循環(huán)流化床燃燒/熱解雙反應器中灰流動特性的研究

王志鋒, 梁 鵬, 張艷輝, 畢繼誠

(1.中國科學院山西煤炭化學研究所煤轉化國家重點實驗室,太原030001;2.中國兵器科學研究院寧波分院,寧波315103;3.浙江大學寧波理工學院,寧波315100)

循環(huán)流化床燃燒(CFBC)技術與煤粉爐、鼓泡流化床鍋爐以及鏈條爐等相比,具有自己獨特的優(yōu)點：CFBC屬于低溫燃燒,因此NO x排放遠低于煤粉爐,并且可以實現(xiàn)爐內(nèi)直接脫硫;燃料適應性廣,尤其適合于低熱值劣質煤;排出的灰渣活性好,無二次灰渣污染;負荷調節(jié)范圍大[1-2];此外,循環(huán)流化床鍋爐內(nèi)存在著穩(wěn)定的高溫熱灰循環(huán)流,它攜帶了大量可以在爐外利用的熱量.利用循環(huán)流化床的這種特性可將燃燒/熱解或燃燒/氣化有機地結合起來,并可利用循環(huán)流化床鍋爐的高溫循環(huán)熱灰作為熱載體來熱解或氣化原煤,在得到高質量煤氣和焦油的同時,熱解或氣化后的半焦還可作為燃料送回爐內(nèi)進行燃燒以產(chǎn)生蒸汽,用來發(fā)電與供熱,實現(xiàn)氣、油、熱、電多聯(lián)供[3-5].由于在該多聯(lián)供系統(tǒng)中,高溫循環(huán)熱灰是作為熱量提供者,其流動狀況直接影響著系統(tǒng)的熱效率、熱解產(chǎn)物的分布以及系統(tǒng)的穩(wěn)定性,因此研究循環(huán)灰在該系統(tǒng)中的流動特性具有重要的實際意義.筆者在自行建立的CFB燃燒/熱解雙反應器冷態(tài)試驗裝置上驗證了電廠循環(huán)灰的流動特性,并結合前期所做的研究工作[6-10],為熱態(tài)裝置的設計與優(yōu)化提供依據(jù)和參考.

1 試驗裝置

循環(huán)流化床煤燃燒/熱解雙反應器冷態(tài)試驗裝置示于圖1.除旋風分離器外,其余的組件都由有機玻璃構成,其中提升管的內(nèi)徑為100 mm、高為6.7 m,立管的內(nèi)徑為44 mm、高為3 m.固體顆粒經(jīng)旋風分離器分離后,在料腿內(nèi)保持一定高度的料封,以避免熱解室與旋風分離器互相影響.固體顆粒經(jīng)料腿底端U閥進入底部帶有錐形氣體分布板的熱解室,然后再通過立管底部U閥返回到提升管內(nèi),其中熱解室的截面積為200 mm×200mm,高為770 mm.提升管內(nèi)表觀氣速及進入熱解室的松動氣量分別由不同的流量計進行控制,雙反應器系統(tǒng)的壓力分布則由壓力自動采集系統(tǒng)來完成.圖2給出了熱解室及立管上的壓力測點位置,其中立管上安裝了5個壓力傳感器,在立管底部選一基準點,各壓力測點從下到上距此基準點依次為270 mm、800mm、1 690mm、2 505mm及2 810mm,并在熱解室上安裝了1個壓力傳感器.立管內(nèi)的氣固流動速度分別采用氣體示蹤法與光導纖維進行測量.

試驗所用物料為電廠循環(huán)流化床鍋爐的循環(huán)灰,其堆集密度為1 055 kg/m3,平均粒徑為0.428 mm,最小流化速度為0.112 m/s.

