雙支腿循環(huán)流化床爐膛翻床條件與防止控制試驗(yàn)研究

周星龍， 程樂鳴， 岑可法， 謝建文， 黃 軍， 周 棋， 聶 立

（1.神華國華（北京）電力研究院有限公司，北京100025；2.浙江大學(xué) 能源清潔利用國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，杭州310027；3.東方鍋爐集團(tuán)股份有限公司，自貢643001）

作為一項(xiàng)清潔高效的燃煤發(fā)電技術(shù)，循環(huán)流化床（CFB）鍋爐不斷向大型化發(fā)展［1］.為了解決CFB鍋爐大型化過程中出現(xiàn)的爐膛二次風(fēng)穿透不足和顆粒流化不均問題，Lurgi公司提出了“雙支腿”爐膛結(jié)構(gòu)［2］，然而雙支腿爐膛在實(shí)際運(yùn)行中存在床料“翻床”問題，影響鍋爐的安全穩(wěn)定運(yùn)行［3］.

針對雙支腿爐膛的翻床問題，工程師們總結(jié)出不少運(yùn)行與調(diào)試經(jīng)驗(yàn)［4－6］.為深入了解翻床過程，李金晶等［7－9］進(jìn)行了冷態(tài)試驗(yàn)與仿真建模研究，探討了雙支腿床料翻床過程的顆粒輸送機(jī)理.采用計(jì)算流體力學(xué)方法［10－12］，研究者發(fā)現(xiàn)了兩側(cè)爐膛橫向氣體流量對床料流量的主導(dǎo)作用、布風(fēng)板阻力特性對翻床的影響以及兩側(cè)風(fēng)量與床料的互反饋機(jī)理.上述研究提高了人們對翻床問題的認(rèn)識，但是對于工程實(shí)際中不同運(yùn)行參數(shù)下鍋爐是否翻床的預(yù)測和原因分析，以及目前的鍋爐控制邏輯對翻床的控制效果仍缺乏具體的指導(dǎo).

筆者利用雙支腿循環(huán)流化床冷態(tài)試驗(yàn)臺研究了雙支腿爐膛的床料平衡特性，得到不同流化參數(shù)下風(fēng)量和床壓的動態(tài)曲線，基于并行流道阻力特性分析，提出雙支腿爐膛翻床條件的預(yù)測方法，并模擬了控制邏輯對翻床的控制效果，對雙支腿循環(huán)流化床爐膛的安全運(yùn)行具有指導(dǎo)意義.

1 試驗(yàn)裝置及方法

圖1為雙支腿循環(huán)流化床冷態(tài)試驗(yàn)臺示意圖.試驗(yàn)臺主體包括雙支腿爐膛、分離器、立管和回料器.爐膛高5.5m，下部雙支腿段高1m，雙支腿段以上為單爐膛結(jié)構(gòu)，截面長為0.7m，寬為0.4m.爐膛頂部兩側(cè)墻連接6個分離器，呈中心對稱布置.試驗(yàn)臺主要部件由有機(jī)玻璃制成，以保證氣固流動的可視化.

試驗(yàn)臺壓力測口布置見圖2，兩側(cè)支腿爐膛的流化風(fēng)量（QL和QR）采用翼型流量計(jì)配合差壓變送器進(jìn)行在線測量.爐膛的二次風(fēng)風(fēng)量和回料器的回料風(fēng)風(fēng)量采用轉(zhuǎn)子流量計(jì)測量.爐膛兩側(cè)沿高度方向各布置8層壓力測口，其中1層布置于布風(fēng)板以下，用于測量2個流化風(fēng)室壓力（pL0和pR0）；另外7層壓力測口布置于布風(fēng)板以上，用于測量爐膛兩側(cè)不同高度的床壓（pL1～pL7和pR1～pR7），第1～3層位于爐膛雙支腿段，第4～7層位于爐膛上部區(qū)域.通過差壓變送器和數(shù)據(jù)采集儀實(shí)現(xiàn)各測點(diǎn)風(fēng)室壓力和床壓的在線測量，數(shù)據(jù)采集儀的采樣頻率為1次／s.

試驗(yàn)臺運(yùn)行控制參數(shù)主要包括總流化風(fēng)量QT和靜止床料高度H0.試驗(yàn)過程中，在不同靜止床料高度工況下，控制流化風(fēng)量從最大值逐漸減小，直至雙支腿爐膛內(nèi)床料發(fā)生翻床，采集整個過程中床壓和風(fēng)量的數(shù)據(jù)，研究流化風(fēng)量變化過程中左、右雙支腿段爐膛料層阻力的變化情況，并作為雙支腿系統(tǒng)運(yùn)行狀態(tài)理論分析的基礎(chǔ).

