟動(dòng)時(shí)床料粒徑分布如圖1(b)所示。

表1 鍋爐主要部件幾何尺寸Table 1 Geometric dimensions of main boiler components

圖1 入爐煤、啟動(dòng)床料和石灰石粒徑分布Fig.1 Particle size distribution of coal in furnace,starter bed material and limestone

石灰石入爐顆粒范圍0～1 mm，=0.3 mm，石灰石粒徑分布如圖1(c)所示。CFB鍋爐石灰石給料口設(shè)在回料腿上，石灰石噴管插入回料腿中，可使石灰石迅速與大量床料均勻混合，提高使用率和脫硫效率。石灰石粉一般采用氣力輸送，石灰石噴口規(guī)格為159 mm×5 mm，噴口處壓力不小于15 kPa，鈣硫摩爾比(Ca/S)為2.5，石灰石成分見表3。

2 現(xiàn)場試驗(yàn)

CFB床鍋爐中布置了煙氣溫度、壓力、取樣測點(diǎn)，并設(shè)置了大量的爐膛壓差、床溫、流化風(fēng)壓力以及風(fēng)量測點(diǎn)，提供必需的監(jiān)控手段和保護(hù)措施，以保證鍋爐安全、穩(wěn)定、高效運(yùn)行。爐膛溫度采用溫度傳感器，型號為WRNK2-2335N，量程0～1 100 ℃，壓力采用壓力傳感器，型號為EJA110E-JMS5J-917EA，量程0～16 Pa，溫度和壓力測管規(guī)格均為51 mm×3 mm，壓力測點(diǎn)分布見表4。

表3 石灰石成分Table 3 Limestone composition %

表4 爐膛壓力和溫度測點(diǎn)分布Table 4 Distribution of pressure and temperature measurement points in furnace

對于O，NO，SO等氣體組分的取樣點(diǎn)位于旋風(fēng)分離器入口處，如圖2所示，A，B，C三個(gè)旋風(fēng)分離器入口處各有1個(gè)測點(diǎn)，由套管和密封球閥組成。

圖2 爐膛出口煙氣取樣測點(diǎn)分布Fig.2 Distribution of flue gas sampling and measuring points at the outlet of furnace

煙氣中O，NO以及SO的質(zhì)量濃度由實(shí)時(shí)測量獲得，由于旋風(fēng)分離器進(jìn)口處煙氣為高溫和高灰質(zhì)量濃度，因此需要采用高溫?zé)煔馊蛹胺治鲅b置，試驗(yàn)中采用的煙氣取樣系統(tǒng)如圖3所示，主要由采樣管(煙氣取樣)、過濾器(除灰)、干燥器(除水)、真空泵(提供抽取壓力)以及煙氣分析儀(型號：Ecom-J2KN Pro IN，對抽取煙氣進(jìn)行實(shí)時(shí)在線監(jiān)測)組成，試驗(yàn)過程中，按次序依次測量A，B，C分離器入口處的O體積分?jǐn)?shù)、NO質(zhì)量濃度和SO質(zhì)量濃度，不銹鋼采樣管插入爐墻的深度分別為0.5，1.0和1.5 m，每個(gè)測點(diǎn)選取3組試驗(yàn)數(shù)據(jù)取平均值。爐膛壓力和溫度的試驗(yàn)數(shù)據(jù)通過電廠DCS(Distributed Control System)系統(tǒng)采集。

