300MW循環(huán)流化床鍋爐屏式受熱面?zhèn)鳠嵯禂?shù)計算及其變化規(guī)律

吳海波，張 縵，孫運凱，呂清剛

（1.中國科學(xué)院 工程熱物理研究所，北京100190；2.中國科學(xué)院研究生院，北京100049）

循環(huán)流化床（CFB）鍋爐由于燃燒效率高、污染物排放低、燃料適應(yīng)性廣以及負(fù)荷調(diào)節(jié)比大等優(yōu)點被廣泛應(yīng)用于蒸汽生產(chǎn)中［1-3］.為了維持合理的爐膛溫度，隨著CFB鍋爐的大型化和蒸汽參數(shù)的不斷提高，屏式過熱器和屏式再熱器得到了廣泛應(yīng)用.由于CFB鍋爐中屏式受熱面的傳熱十分復(fù)雜，因此傳熱系數(shù)計算的正確與否直接關(guān)系到爐膛內(nèi)受熱面的設(shè)計，進而影響到鍋爐的蒸汽參數(shù)、煙氣參數(shù)和實際運行的安全可靠性［4］.

CFB鍋爐爐膛內(nèi)屏式受熱面的傳熱與煤粉鍋爐有著本質(zhì)差別［5-6］.在煤粉鍋爐中，因煙氣中固體顆粒的含量較低，而爐膛內(nèi)煙氣的溫度較高，所以煙氣對受熱面的傳熱以輻射為主.在CFB 鍋爐中，由于爐膛煙氣中固體物料的質(zhì)量濃度較高，同時煙氣溫度較低，僅為850～950 ℃，因此煙氣對受熱面的傳熱以輻射與對流并重，無論是輻射傳熱還是對流傳熱，固體物料的質(zhì)量濃度均對傳熱有非常重要的影響.正確計算爐膛內(nèi)屏式受熱面?zhèn)鳠嵯禂?shù)是大型CFB鍋爐設(shè)計的關(guān)鍵之一，也是區(qū)別于煤粉鍋爐的重要方面.鑒于測量難度和技術(shù)保密的原因，至今國內(nèi)外尚未有公開出版的、能夠用于工程設(shè)計的CFB鍋爐屏式過熱器傳熱計算方法，而完全應(yīng)用理論推導(dǎo)又十分復(fù)雜和困難，因此結(jié)合工程實踐對其進行深入研究具有重要的學(xué)術(shù)價值和應(yīng)用意義.

筆者針對3 臺燃用不同煤質(zhì)的300 MW CFB鍋爐，分別在不同運行工況下對屏式受熱面工質(zhì)側(cè)溫度和壓力以及煙氣側(cè)溫度和壓力等參數(shù)進行了測試，并采用2臺鍋爐的數(shù)據(jù)建立了模型，利用另一臺鍋爐的數(shù)據(jù)對模型進行驗證.在分析傳熱機理的基礎(chǔ)上，筆者結(jié)合現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)建立了屏式受熱面煙氣側(cè)傳熱系數(shù)計算模型.在該計算模型中，充分考慮了屏式受熱面結(jié)構(gòu)尺寸、爐膛溫度、工質(zhì)溫度、壁面黑度以及煙氣速度等因素的影響，并對這些影響因素進行了分析.

1 煙氣側(cè)傳熱系數(shù)的計算模型

CFB鍋爐爐膛內(nèi)屏式受熱面的傳熱包括三個部分：煙氣對流、物料對流和輻射.這3個過程互相影響且不具備嚴(yán)格的可加性，但在工程應(yīng)用范圍內(nèi)通常將其簡化為線性疊加，則可得到基于屏式受熱面平面投影面積的煙氣側(cè)傳熱系數(shù)：

式中：α1為煙氣側(cè)傳熱系數(shù)，W／（m2·K）；αr為爐膛向屏式受熱面的輻射傳熱系數(shù)，W／（m2·K）；αc為爐膛向屏式受熱面的對流傳熱系數(shù)，W／（m2·K）.

1.1 煙氣側(cè)輻射傳熱模型的建立

按照經(jīng)典的輻射傳熱原理，爐膛向屏式受熱面的輻射傳熱系數(shù)受爐膛與屏式受熱面之間的系統(tǒng)黑度ε、爐膛溫度Tb和屏式受熱面金屬外表面壁溫Tw的影響：

式中：σ為斯忒潘-玻耳茲曼常數(shù)，5.67×10-8W／（m2·K4）；ε為系統(tǒng)黑度；Tw為受熱面金屬外表面壁溫，K；Tb為爐膛溫度，K.