圖1 雙支腿循環(huán)流化床試驗(yàn)臺示意圖Fig.1 Schematic diagram of the breeches－legs CFB test rig

試驗(yàn)床料采用白色玻璃珠，其粒徑分布見圖3，平均粒徑dp為114μm，床料真實(shí)密度ρp為2 446 kg／m3，臨界終端速度Ut為0.64m／s.試驗(yàn)在常溫常壓下進(jìn)行，流化介質(zhì)為空氣.

圖3 床料顆粒的粒徑分布Fig.3 Distribution of bed material particle size

2 結(jié)果與分析

2.1 床料翻床的動態(tài)特性

圖4給出了總流化風(fēng)量（QT）逐漸減小直至出現(xiàn)翻床現(xiàn)象過程中流化風(fēng)量的變化曲線，該工況的靜止床料高度H0＝400mm.由圖4可以看出，在QT逐漸減小過程中，一開始QL和QR能夠同步減小.當(dāng)QT減小到約1 300m3／h時，開始發(fā)生翻床，QL瞬間增大，而QR相應(yīng)減小，直至QR減小為零，全部流化風(fēng)都從左側(cè)爐膛通過，整個翻床過程時間約為125s.

圖4 總流化風(fēng)量逐漸減小過程中風(fēng)量的動態(tài)曲線Fig.4 Dynamic curves of various air flow rates during reduction of total fluidization air rate

圖5給出了總流化風(fēng)量逐漸減小過程中床壓偏差的動態(tài)曲線.由不同高度左右側(cè)床壓偏差動態(tài)曲線可見，翻床過程中左右側(cè)床壓偏差與流化風(fēng)量偏差的方向相反，這也反映了雙支腿循環(huán)流化床在床料翻床過程中表現(xiàn)出的阻力與風(fēng)量的正反饋特性.當(dāng)發(fā)生翻床時，右側(cè)爐膛床壓大于左側(cè)爐膛，即右側(cè)爐膛的床料量大于左側(cè)爐膛.根據(jù)能量最小原則，此時流化風(fēng)自然更多地從阻力較小的左側(cè)爐膛通過，反過來又將更多的床料帶到右側(cè)爐膛，這種正反饋?zhàn)饔玫慕Y(jié)果便導(dǎo)致了翻床.

圖5 總流化風(fēng)量逐漸減小過程中床壓偏差的動態(tài)曲線Fig.5 Dynamic curves of bed pressure during reduction oftotal fluidization air rate

2.2 雙支腿的自平衡特性

雙支腿爐膛在某些工況參數(shù)下具有一定的床壓自平衡特性，在自平衡狀態(tài)下兩側(cè)爐膛的流化風(fēng)量和床壓均處于動態(tài)平衡，瞬時的流化風(fēng)量和床壓偏差能夠相互糾正，使兩側(cè)爐膛保持平衡.這種自平衡特性會隨運(yùn)行參數(shù)的變化而變化，如在自平衡狀態(tài)下持續(xù)減小總流化風(fēng)量最終會導(dǎo)致雙支腿翻床現(xiàn)象的發(fā)生.可見，雙支腿爐膛內(nèi)的床料平衡狀態(tài)與運(yùn)行參數(shù)直接相關(guān).

雙支腿爐膛可以視為2個并行氣流通道，其總阻力由風(fēng)道、布風(fēng)板和雙支腿區(qū)料層阻力組成.由于風(fēng)道阻力遠(yuǎn)小于布風(fēng)板和料層阻力，可忽略不計(jì).因此，雙支腿系統(tǒng)的總阻力Δptotal簡化為

式中：Δpd和Δppl分別為布風(fēng)板阻力和雙支腿區(qū)料層阻力，Pa.

布風(fēng)板阻力與流化風(fēng)量的平方成正比.圖6給出了通過試驗(yàn)得到的布風(fēng)板阻力特性曲線.兩側(cè)爐膛的布風(fēng)板阻力特性基本一致，阻力擬合公式為

式中：Q為通過該側(cè)布風(fēng)板的流化風(fēng)量，m3／h.