圖3 高溫?zé)煔馊酉到y(tǒng)Fig.3 High temperature flue gas sampling system diagram

當(dāng)CFB鍋爐進(jìn)行壓火操作時(shí)，鍋爐負(fù)荷首先降至最低穩(wěn)燃負(fù)荷，即100 MW負(fù)荷，此時(shí)主蒸汽壓力為14.04 MPa，給水流量為438.22 t/h。當(dāng)鍋爐達(dá)到最低負(fù)荷后，進(jìn)行主燃料跳閘MFT(Main Fuel Trip)操作，切斷進(jìn)入爐膛的燃料后，保持引風(fēng)機(jī)、二次風(fēng)機(jī)、一次風(fēng)機(jī)和高壓流化風(fēng)機(jī)運(yùn)行，使殘存在爐膛內(nèi)的揮發(fā)物和可燃物燃燼，主蒸汽壓力為12.36 MPa，給水流量為391.35 t/h。當(dāng)爐膛出口氧量達(dá)到18%時(shí)，進(jìn)行鍋爐跳閘BT(Boiler Trip)操作，主蒸汽壓力為8.92 MPa，給水流量為187.51 t/h，當(dāng)爐膛溫度降至970 K時(shí)，停止一次風(fēng)機(jī)和高壓流化風(fēng)機(jī)，當(dāng)爐膛溫度降至920 K時(shí)，停止二次風(fēng)機(jī)、引風(fēng)機(jī)以及關(guān)閉所有風(fēng)道擋板，以減少爐內(nèi)的熱量損失。

3 數(shù)值模型

Barracuda是基于計(jì)算顆粒流體力學(xué)CPFD(Computational Particle Fluid Dynamics)方法的商業(yè)軟件，CPFD方法基于歐拉-拉格朗日框架對顆粒體多相流進(jìn)行模擬。

氣相和固相控制方程見表5，文獻(xiàn)[18-19]對相關(guān)方程有更詳細(xì)的描述。

表5 氣相和固相控制方程[18-21]Table 5 Governing equations for the gas and solid phases[18-21]

在MP-PIC體系中，非均相反應(yīng)速率可以由每個(gè)離散粒子計(jì)算，也可以基于網(wǎng)格單元計(jì)算?？紤]到計(jì)算粒子數(shù)量較多，筆者采用細(xì)胞平均化學(xué)模型，將離散粒子特性映射到歐拉網(wǎng)格，得到細(xì)胞平均粒子特性。多相反應(yīng)的質(zhì)量、動(dòng)量和能量在氣相和固相之間傳遞，顆粒粒徑的變化也被考慮在內(nèi)。

在所構(gòu)建的模型中，選取了15個(gè)非均相反應(yīng)和均相反應(yīng)來代表循環(huán)流化床鍋爐的主要化學(xué)過程?；瘜W(xué)反應(yīng)模型主要包括碳顆粒的燃燒和氣化、揮發(fā)分(CO，CH，H，HCN，NH，HS和CHO)燃燒以及氣態(tài)污染物(SO和NO)的形成。相關(guān)的化學(xué)方程式和反應(yīng)速率見表6，7，反應(yīng)機(jī)理的詳細(xì)描述可參考文獻(xiàn)[20-25]。

表6 化學(xué)反應(yīng)方程式[20-25]Table 6 Chemical reaction equation[20-25]

續(xù)表

表7 反應(yīng)速率和反應(yīng)速率系數(shù)[20-25]Table 7 Reaction rate and reaction rate coefficient[20-25]

對某350 MW超臨界循環(huán)流化床鍋爐進(jìn)行全回路建模，如圖4所示，主要包括爐膛、旋風(fēng)分離器、雙“U”型回料器等。鍋爐前墻設(shè)置6個(gè)給煤口，12個(gè)上二次風(fēng)口；后墻設(shè)置7個(gè)上二次風(fēng)口，7個(gè)下二次風(fēng)口；左右墻各設(shè)置1個(gè)上二次風(fēng)口；爐膛下部設(shè)置6個(gè)排渣口；每個(gè)回料腿設(shè)置1個(gè)石灰石進(jìn)口，共計(jì)6個(gè)。

圖4 循環(huán)流化床鍋爐全回路模型Fig.4 Full loop model of CFB boiler

基于CFB鍋爐實(shí)際壓火操作，對CFB鍋爐進(jìn)行壓火數(shù)值模擬，主要分為4個(gè)階段：1為負(fù)荷100 MW穩(wěn)定工況階段；2為停止給煤機(jī)和石灰石輸送階段；3為爐膛溫度降至約970 K時(shí)，停止一次風(fēng)機(jī)和高壓流化風(fēng)機(jī)；4為爐膛溫度降至約920 K時(shí)，停止二次風(fēng)機(jī)和引風(fēng)機(jī)。本文對CFB鍋爐壓火過程進(jìn)行分析，模擬工況的主要參數(shù)見表8。

