大型循環(huán)流化床鍋爐爐膛內床壓擺動的機理

李金晶，呂俊復，龔 鵬，米子德，張清峰

（1.華北電力科學研究院有限責任公司，北京100045；2.清華大學 熱能工程系，熱科學與動力工程教育部重點實驗室，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.為了保證爐膛內二次風的穿透能力，300 MW CFB 鍋爐爐膛采用褲衩腿型雙布風板和大寬深比單布風板2 種結構形式［1］.由于CFB 鍋爐爐膛內流動的不平衡特性，褲衩腿型雙布風板爐膛中出現(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，在特定運行工況下會產(chǎn)生周期性的床壓波動.爐膛兩側的床壓波動曲線在形式上相似，時間上相差約半個周期，這一現(xiàn)象稱為大型CFB鍋爐爐膛內的床壓擺動.在提升段橫截面積不大的條件下，宏觀上床壓擺動現(xiàn)象并不突出.當爐膛的寬度增大到一定數(shù)值，其水平方向上的物料擴散需要一定的時間才能完成時，床內氣固流動在橫向上的不均勻就會表現(xiàn)為床壓擺動，這是寬床面特有的流動現(xiàn)象.

針對褲衩腿型雙布風板爐膛中的“翻床”現(xiàn)象，可以通過小型?；囼炁_研究其機理，但是在小型試驗臺上重現(xiàn)大寬深比單布風板的床壓擺動現(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)的結構在300 MW及以上機組的CFB鍋爐結構設計中應用廣泛，國內外學者對大型CFB 鍋爐主循環(huán)回路內的氣固流動進行了試驗和數(shù)值研究，但這些研究大多關注鍋爐在額定負荷工況下穩(wěn)定運行時的氣固流動特性，針對特定工況下床壓擺動這一動態(tài)過程的研究尚未見相關報道.因此，筆者利用橫向分區(qū)建立數(shù)學模型的思想分析大寬深比爐膛內的物料流動，進而了解床壓擺動的原因和形成條件.

1 試驗設備

由于目前只能在爐膛橫截面積較大的工業(yè)設備上觀測到床壓擺動現(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)過大量工程實踐的積累和改進，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的簡約型結構布置.某1 177t／h CFB 鍋爐爐膛寬度為30.3m，布風板深度為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)，兩側分離器入口關于爐膛中心線對稱，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置在后墻水冷壁，各測點位置如圖1所示.爐膛內為寬篩分粒徑床料顆粒，中位粒徑（篩余質量份額為50%時對應的標準篩孔徑）為0.32 mm，臨界流化速度（冷態(tài)試驗測量值）為0.24m／s.

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

圖1 大型CFB鍋爐爐膛結構示意圖Fig.1 Furnace structure of the large scale CFB boiler

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

2 物料平衡的數(shù)學模型

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

爐膛兩側的床壓擺動實際上代表了爐膛內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鍋爐爐膛內復合壓降模型的方法［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（A）向右側（C）為物料橫向流動的正方向，分別建立爐膛內兩側物料平衡的動態(tài)方程：

式中：t為時間，s；dmA／dt和dmC／dt分別為爐膛左側（A）和右側（C）存料量的變化率，kg／s；qm，ash，A和qm，ash，C分別為左側（A）和右側（C）新進入的固體物料質量流量，kg／s，近似認為與爐膛內該側給煤量成正比；qm，slag，A和qm，slag，C分別為左側（A）和右側（C）的排渣質量流量，kg／s；qm，c，A和qm，c，C分別為左側（A）和右側（C）返料器的返料質量流量，kg／s，近似認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（A）和右側（C）分離器入口的物料質量流量，kg／s，近似認為與分離器入口風量和爐膛上部物料質量濃度成正比［5］；qm，d為爐膛下部由水平擴散引起的物料橫向質量流量，kg／s，近似認為與爐膛兩側的床壓之差成正比，物料由高床壓側向低床壓側流動［6］；qm，e為爐膛上部由氣力攜帶引起的物料橫向質量流量，kg／s，近似認為與爐膛上部的橫向壓差和物料質量濃度成正比，物料由高壓側向低壓側流動［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

不考慮分離器內存料量的變化，建立返料器內物料平衡的動態(tài)方程：

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

爐膛內流動不均勻必將導致橫向壓力分布不均和固體物料的橫向流動，當鍋爐在床壓不穩(wěn)定區(qū)內運行時，固體物料的橫向流動作用明顯得到強化，因而形成了床壓的大幅擺動.為了便于分析爐膛內床壓擺動過程，將床壓擺動的一個周期分為4個階段（見圖4）.為簡化分析，認為在考察的時間段內給煤生成的床料和排渣平衡，即有

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

3 固體物料的轉移過程

爐膛床壓擺動一個周期內qm，e和qm，d的變化如圖5所示，其中定義橫向物料流動的方向從左至右時為正，反之為負.在第1階段中，左側床壓明顯高于右側，可以判斷此時qm，d的方向為從左至右；右側返料器料位壓力持續(xù)降低，可以判斷qm，e的方向為從右至左.第1階段開始時qm，e絕對值大于qm，d，爐膛右側的物料被爐膛上部的氣體橫向攜帶進入左側返料閥中，右側床壓繼續(xù)降低.隨著爐膛上部固體物料質量濃度的減小，qm，e絕對值逐漸減小，爐膛左、右兩側床壓之差繼續(xù)增大，qm，d絕對值增大.當qm，e與qm，d的絕對值相等時，爐膛右側床壓開始升高.第1階段結束時qm，e絕對值減小至0，右側返料器料位壓力不再降低，隨著兩側床壓之差不斷減小，qm，d絕對值逐漸減小，爐膛右側床壓升高變慢.