根據(jù)受熱面的設(shè)計原則，Tw是工質(zhì)溫度Tf與受熱面管內(nèi)外壁溫差ΔT之和：

ΔT與受熱面管結(jié)構(gòu)、管壁厚度、管壁導(dǎo)熱系數(shù)、熱負(fù)荷以及工質(zhì)傳熱系數(shù)等有關(guān)，按照煤粉鍋爐的計算方法［7］，內(nèi)外壁溫差ΔT為：

式中：δ為管壁厚度，m；β為管外徑與內(nèi)徑比值；λ為管壁金屬導(dǎo)熱系數(shù)，W／（m2·K）；μ為熱散漫系數(shù)；q為管的熱負(fù)荷，W／（m2·K）；α2為管內(nèi)工質(zhì)與受熱面的對流傳熱系數(shù)，W／（m2·K），反映了管內(nèi)工質(zhì)對金屬管壁的冷卻效果.

屏式受熱面與爐膛的系統(tǒng)黑度ε是屏式受熱面壁面黑度εw和爐膛黑度εb的函數(shù)［7］：

式中：εw為屏式受熱面壁面黑度，取0.7～0.9.

在CFB鍋爐中，爐膛黑度εb包括煙氣中氣相的黑度和煙氣中顆粒的固相黑度兩部分.根據(jù)發(fā)射吸收平衡，爐膛黑度與氣相黑度εg和固相黑度εp的關(guān)系為［8］：

而固相黑度為［9］：

式中：B為系數(shù)，取0.5～0.7；εps為物料表面平均黑度，可表示為［10］：

式中：n1、Cε分別為由試驗數(shù)據(jù)確定的常數(shù)；ρp為物料質(zhì)量濃度，kg／m3.

煙氣黑度εg可通過查表得到，也可通過經(jīng)典公式進行計算得到.在工程計算中，重要的是確定氣體在所有光帶范圍內(nèi)輻射能的總和，所以本文通過Hottel經(jīng)典的燃燒氣體輻射黑度圖表［11］（水蒸氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)wH2O和三原子氣體體積分?jǐn)?shù)φ∑）查得煙氣黑度.煙氣黑度εg主要取決于氣體溫度Tg和pcL的值（pc為組分分壓力，L為輻射層厚度），本文中爐膛壓力pf取0.1 MPa.

對于屏式受熱面，煙氣輻射層厚度L參照經(jīng)典的計算方法：

式中：A、B、C分別為相鄰兩片屏之間煙室的高、寬和深，m.

1.2 煙氣側(cè)對流傳熱模型的建立

在本模型中，考慮到受熱面布置特點，煙氣對流傳熱可近似為縱掠平板的傳熱.對流傳熱系數(shù)的大小與顆粒密度、顆粒粒徑、空隙率、煙氣速度以及循環(huán)系統(tǒng)的工作性能有關(guān)，其中，煙氣速度是主導(dǎo)因素.此外，對于300 MW CFB 鍋爐，當(dāng)負(fù)荷一定時，屏式受熱面區(qū)域的顆粒粒徑和空隙率只是在一定的范圍內(nèi)波動，變化不大，所以近似地將對流傳熱系數(shù)看成煙氣速度的函數(shù).已有學(xué)者對爐內(nèi)對流傳熱進行了一系列的研究并給出了相應(yīng)的函數(shù)形式［12］.筆者在此基礎(chǔ)上，根據(jù)實際運行的300 MW CFB鍋爐現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)，列方程求解得到以下經(jīng)驗公式：

式中：v為煙氣速度，m／s；ρp 按平均值計算.

在CFB 鍋爐中，隨著床層高度的增加，軸向空隙率逐漸增大，而物料的質(zhì)量濃度下降，并呈指數(shù)函數(shù)形式分布.雖然不同科研工作者的研究結(jié)果存在差異［13］，但大致分布形式相似，僅僅是系數(shù)的差異.在工程設(shè)計實踐中，通常采用沿高度積分平均而得到一個特征物料質(zhì)量濃度，用于計算屏式受熱面的平均傳熱系數(shù)，然后利用在實際運行鍋爐爐膛內(nèi)不同高度的壓力測量數(shù)據(jù)，用最小二乘法擬合得到：

式中：h為屏式受熱面底部到布風(fēng)板的距離，m；H為爐膛總高度，m.