表8 模擬工況的主要參數(shù)Table 8 Main parameters of simulated working conditions

4 結(jié)果與討論

4.1 模型驗(yàn)證

數(shù)值模擬計(jì)算中最重要的一個(gè)環(huán)節(jié)是對數(shù)值模型進(jìn)行準(zhǔn)確性驗(yàn)證。CFB鍋爐建模后，對壓火過程進(jìn)行模擬計(jì)算，并對鍋爐壓火過程的相關(guān)測點(diǎn)進(jìn)行實(shí)際測量，將鍋爐100 MW最低穩(wěn)燃工況的模擬結(jié)果與實(shí)測數(shù)據(jù)進(jìn)行對比驗(yàn)證。

爐膛壓力和溫度測點(diǎn)分布見表4，根據(jù)鍋爐實(shí)際壓力和溫度測點(diǎn)的布置，在所構(gòu)建的鍋爐模型中對爐膛相同位置的壓力和溫度進(jìn)行監(jiān)測，圖5為爐膛壓力和溫度實(shí)測與模擬對比，模擬結(jié)果與實(shí)測數(shù)據(jù)具有良好的一致性，模擬準(zhǔn)確地預(yù)測了爐膛的壓力和溫度分布，爐膛壓力平均誤差為5.6%，壓力最大誤差為12.7%，爐膛溫度平均誤差為2.3%，溫度最大誤差為2.9%。對鍋爐100 MW工況，采用煙氣取樣系統(tǒng)進(jìn)行現(xiàn)場試驗(yàn)，對，，三個(gè)測點(diǎn)O體積分?jǐn)?shù)、NO質(zhì)量濃度和SO質(zhì)量濃度的實(shí)測和模擬值進(jìn)行對比，如圖6所示，其中O體積分?jǐn)?shù)平均誤差為6.3%，NO質(zhì)量濃度平均誤差為5.7%，SO質(zhì)量濃度平均誤差為8.5%，驗(yàn)證了數(shù)值模型的準(zhǔn)確性。

圖5 爐膛壓力和溫度實(shí)測與模擬對比Fig.5 Comparison between measured and simulated pressure and temperature in furnace

4.2 床溫、氧量分析

圖6 氣體組分實(shí)測與模擬對比Fig.6 Comparison between measured and simulated gas components

CFB鍋爐的壓火操作以及壓火時(shí)間取決于床溫的變化，同時(shí)爐膛內(nèi)燃煤的燃盡程度可以通過爐膛出口氧量變化進(jìn)行監(jiān)測，不同階段床溫和氧量的變化情況如圖7所示。鍋爐運(yùn)行穩(wěn)定階段，床溫和氧量呈現(xiàn)穩(wěn)定波動(dòng)，床溫約為1 050 K，O體積分?jǐn)?shù)約為4.3%。停止給煤機(jī)和石灰石輸送后，由于爐膛內(nèi)存在大量的活性殘?zhí)家约叭济簱]發(fā)分，床溫和氧量剛開始變化不大，隨著活性殘?zhí)己蛽]發(fā)分的消耗，床溫呈現(xiàn)下降趨勢，氧量急劇上升。當(dāng)床溫降至970 K時(shí)，O體積分?jǐn)?shù)約為18%，表明爐膛內(nèi)的活性殘?zhí)己蛽]發(fā)分已經(jīng)基本燃盡。為避免旋風(fēng)分離器和回料裝置內(nèi)的低溫物料返回爐膛，此時(shí)應(yīng)停止一次風(fēng)機(jī)和高壓流化風(fēng)機(jī)，爐膛內(nèi)物料開始回落。隨著床溫降至約920 K時(shí)，爐膛出口O體積分?jǐn)?shù)持續(xù)上升，停止二次風(fēng)機(jī)和引風(fēng)機(jī)，鍋爐進(jìn)入密閉狀態(tài)，不再有空氣進(jìn)入，由于可燃物進(jìn)一步燃燒，O體積分?jǐn)?shù)達(dá)到20%后開始下降，最終穩(wěn)定在19.5%。床溫降至905 K后，降溫速率變小，降溫速率由15 K/min變?yōu)? K/min，表明鍋爐的熱量損失減弱，從而延長壓火時(shí)間。