流化狀態(tài)下的料層阻力與顆粒懸浮質(zhì)量濃度ρsus有關(guān)，忽略壁面摩擦和顆粒加速作用，料層阻力可以根據(jù)Δppl＝ρsusgΔH 計(jì)算.若維持爐膛床料總量不變（即靜止床料高度H0不變），逐漸增大流化風(fēng)量將使?fàn)t膛底部雙支腿區(qū)的顆粒更多地被氣流攜帶至爐膛上部空間，從而使雙支腿區(qū)的顆粒懸浮質(zhì)量濃度減小，爐膛上部區(qū)域顆粒質(zhì)量濃度增大［13］.因此，雙支腿區(qū)的料層阻力隨著流化風(fēng)量的增大而減小.圖7給出了H0＝500mm時雙支腿區(qū)料層阻力隨流化風(fēng)量的變化.料層阻力與流化風(fēng)量的關(guān)系可以近似采用一次函數(shù)的形式進(jìn)行擬合.

圖6 布風(fēng)板阻力與流化風(fēng)量的關(guān)系Fig.6 Pressure drop of air distributor vs.fluidization air rate

圖7 雙支腿區(qū)料層阻力與流化風(fēng)量的關(guān)系Fig.7 Pressure drop of bed－inventory vs.fluidization air rate

根據(jù)Δpd和Δppl的擬合式可以得到雙支腿并行流道系統(tǒng)的總阻力Δptotal與流化風(fēng)量的擬合式.圖8給出了H0＝500mm時Δpd、Δppl和Δptotal隨流化風(fēng)量的變化曲線.由圖8可見，系統(tǒng)總阻力曲線為倒置的拋物線，通過總阻力的曲線形式可以分析雙支腿爐膛的運(yùn)行狀態(tài).

在拋物線對稱軸右側(cè)，Δptotal隨Q增大而增大，兩者為負(fù)反饋關(guān)系，即風(fēng)量增大，阻力增大，從而反過來抑制風(fēng)量的增大.兩側(cè)爐膛的Q和Δptotal將始終保持動態(tài)相等，雙支腿表現(xiàn)出自平衡特性.在拋物線對稱軸左側(cè)，Δptotal隨Q增大而減小，兩者為正反饋關(guān)系，如果由于系統(tǒng)的一個微小波動使兩側(cè)Q不相等，則Q較大的一側(cè)，其Δptotal反而較小，又將反饋回去進(jìn)一步使該側(cè)Q增大，最終系統(tǒng)有2個結(jié)果：

（1）在一側(cè)Q減小過程中，另一側(cè)Q增大并越過了拋物線對稱軸，Δptotal得到回升，而Q減小的一側(cè)Q尚未衰減為零，此時兩側(cè)爐膛的Q分別位于拋物線對稱軸兩側(cè)，理論上系統(tǒng)存在穩(wěn)定狀態(tài)，雖然Q存在較大偏差，但Δptotal是平衡的.

（2）在一側(cè)Q減小而另一側(cè)Q增大的過程中，Q減小的一側(cè)Q衰減為零，而另一側(cè)Q無法到達(dá)對稱軸右側(cè)，或者Q已經(jīng)到達(dá)對稱軸右側(cè)但是Δptotal無法與另一側(cè)抗衡，最終都將導(dǎo)致雙支腿翻床.

圖8 雙支腿系統(tǒng)總阻力與流化風(fēng)量的關(guān)系Fig.8 Total pressure drop of breeches－legs vs.fluidization air rate

用Δptotal＝aQ2＋bQ＋c來表示系統(tǒng)總阻力隨流化風(fēng)量的變化關(guān)系，在H0為300mm、400mm、500mm和600mm的4個靜止床高條件下Δptotal的函數(shù)式見表1，變化曲線見圖9.表1中的臨界翻床風(fēng)量Qcr為雙支腿爐膛的總風(fēng)量，為拋物線對稱軸處風(fēng)量值的2倍.H0主要影響Δppl曲線的斜率，H0越大，爐膛底部雙支腿區(qū)的顆粒質(zhì)量濃度越高，受流化風(fēng)量的影響越小.因此，雙支腿的Qcr隨著H0的增大而減小.通過理論分析得到的試驗(yàn)臺臨界翻床風(fēng)量與試驗(yàn)結(jié)果一致.