該模型忽略了爐內(nèi)床料量及顆粒粒度的影響，這是因為國內(nèi)大型循環(huán)流化床鍋爐的運行模式基本上是在恒定床壓下運行.此外，在設(shè)計時，根據(jù)燃用不同煤質(zhì)特性，嚴(yán)格控制入爐煤的粒度，所以在工程應(yīng)用領(lǐng)域可以簡單地將用于傳熱計算的爐內(nèi)平均物料質(zhì)量濃度歸結(jié)為流化速度的函數(shù)，并得到3臺燃用不同煤質(zhì)的300 MW CFB鍋爐的驗證，因此可以作為同容量級CFB鍋爐的工程設(shè)計參考.

總傳熱系數(shù)K按式（12）和式（13）計算，其中分母包括3個部分熱阻：煙氣側(cè)熱阻工質(zhì)側(cè)熱阻和受熱面本身熱阻

式中：α′1為煙氣側(cè)綜合傳熱系數(shù)，W／（m2·K）；α2為工質(zhì)側(cè)傳熱系數(shù)，W／（m2·K）；St為煙氣側(cè)總面積，m2；Sf為工質(zhì)側(cè)總面積，m2；δ1為管子壁厚，m；λ為受熱面金屬導(dǎo)熱系數(shù)，W／（m2·K）.

鰭片對傳熱系數(shù)的影響如下［14］：

式中：P為鰭片面積系數(shù)；ηfin為鰭片利用系數(shù)；α1為煙氣側(cè)傳熱系數(shù).

2 影響總傳熱系數(shù)的因素

采用上述傳熱模型，筆者對某300 MW CFB鍋爐在94%BMCR 負(fù)荷下爐膛內(nèi)屏式受熱面的總傳熱系數(shù)進行計算，并通過改變其中一些關(guān)鍵參數(shù)對總傳熱系數(shù)的變化規(guī)律進行了分析和研究.

2.1 壁面黑度對傳熱系數(shù)的影響

圖1為壁面黑度對屏式受熱面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的影響，這里的壁面黑度是指屏式受熱面管子壁面的黑度.從圖1可以看出：壁面黑度在0.6～0.9變化時，傳熱系數(shù)在138～166 W／（m2·K）變化，說明壁面黑度對屏式受熱面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的影響較大.隨著壁面黑度的增加，傳熱系數(shù)增大.壁面黑度與受熱面的溫度、結(jié)構(gòu)以及材料性質(zhì)等因素有關(guān)，通常情況下根據(jù)經(jīng)驗確定.從圖1的計算可知，正確取定壁面黑度的值對準(zhǔn)確計算屏式受熱面?zhèn)鳠嵯禂?shù)有很重要的意義.

圖1 壁面黑度對屏式受熱面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的影響Fig.1 Effect of wall emissivity on the heat-transfer coefficient of platen heating surface

2.2 爐膛溫度對傳熱系數(shù)的影響

圖2為爐膛溫度對屏式受熱面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的影響.從圖2可知：隨著爐膛溫度的升高，傳熱系數(shù)呈單調(diào)增大.爐膛溫度是影響爐膛傳熱系數(shù)的一個重要因素，這是因為當(dāng)爐膛溫度升高時，輻射傳熱增強.同時，爐膛溫度還影響顆粒對流傳熱系數(shù)：爐膛溫度越高，對流傳熱系數(shù)越大，進而煙氣側(cè)的對流傳熱增強；而且，管壁導(dǎo)熱系數(shù)隨爐膛溫度升高而增大，熱阻減小.

圖2 爐膛溫度對屏式受熱面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的影響Fig.2 Effect of furnace temperature on the heat-transfer coefficient of platen heating surface

2.3 工質(zhì)平均溫度對傳熱系數(shù)的影響

圖3為工質(zhì)平均溫度對屏式受熱面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的影響.從圖3可知：隨著屏式受熱面上工質(zhì)平均溫度的升高，傳熱系數(shù)增大，但其影響幅度比爐膛溫度的影響小.工質(zhì)溫度對傳熱系數(shù)的影響主要表現(xiàn)在對輻射傳熱和對工質(zhì)側(cè)傳熱系數(shù)的影響.隨著工質(zhì)平均溫度的升高，輻射傳熱系數(shù)增大，但工質(zhì)側(cè)的傳熱系數(shù)卻是減小的.綜合上述兩方面因素，總的傳熱系數(shù)隨著工質(zhì)平均溫度的升高而增大.