圖7 不同階段床溫和O2體積分?jǐn)?shù)變化情況Fig.7 Changes of bed temperature and oxygenvolume fraction in different stages

4.3 顆粒流場分析

CFB鍋爐處于階段1時(shí)，由于工況穩(wěn)定，爐膛內(nèi)的顆粒流動(dòng)呈現(xiàn)穩(wěn)定狀態(tài)。顆粒體積分?jǐn)?shù)隨著爐膛高度增大呈下降趨勢，由于二次風(fēng)的擾動(dòng)以及回料閥返料影響，密相區(qū)顆粒體積分?jǐn)?shù)分布不均勻，稀相區(qū)受二次風(fēng)和返料影響較小，床料比密相區(qū)分布均勻。鍋爐的循環(huán)倍率約為30，由于爐膛內(nèi)存在大量的床料，停止給煤機(jī)后，爐膛內(nèi)的顆粒流動(dòng)沒有明顯的變化。當(dāng)一次風(fēng)機(jī)和高壓流化風(fēng)機(jī)停止后，大顆粒物料開始回落，小顆粒物料受引風(fēng)機(jī)作用進(jìn)入旋風(fēng)分離器，二次風(fēng)擾動(dòng)對物料回落速度產(chǎn)生影響。當(dāng)停止二次風(fēng)機(jī)和引風(fēng)機(jī)后，鍋爐處于密閉狀態(tài)，爐膛內(nèi)物料回落速度加快，返料腿內(nèi)的物料受重力作用返回到爐膛，鍋爐不同階段的顆粒流場變化如圖8所示。

圖8 不同階段顆粒流場變化Fig.8 Variation of particle flow field in different stages

壓火時(shí)爐膛底部床料分布如圖9所示，床料靜止后出現(xiàn)了明顯的分層現(xiàn)象，根據(jù)顆粒體積分?jǐn)?shù)分布主要分為3層，上層床料平均體積分?jǐn)?shù)為0.02，中層床料平均體積分?jǐn)?shù)為0.08，下層床料平均體積分?jǐn)?shù)為0.45。壓火時(shí)底部床料分層情況見表9，底部床料85%為下層床料，下層床料堆積高度約為1 m，符合鍋爐啟動(dòng)床料高度。

圖9 壓火時(shí)爐膛底部床料分布Fig.9 Bed material distribution at the bottom of the furnace during banked fire

底部床料分層影響最大的因素是顆粒粒徑，床料沿爐膛深度和寬度方向的粒徑分布如圖10所示。顆粒粒徑主要對顆粒的重力和慣性作用存在影響，顆粒粒徑越大，重力和慣性作用的影響越大。下層為大顆粒床料，平均顆粒粒徑為1.2 mm，由于顆粒較大，受重力和慣性作用影響大，下落速度快，所以大顆粒堆積在下層。中層為小顆粒床料，平均粒徑為0.5 mm，由于顆粒較小，受重力和慣性作用影響較小，并受熱浮力影響，下落速度低于大顆粒，因此小顆粒位于中層。上層床料所占質(zhì)量分?jǐn)?shù)僅為5%，摻雜了大顆粒和小顆粒，所受熱浮力和自身重力相當(dāng)，顆粒處于懸浮狀態(tài)，在密閉爐膛內(nèi)懸浮高度保持不變。

表9 壓火時(shí)底部床料分層情況Table 9 Lamination of bed material at the bottom during banked fire

圖10 底部床料沿爐膛深度和寬度方向的粒徑分布Fig.10 Particle size distribution of bottom bed material along the depth and width of furnace