表1 雙支腿系統(tǒng)總阻力的函數(shù)表達(dá)式Tab.1 Function for total pressure drop of the breeches－legs system

綜上所述，獲得雙支腿循環(huán)流化床的布風(fēng)板阻力和料層阻力特性曲線，分析雙支腿循環(huán)流化床系統(tǒng)總阻力隨流化風(fēng)量的變化，可以對雙支腿循環(huán)流化床的翻床條件進(jìn)行預(yù)測.

2.3 控制邏輯的平衡效果

為了應(yīng)對翻床問題，目前常用的做法是給工業(yè)過程中的雙支腿循環(huán)流化床鍋爐的分散控制系統(tǒng)（DCS）增加風(fēng)量邏輯控制，根據(jù)兩側(cè)流化風(fēng)量的偏差調(diào)整流化風(fēng)門擋板開度以實(shí)現(xiàn)平衡控制［3］.本文試驗(yàn)系統(tǒng)中也建立了類似的平衡控制系統(tǒng)，采用可編程邏輯控制器（PLC）實(shí)現(xiàn)邏輯控制.當(dāng)試驗(yàn)臺發(fā)生翻床時，控制系統(tǒng)將根據(jù)QL和QR的偏差計(jì)算并調(diào)節(jié)兩側(cè)流化風(fēng)閥門開度，使QL和QR恢復(fù)平衡，從而控制床壓平衡.流化風(fēng)閥門采用通徑為100 mm的電動球閥，全行程動作時間為30s，采用4～20mA標(biāo)準(zhǔn)電流作為輸入輸出信號.控制邏輯的閥門開度的計(jì)算公式為

圖9 不同靜止床料高度下雙支腿系統(tǒng)總阻力隨流化風(fēng)量的變化Fig.9 Total pressure drop of breeches－legs vs.fluidization air rate at different static bed heights

式中：KL、KR分別為左、右爐膛流化風(fēng)閥門的實(shí)時開度；K0為閥門平衡開度；ξ為閥門開度調(diào)節(jié)系數(shù).

圖10和11所示為試驗(yàn)臺處于翻床工況時，在平衡控制系統(tǒng)作用下風(fēng)量和床壓的動態(tài)曲線.該工況參數(shù)為 H0＝400mm，QT＝1 300m3／h.由圖10可見，在系統(tǒng)控制下QL和QR的動態(tài)曲線為2條周期相同、相位相差半個周期的波動函數(shù)，函數(shù)周期約為90s，振幅約為300m3／h.當(dāng)一側(cè)風(fēng)量處于波峰時，另一側(cè)風(fēng)量則處于波谷，總流化風(fēng)量基本保持恒定.由圖11可見，爐膛兩側(cè)床壓偏差曲線同樣為周期波動函數(shù)，且與兩側(cè)風(fēng)量偏差曲線周期相同、相位相差半個周期.實(shí)際上，調(diào)節(jié)閥門開度的控制方法是利用閥門阻力來平衡雙支腿區(qū)料層阻力的偏差，使得雙支腿系統(tǒng)總阻力相同，從而實(shí)現(xiàn)兩側(cè)風(fēng)量和床壓的平衡.

從風(fēng)量邏輯控制的結(jié)果可以看出，雖然通過調(diào)節(jié)流化風(fēng)門開度能夠防止床料翻床，但是在該狀態(tài)下，控制系統(tǒng)需要一直保持介入，床料在雙支腿兩側(cè)爐膛之間往復(fù)地遷移，實(shí)際上并沒有徹底解決翻床問題.因此，對于實(shí)際雙支腿循環(huán)流化床鍋爐來說，該方法只能作為一種翻床發(fā)生時的應(yīng)急控制措施.雙支腿爐膛床料平衡的首要策略是使雙支腿系統(tǒng)處于自平衡狀態(tài)運(yùn)行.

圖10 控制系統(tǒng)作用下的流化風(fēng)量動態(tài)曲線Fig.1 0 Dynamic curves of air flow rate with action of control system

圖11 控制系統(tǒng)作用下的床壓動態(tài)曲線Fig.1 1 Dynamic curves of bed pressure with action of control system

3 結(jié) 論

（1）雙支腿爐膛的自平衡特性與運(yùn)行參數(shù)有關(guān)，自平衡狀態(tài)下兩側(cè)爐膛的流化風(fēng)量和床壓的瞬時偏差能夠相互糾正，兩側(cè)爐膛處于動態(tài)平衡.