圖1 CFB燃燒/熱解雙反應器冷態(tài)試驗裝置示意圖Fig.1 Schematic of the cold test rig of CFB bi-reactor for combustion and pyrolysis

圖2 熱解室及立管上的壓力測點位置示意圖Fig.2 Schematic of the positions of pressu remeasu rement point in pyrolysis chamber and standpipe

2 結果與討論

2.1 提升管內(nèi)表觀氣速U r的影響

固定立管底部U閥的松動風與流化風,同時調節(jié)旋風料腿底部U閥的輸送風,使旋風料腿內(nèi)的料封保持一定的高度.通過調節(jié)轉子流量計來改變提升管內(nèi)表觀氣速U r的大小,由于CFB鍋爐爐膛內(nèi)截面風速通常為4～6 m/s,所以試驗中的表觀氣速Ur均在此范圍內(nèi)變化.立管內(nèi)壓力分布隨Ur的變化示于圖3.從圖3可知：隨著U r的增加,立管內(nèi)壓力稍有增大但變化不明顯,尤其是立管與熱解室相連位置處的壓力隨Ur的變化很小,這是因為料腿內(nèi)保持有一定高度的料封,料封的存在避免了顆粒從旋風分離器夾帶下來的氣體對熱解室的影響;而且在熱解室上設有模擬熱解氣的出口,因此熱解室內(nèi)的壓力很小.隨著提升管內(nèi)表觀氣速U r的增加,雖然提升管內(nèi)固體顆粒的質量分率減少,但由于熱解室的截面積與立管相比大得多,因此提升管內(nèi)顆粒濃度的變化對熱解室內(nèi)料位高度的影響不大,從而熱解室與立管相連處的壓力隨Ur的變化很小.在U r變化范圍內(nèi),立管內(nèi)為負壓差移動床流動.從圖3可看出：立管內(nèi)負壓差隨著表觀氣速U r的增加而降低,這與采用硅膠顆粒進行試驗時得到的結果相似.

圖3 表觀氣速U r對立管內(nèi)壓力分布的影響Fig.3 Effect of ap parent gas velocity U r on pressure distribution in the standpipe

2.2 系統(tǒng)循環(huán)量G s的影響

在提升管內(nèi)表觀氣速一定的情況下,系統(tǒng)循環(huán)量G s通過改變立管底部U閥的松動風與流化風來調節(jié).立管內(nèi)壓力分布隨循環(huán)量的變化示于圖4.從圖4可看出：除立管入口外,在相同立管高度處,隨著循環(huán)量的增大,該點的壓力也趨于升高.這是由于隨著循環(huán)量的增大,立管內(nèi)顆粒流動速度加快,顆粒對氣體的作用增強所致.在循環(huán)量變化范圍內(nèi),立管內(nèi)為負壓差移動床流動,隨著循環(huán)量的增大,立管內(nèi)負壓差梯度隨之增大,這主要是因為循環(huán)量G s的增加,使得提升管內(nèi)固體濃度和壓降均增加,從而使提升管和立管底部壓力升高,導致立管的負壓差梯度增大.而在熱態(tài)過程中,由于CFB鍋爐的實際循環(huán)量比冷態(tài)試驗中的循環(huán)量大,因此立管內(nèi)的負壓差梯度也隨之增大,同時立管的穩(wěn)定性隨之降低,這主要因為對于一定高度的立管,其移動床料封能力是有限的,即不能超出臨界料封能力(△p/Z)?C,否則就會發(fā)生氣體返竄和料封破壞等情況.而對于該系統(tǒng),必須保證提升管內(nèi)的氧化性氣體不能返竄進入熱解室內(nèi),以免發(fā)生危險.因此,在熱態(tài)過程中,為了保證系統(tǒng)能穩(wěn)定運行,在立管內(nèi)的壓降小于臨界料封能力的條件下還應留有一定的操作余地;同時,還要控制好煤與熱灰在熱解室內(nèi)的停留時間及混合均勻程度,使煤熱解完全后再進入立管,以增加立管運行的穩(wěn)定性.