4.4 NOx和SO2分析

不同階段NO質(zhì)量濃度變化情況如圖11所示。在穩(wěn)定工況時(shí)，爐膛高度(距布風(fēng)板高度)受一次流化風(fēng)影響，NO質(zhì)量濃度最低，平均質(zhì)量濃度為150 mg/m。從變化到，隨著爐膛高度增大，NO質(zhì)量濃度呈下降趨勢，其中和處于密相區(qū)，和處于稀相區(qū)。密相區(qū)NO的平均質(zhì)量濃度為280 mg/m，稀相區(qū)NO的平均質(zhì)量濃度為172 mg/m。謝俊等研究表明揮發(fā)分析出和未完全燃燒主要發(fā)生在爐膛底部燃燒室區(qū)域，二次風(fēng)的引入加速了CO的燃燒反應(yīng)。隨著爐膛高度的增加，燃煤顆粒與O持續(xù)反應(yīng)，NO生成受到O體積分?jǐn)?shù)降低的限制，同時(shí)稀相區(qū)CO和殘?zhí)碱w粒(C)進(jìn)一步促進(jìn)了NO的還原，從而導(dǎo)致稀相區(qū)NO質(zhì)量濃度降低。許超等研究同樣表明CFB鍋爐稀相區(qū)NO質(zhì)量濃度降低，分布比較均勻。

圖11 不同階段NOx質(zhì)量濃度變化情況Fig.11 Variation of NOx mass concentration in different stages

停止給煤機(jī)后，爐膛內(nèi)不同高度的NO質(zhì)量濃度均逐漸降低，其中的降低幅度最大。當(dāng)停止一次風(fēng)機(jī)和高壓流化風(fēng)機(jī)后，伴隨爐膛床料回落，密相區(qū)NO質(zhì)量濃度回升，稀相區(qū)NO質(zhì)量濃度持續(xù)下降。停止二次風(fēng)機(jī)和引風(fēng)機(jī)后，爐膛NO質(zhì)量濃度先下降，后穩(wěn)定不變，稀相區(qū)NO的平均質(zhì)量濃度為83 mg/m。壓火時(shí)底部床料分層影響NO質(zhì)量濃度分布，對應(yīng)下層，對應(yīng)中層，對應(yīng)上層，壓火時(shí)NO質(zhì)量濃度與顆粒的體積分?jǐn)?shù)呈負(fù)相關(guān)，下層床料NO平均質(zhì)量濃度為31 mg/m，中層床料NO平均質(zhì)量濃度為60 mg/m，上層床料NO平均質(zhì)量濃度為121 mg/m。

不同階段SO質(zhì)量濃度變化情況如圖12所示。在燃燒工況穩(wěn)定階段，爐膛高度受一次流化風(fēng)影響，SO質(zhì)量濃度最低，平均質(zhì)量濃度為2 433 mg/m。SO生成過程主要集中在CFB鍋爐密相區(qū)H3位置，該位置靠近給煤口，說明燃煤進(jìn)入爐膛會(huì)迅速反應(yīng)生成SO。爐膛稀相區(qū)和位置由于氣固混合，SO質(zhì)量濃度逐漸降低，SO質(zhì)量濃度密相區(qū)高于稀相區(qū)。燃煤進(jìn)入爐膛后，熱解析出HS，并被迅速氧化生成SO，石灰石從回料腿噴入并與大量床料混合，進(jìn)入爐膛密相區(qū)，發(fā)生脫硫反應(yīng)，并隨著爐膛高度的增加，脫硫反應(yīng)持續(xù)進(jìn)行，從而導(dǎo)致SO濃度密相區(qū)高于稀相區(qū)。KEENER等研究表明，爐膛密相區(qū)中生成的CO會(huì)將部分SO還原成S，S進(jìn)一步被CO還原生成COS，導(dǎo)致部分SO轉(zhuǎn)化為COS，COS和SO發(fā)生還原反應(yīng)生成S，部分S進(jìn)一步被氧化成硫酸鹽而固化于爐渣中。龔振和陳愛平等通過試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，煤矸石中含有較多的 Al，K，F(xiàn)e，Ca，Ti 等金屬元素，這些金屬元素氧化后可為COS還原SO創(chuàng)造催化條件，關(guān)于S元素在灰渣中固化的機(jī)理還需結(jié)合相關(guān)試驗(yàn)進(jìn)一步研究。