從第2階段開始，qm，e方向變?yōu)閺淖笾劣?，隨著爐膛上部物料質量濃度的增大，qm，e的絕對值逐漸增大，右側返料器料位壓力開始回升；由于爐膛左側床壓仍高于右側，qm，d方向仍為從左至右，但其絕對值逐漸減小為0，爐膛左側的床壓在qm，e和qm，d的共同作用下迅速下降.當爐膛右側床壓高于左側后，qm，d方向變?yōu)閺挠抑磷螅藭r爐膛左側的床壓主要受qm，e的影響而繼續(xù)降低.第2階段結束時qm，e的絕對值達到極大值.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.

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

爐膛兩側床壓和對應返料器料位壓力變化的動態(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種極端假設進行分析.假設爐膛兩側床壓只受qm，d和qm，e的影響，爐膛左側流化床存料量的減少量應與右側存料量的增加量相等，則爐膛左側床壓曲線的極大值應與右側床壓曲線的極小值對應；同理，若爐膛內不存在橫向物料轉移，只有爐膛與對應返料回路間的物料交換，爐膛單側存料量的增加量應與對應返料器內存料量的減少量相等，則爐膛左側床壓曲線的極大值應與A 返料器料位壓力曲線的極小值對應.因此爐膛床壓擺動是兩方面因素綜合作用的結果.首先爐膛兩側流動不均勻性導致固體物料橫向流動，qm，d和qm，e是爐膛兩側存料量變化的主導因素；其次爐膛與返料器之間的物料交換對床壓擺動產(chǎn)生了一定程度的遲滯作用，這是爐膛兩側存料量變化不完全對稱的重要原因.

4 形成床壓擺動的條件

4.1 大尺度的爐膛截面

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

4.2 多回路并聯(lián)結構

小型CFB鍋爐和傳統(tǒng)的CFB 鍋爐流動試驗臺大多采用單循環(huán)回路結構布置，操作人員主要研究主流方向上運行參數(shù)的變化情況.多回路并聯(lián)結構在大型CFB鍋爐中應用廣泛，尤其是寬床面爐膛內的流動不平衡特性使各回路間的流動差異更加顯著［8］，爐膛內氣體和物料的橫向流動會對各回路的流動狀態(tài)產(chǎn)生很大影響.因此，爐膛內流動均勻性的測量和計算必須考慮爐膛內橫向氣體和物料流動，才能準確預測多回路大型CFB鍋爐的流動特性.

4.3 母管制流化風供給系統(tǒng)

在CFB鍋爐爐膛和返料器中，流化風的供給系統(tǒng)作為固體物料流化的必要條件，主要由流化風機、供風管道、流化風室和布風板組成.當母管制流化風供給系統(tǒng)中某一支路對應的存料量增大時，由于支路內阻力增大，該支路內的流化風風量會相應減小.對于返料器，流化風風量減小，返料質量流量qm，c減小，在分離器入口物料質量流量qm，fo不變的情況下，返料器內的存料量繼續(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，由于一側流化風風量減小，在爐膛上部氣體攜帶的作用下，爐膛另一側的床料會向流化風風量減小的一側轉移，如果一定時間內爐膛下部床料的橫向擴散qm，d不足以抵消qm，e的作用，在風量減小的一側爐膛內會發(fā)生床料堆積，這種短時間內床料的局部堆積過程就是床壓擺動時爐膛一側床壓升高的過程.隨著局部床壓的升高，當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時，原來不斷升高的床壓便開始降低.

4.4 爐膛內特定的流態(tài)

在鍋爐運行工況改變過程中，分別單獨增大二次風風量和一次風風量，爐膛兩側床壓和返料器存料量的變化見圖6.由圖6可知，二次風風量的增大使床壓擺動周期變長，床壓曲線的振幅略有減小.當一次風風量增大后，床壓擺動徹底消失，爐膛內流動恢復至穩(wěn)定狀態(tài).

圖6 風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

風量變化對爐膛內流動的影響主要表現(xiàn)為氣固兩相流態(tài)隨風量的轉變.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，爐膛內流動狀態(tài)為下部鼓泡床和上部揚析夾帶，主循環(huán)回路內的床料主要積存于爐膛下部床層內，它是產(chǎn)生爐膛內床壓擺動的主體，而爐膛上部物料是主循環(huán)回路物料的主體.

當二次風風量增大后，爐膛上部表觀氣速增大至3.1m／s左右，主循環(huán)回路物料質量流量增大，部分床料轉移至返料器中（見圖6），爐膛內總存料量減小使得床壓擺動振幅減小.返料器內存料量的增大增強了返料器的遲滯作用，因此床壓擺動周期變長.增大一次風風量后，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移，爐膛內存料量進一步減??；另一方面爐膛下部由于流化風風速的增大，橫向擴散能力增強，與爐膛上部的氣力攜帶作用達到新的平衡狀態(tài)，床壓擺動消失.

5 結 論

（1）爐膛內氣固流動在橫向上的不均勻導致了固體物料橫向流動qm，d和qm，e，從而形成了特定運行工況下爐膛內的床壓擺動現(xiàn)象.

（2）爐膛與返料器之間的物料交換對床壓擺動具有一定的遲滯作用.

（3）形成床壓擺動的條件為：大尺度的爐膛截面、多條主循環(huán)回路并聯(lián)的結構設計、母管制的流化風供給系統(tǒng)和爐膛內特定的流態(tài).

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