圖3 工質(zhì)平均溫度對屏式受熱面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的影響Fig.3 Effect of mean steam temperature on the heat-transfer coefficient of platen heating surface

2.4 管壁溫度對傳熱系數(shù)的影響

圖4為管壁溫度對屏式受熱面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的影響.從圖4可知：隨著屏式受熱面管壁溫度的升高，傳熱系數(shù)增大.這是因為隨著管壁溫度的升高，輻射傳熱系數(shù)明顯增大，當(dāng)其他參數(shù)（煙氣速度、溫度等）不變時，管壁溫度的變化對煙氣向管壁的對流傳熱系數(shù)影響不大，一般可忽略不計.

圖4 管壁溫度對屏式受熱面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的影響Fig.4 Effect of wall temperature on the heat-transfer coefficient of platen heating surface

2.5 煙氣速度對傳熱系數(shù)的影響

在CFB鍋爐中，煙氣速度是影響屏式受熱面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的一個關(guān)鍵因素.煙氣速度對傳熱系數(shù)的影響比較復(fù)雜，主要取決于輻射傳熱、氣體對流分量和固體顆粒對流分量的綜合作用.圖5為煙氣速度對屏式受熱面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的影響.從圖5可知：煙氣速度對傳熱系數(shù)的影響較大.隨著煙氣速度的增大，傳熱系數(shù)也逐漸增大.煙氣速度的增大，大大提高了煙氣側(cè)的輻射傳熱和對流傳熱速率.對流傳熱系數(shù)主要受物料質(zhì)量濃度的影響.當(dāng)煙氣速度加快時，屏式受熱面處的物料質(zhì)量濃度增加，對流傳熱系數(shù)增大，且固相黑度也隨著物料質(zhì)量濃度的增加而增大，進而使輻射傳熱系數(shù)也增大.

圖5 煙氣速度對屏式受熱面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的影響Fig.5 Effect of flue gas velocity on the heat-transfer coefficient of platen heating surface

2.6 管間節(jié)距對傳熱系數(shù)的影響

圖6為管間節(jié)距對屏式受熱面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的影響.從圖6可知：當(dāng)受熱面管子的外徑一定時，隨著管間節(jié)距的增大，傳熱系數(shù)減小.這是因為增大管間節(jié)距使得屏式受熱面內(nèi)外面積比增大，即鰭片所占的面積比例增大.研究表明，鰭片的傳熱系數(shù)小于管壁的傳熱系數(shù)，因此鰭片所占面積比例的增大會使傳熱系數(shù)減小.

圖6 管間節(jié)距對屏式受熱面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的影響Fig.6 Effect of tube pitch on the heat-transfer coefficient of platen heating surface

2.7 三原子氣體體積分?jǐn)?shù)對傳熱系數(shù)的影響

圖7為三原子氣體體積分?jǐn)?shù)對屏式受熱面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的影響.從圖7可以看出：傳熱系數(shù)隨著三原子氣體體積分?jǐn)?shù)的增大而增大，但變化幅度較小.因為三原子氣體體積分?jǐn)?shù)主要影響煙氣輻射減弱系數(shù)，三原子氣體體積分?jǐn)?shù)越大，煙氣輻射減弱系數(shù)越大，導(dǎo)致煙氣黑度增大，傳熱系數(shù)增大，但三原子氣體體積分?jǐn)?shù)對傳熱系數(shù)的影響較小.

圖7 三原子氣體體積分?jǐn)?shù)對屏式受熱面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的影響Fig.7 Effect of triatomic gas volumetric fraction on the heattransfer coefficient of platen heating surface

3 結(jié) 論

（1）根據(jù)電廠現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)并結(jié)合以往對CFB鍋爐傳熱系數(shù)的研究成果，建立了屏式受熱面煙氣側(cè)的傳熱模型.該模型可用于300 MW CFB鍋爐屏式過熱器和屏式再熱器的傳熱計算，可供300 MW CFB鍋爐設(shè)計、調(diào)試和運行時參考.

（2）通過對某300 MW CFB 鍋爐在94%BMCR 負(fù)荷下屏式受熱面?zhèn)鳠嵯禂?shù)進行計算和分析表明：煙氣速度、爐膛溫度和壁面黑度對傳熱系數(shù)的影響較大.本文建立的傳熱模型能夠合理地反映各主要因素對CFB鍋爐屏式受熱面?zhèn)鳠岬挠绊?