圖12 不同階段SO2質(zhì)量濃度變化情況Fig.12 Variation of SO2 mass concentration in different stages

停止給煤和石灰石輸送后，爐膛仍存在大量活性殘?zhí)?，但石灰石量不足，爐膛內(nèi)石灰石脫硫作用減弱，導(dǎo)致SO質(zhì)量濃度先短暫上升后迅速下降，爐膛內(nèi)SO質(zhì)量濃度最高值達(dá)到了4 250 mg/m。停止一次風(fēng)機(jī)和高壓流化風(fēng)機(jī)后，爐膛內(nèi)SO質(zhì)量濃度持續(xù)下降，稀相區(qū)下降幅度高于密相區(qū)。停止二次風(fēng)機(jī)和引風(fēng)機(jī)后，爐膛進(jìn)入密閉狀態(tài)，隨著床料回落完成，SO質(zhì)量濃度保持不變，爐膛上部SO平均質(zhì)量濃度為756 mg/m，爐膛下部SO質(zhì)量濃度同樣受到床料分層影響，上層床料SO質(zhì)量濃度最高，為1 680 mg/m。

CFB鍋爐壓火過程中，為減小床料散熱，保證爐膛床溫，需要及時(shí)關(guān)停送風(fēng)機(jī)和引風(fēng)機(jī)，而爐膛內(nèi)NO和SO質(zhì)量濃度可能會(huì)嚴(yán)重超標(biāo)，其中NO平均質(zhì)量濃度約為100 mg/m，SO平均質(zhì)量濃度約為1 160 mg/m，因此CFB鍋爐壓火后再啟動(dòng)過程，應(yīng)該特別關(guān)注NO和SO質(zhì)量濃度變化，從而保證NO和SO質(zhì)量濃度達(dá)到排放標(biāo)準(zhǔn)。

5 結(jié) 論

(1)超臨界CFB鍋爐模擬結(jié)果與實(shí)測數(shù)據(jù)具有良好的一致性，模擬準(zhǔn)確地預(yù)測了爐膛的壓力、溫度以及氣體組分分布，壓力平均誤差為5.6%，溫度平均誤差為2.3%，O體積分?jǐn)?shù)的平均誤差為6.3%，NO質(zhì)量濃度的平均誤差為5.7%，SO質(zhì)量濃度的平均誤差為8.5%，驗(yàn)證了數(shù)值模型的準(zhǔn)確性。

(2)壓火過程，鍋爐進(jìn)入密閉狀態(tài)，O體積分?jǐn)?shù)達(dá)到20%后開始下降，最終穩(wěn)定在19.5%。床溫降至905 K后，降溫速率變小，降溫速率由15 K/min變?yōu)? K/min。

(3)壓火過程爐膛底部床料靜止后出現(xiàn)了分層現(xiàn)象，底部床料85%為下層床料，下層床料堆積高度約為1 m，符合鍋爐啟動(dòng)床料高度。底部床料分層影響最大的因素是顆粒粒徑，下層為大顆粒床料，平均顆粒粒徑為1.2 mm，中層為小顆粒床料，平均粒徑為0.5 mm，上層床料所占質(zhì)量分?jǐn)?shù)僅為5%，摻雜了大顆粒和小顆粒，顆粒處于懸浮狀態(tài)，在密閉爐膛內(nèi)懸浮高度保持不變。

(4)CFB鍋爐壓火過程中，爐膛內(nèi)NO平均質(zhì)量濃度約為100 mg/m，SO平均質(zhì)量濃度約為1 160 mg/m，因此CFB鍋爐壓火后再啟動(dòng)過程，應(yīng)該特別關(guān)注NO和SO質(zhì)量濃度變化，從而保證NO和SO質(zhì)量濃度達(dá)到排放標(biāo)準(zhǔn)。