2.3 熱解室內(nèi)流動狀態(tài)的影響

在熱態(tài)過程中,高溫循環(huán)熱灰作為熱載體與煤在熱解室內(nèi)發(fā)生熱解反應,釋放出大量的熱解氣,熱解氣的逸出會對熱解室內(nèi)的流動狀態(tài)產(chǎn)生影響.為了模擬這種狀態(tài),在冷態(tài)試驗中,在熱解室里加入一定的松動氣量Qa.由固體熱載體-粉煤快速熱解試驗可知：1 kg煤大約可產(chǎn)生0.07 m3左右的煤氣,若以灰煤比為6∶1計,當灰的循環(huán)量為99.36 kg/(m2?s)時,可干餾煤90 kg/h,則可產(chǎn)生約6.3 m3/h左右的煤氣,因此在冷態(tài)試驗中加入到熱解室內(nèi)松動氣量的變化范圍應包括此值.在系統(tǒng)的循環(huán)量為99.36 kg/(m2?s)、提升管內(nèi)表觀氣速為4.95 m/s時,立管內(nèi)的壓力分布隨加入到熱解室內(nèi)松動氣量的變化示于圖5和圖6.當松動氣量Qa小于5.5m3/h時,熱解室內(nèi)為移動床流動,當松動氣量Qa為6m3/h時,熱解室內(nèi)達到流化狀態(tài).從圖5和圖6中可看出：松動氣量Qa對立管上部壓力分布的影響比較明顯,即立管上部同一測壓點位置上的壓力隨著松動氣量Q a的增加而增大,這主要是因為隨著松動氣量Qa的增加,從熱解室流向立管的顆粒所夾帶的氣量也隨之增加,導致顆粒對氣體的壓縮作用增強所致.而且在試驗中可看出：在操作范圍內(nèi),熱解室內(nèi)無論是移動床還是流化床,立管內(nèi)均可保持穩(wěn)定的移動床流動,即熱解室內(nèi)的流動狀態(tài)對立管的穩(wěn)定運行影響不大.可以預測,在熱態(tài)過程中即使熱解氣的正常導出會改變熱解室內(nèi)的流動狀態(tài),但立管也完全能夠保持穩(wěn)定運行.

圖4 循環(huán)量G s對立管內(nèi)壓力分布的影響Fig.4 E ffect of circulating amoun t G s on pressu re distribution in the standpipe

圖5 松動氣量Q a對立管內(nèi)壓力分布的影響(熱解室內(nèi)為移動床)Fig.5 Effect of aeration gas amount Q a on pressu re distribu tion in the standpipe(w ith moving bed in the pyrolysis cham ber)

圖6 松動氣量Q a對立管內(nèi)壓力分布的影響(熱解室內(nèi)為流化床)Fig.6 Effect of aeration gas am ount Q a on p ressure distribution in the standpipe(with fluidized bed in the pyrolysis chamber)

2.4 熱解室內(nèi)壓力的影響

在熱態(tài)過程中,如果熱解氣的導出造成系統(tǒng)故障,導致熱解室內(nèi)的壓力升高,則會影響系統(tǒng)的穩(wěn)定運行.在試驗中發(fā)現(xiàn)：當熱解室內(nèi)壓力升高至5 000 Pa左右時,熱解室上部的U型閥逐漸停止返料,導致料腿內(nèi)的料位高度升高.但由于系統(tǒng)其他操作條件不變,所以熱解室及立管內(nèi)的料位逐漸降低,并最終導致料封破壞,系統(tǒng)癱瘓.料封破壞的時間很短,約為1 min左右,詳細情況參見文獻[11].

2.5 立管內(nèi)的氣固流動速度

立管內(nèi)的氣固流動形式主要取決于立管內(nèi)的滑移速度U sl,而U sl決定了立管內(nèi)移動床的壓力梯度,可由修正的Ergun方程表示[12].當提升管內(nèi)表觀氣速Ur為4.95 m/s時,由于系統(tǒng)循環(huán)量的增加而引起立管內(nèi)壓力梯度與氣固滑移速度之間的變化關系示于圖7.從圖7可知：隨著立管內(nèi)壓力梯度的增加,立管內(nèi)氣固滑移速度也隨之增大,這與Ergun方程預測的結果基本一致.

圖7 G s對立管內(nèi)U sl的影響Fig.7 Effect of G s on U sl in the standpipe

3 結 論

(1)在系統(tǒng)循環(huán)量G s基本不變的情況下,立管內(nèi)的壓力分布隨提升管內(nèi)表觀氣速U r的增加變化不明顯,立管內(nèi)負壓差梯度隨Ur的增加而稍有減小.

(2)在提升管內(nèi)表觀氣速U r一定的情況下,立管內(nèi)負壓差梯度隨著循環(huán)量G s的增加而增大.

(3)熱解室內(nèi)的流動狀態(tài)對立管的料封能力影響不大.

(4)熱解室內(nèi)壓力的變化對立管內(nèi)料封的穩(wěn)定性影響很大.當熱解室內(nèi)的壓力超過某一值時,立管內(nèi)的料封很快被破壞,導致系統(tǒng)無法運行.

(5)修正的Ergun方程可用于CFB燃燒/熱解雙反應器系統(tǒng)中立管內(nèi)移動床流動的描述.

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