［1］張縵，別如山，王鳳君.超臨界循環(huán)流化床鍋爐技術(shù)特點比較［J］.熱能動力工程，2009，24（3）：272-276. ZHANG Man，BIE Rushan，WANG Fengjun.Technology comparison of supercritical circulating fluidized bed boiler［J］.Thermal Energy and Power Engineering，2009，24（3）：272-276.

［2］呂清剛，宋國良，孫運凱.690t／h循環(huán)流化床鍋爐設(shè)計特點與運行特性分析［J］.動力工程學(xué)報，2010，30（12）：899-903. Lü Qinggang，SONG Guoliang，SUN Yunkai.Analysis on design features and operation characteristics of a 690t／h circulating fluidized bed boiler［J］.Journal of Chinese Society of Power Engineering，2010，30（12）：899-903.

［3］蔣敏華，孫獻斌.大型循環(huán)流化床鍋爐的開發(fā)研制［J］.中國電機工程學(xué)報，2007，27（23）：51-56. JIANG Minhua，SUN Xianbin.Research and development of large CFB boilers in China［J］.Proceedings of the CSEE，2007，27（23）：51-56.

［4］初云濤，周懷春，程強，等.電站鍋爐過熱系統(tǒng)分布式傳熱模型及其應(yīng)用［J］.中國電機工程學(xué)報，2007，27（11）：62-67. CHU Yuntao，ZHOU Huaichun，CHENG Qiang，et al.A distributed model for heat transfer of boiler superheater system and its application［J］.Proceedings of the CSEE，2007，27（11）：62-67.

［5］董芃，溫龍.循環(huán)流化床傳熱研究的綜述［J］.熱能動力工程，1990，5（6）：30-36. DONG Peng，WEN Long.A review of circulating fluidized bed heat transfer research［J］.Thermal Energy and Power Engineering，1990，5（6）：30-36.

［6］李燕，李文凱，吳玉新，等.循環(huán)流化床鍋爐翼形墻受熱面壁溫特性分析［J］.熱能動力工程，2009，24（3）：362-366. LI Yan，LI Wenkai，WU Yuxin，etal.The temperature characteristic analysis of wing wall in circulating fluidized bed boiler［J］.Thermal Energy and Power Engineering，2009，24（3）：362-366.

［7］古爾維奇，庫茲涅佐夫.鍋爐機組熱力計算標(biāo)準(zhǔn)方法［M］.北京鍋爐廠，譯.北京：機械工業(yè)出版社，1976：113-115.

［8］ZENSIN T，MAINTAONSIN S.Homogeneous and heterogeneous catalys［M］.Tokyo，Japan：Whansan CO.，1983.

［9］呂俊復(fù)，田勇，彭曉峰.循環(huán)流化床內(nèi)顆粒運動與傳熱分析［J］.化工學(xué)報，2003，54（9）：1224-1228. LüJunfu，TIAN Yong，PENG Xiaofeng.Analysis of particles motion and convection heat transfer in circulating fluidized bed［J］.Journal of Chemical Industry and Engineering，2003，54（9）：1224-1228.

［10］呂俊復(fù)，岳光溪.氧化鈣條件下焦油主要組分的催化裂解［J］.清華大學(xué)學(xué)報，1997，37（2）：11-14. LüJunfu，YUE Guangxi.Catalytic cracking reactions of tar components over CaO［J］.Journal of Tsinghua University，1997，37（2）：11-14.

［11］HOYT C H，ADEL F S.Radiative transfer［M］.New York，USA：McGraw-Hill，1967.

［12］張瑞卿，楊海瑞，呂俊復(fù)，等.循環(huán)流化床鍋爐爐膛的傳熱計算［J］.動力工程學(xué)報，2011，31（4）：248-252. ZHANG Ruiqing，YANG Hairui，Lü Junfu，etal.Calculation of heat transfer in furnace of a circulating fluidized bed boiler［J］.Journal of Chinese Society of Power Engineering，2011，31（4）：248-252.

［13］駱仲泱，倪明江，岑可法.循環(huán)流化床流體動力特性的試驗研究［J］.浙江大學(xué)學(xué)報，1987，21（6）：84-92. LUO Zhongyang，NI Mingjiang，CEN Kefa.Experimental study of the hydrodynamic characteristics in circulating fluidized bed boiler［J］.Journal of Zhejiang University，1987，21（6）：84-92.

［14］ARMSTRONG J，WINSTANLEY D.A review of staggered array pin fin heat transfer for turbine cooling applications［J］.Journal of Turbomachinery，1988，110（1）：94-103.