（2）獲得布風(fēng)板阻力和料層阻力特性曲線，分析雙支腿循環(huán)流化床系統(tǒng)總阻力隨流化風(fēng)量的變化，可對雙支腿系統(tǒng)的翻床條件進(jìn)行預(yù)測.

（3）當(dāng)流化風(fēng)量大于臨界翻床風(fēng)量時，雙支腿爐膛處于自平衡區(qū)；當(dāng)流化風(fēng)量小于臨界翻床風(fēng)量時，將發(fā)生翻床現(xiàn)象；雙支腿爐膛的臨界翻床風(fēng)量隨著靜止床料高度的增加而減小.

（4）調(diào)節(jié)風(fēng)門開度的方法能夠防止床料翻床，但是并未徹底解決翻床問題.床料平衡的首要策略是使雙支腿系統(tǒng)處于自平衡狀態(tài)運(yùn)行.

［1］程樂鳴，周星龍，鄭成航，等.大型循環(huán)流化床鍋爐的發(fā)展［J］.動力工程，2008，28（6）：817－826.CHENG Leming，ZHOU Xinglong，ZHENG Chenghang，et al.Development of large－scale circulating fluidized bed boiler［J］.Journal of Power Engineering，2008，28（6）：817－826.

［2］ENAULT C.Fluidized bed boiler furnace comprising two hearths separated by an inside leg area：United States，7152537B2［P］.2006－12－26.

［3］孫劍.大型循環(huán)流化床鍋爐燃燒系統(tǒng)特性與建模研究［D］.北京：華北電力大學(xué)，2010.

［4］吳玉平，周嗣林，蔣茂慶.300MW循環(huán)流化床鍋爐翻床現(xiàn)象及處理方法［J］.熱力發(fā)電，2007，36（8）：55－57.WU Yuping，ZHOU Silin，JIANG Maoqing.Bed－overturn phenomenon of underpants leg in 300MW CFB boiler and remedial method thereof［J］.Thermal Power Generation，2007，36（8）：55－57.

［5］陳馳東.雙支腿結(jié)構(gòu)CFB鍋爐長期低負(fù)荷運(yùn)行的危險(xiǎn)點(diǎn)分析及對策［J］.浙江電力，2011，30（5）：39－41，57.CHEN Chidong.Analysis and countermeasures of dangerous points for long－term operation of double supporting leg CFB boiler under low load［J］.Zhejiang Electric Power，2011，30（5）：39－41，57.

［6］趙凱，李前宇，米子德.雙支腿循環(huán)流化床鍋爐的燃燒調(diào)整［J］.華北電力技術(shù)，2007（7）：22－25，39.ZHAO Kai，LI Qianyu，MI Zide.Combustion adjustment of double dipleg CFB boiler［J］.North China Electric Power，2007（7）：22－25，39.

［7］李金晶，胡南，姚宣，等.褲衩腿型循環(huán)流化床爐膛的翻床試驗(yàn)［J］.中國礦業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)，2011，40（1）：54－59.LI Jinjing，HU Nan，YAO Xuan，et al.Experimental study of the bed inventory overturn in pant－legs furnace of CFB boiler［J］.Journal of China University of Mining ＆Technology，2011，40（1）：54－59.

［8］LI J，ZHANG H，YANG H，et al.The mechanism of lateral solid transfer in a CFB riser with pant－leg structure［J］.Energy ＆ Fuels，2010，24（4）：2628－2633.

［9］李金晶，李燕，劉樹清，等.褲衩腿結(jié)構(gòu)循環(huán)流化床鍋爐床料不平衡現(xiàn)象的數(shù)值模擬［J］.動力工程，2008，28（1）：28－32.LI Jinjing，LI Yan，LIU Shuqing，et al.Numerical simulation of the bed material unbalance between the breeches－legs in a circulating fluidized bed boiler［J］.Journal of Power Engineering，2008，28（1）：28－32.

［10］楊志偉，王哲，李政，等.褲衩型循環(huán)流化床動態(tài)數(shù)學(xué)模型研究［J］.動力工程學(xué)報(bào)，2010，30（11）：820－826.YANG Zhiwei，WANG Zhe，LI Zheng，et al.Dynamic mathematic modeling study on circulating fluidized bed with breeches－legs［J］.Journal of Chinese Society of Power Engineering，2010，30（11）：820－826.

［11］孫紀(jì)寧，王哲，楊志偉，等.褲衩腿循環(huán)流化床流動特性及翻床機(jī)理的研究［J］.動力工程學(xué)報(bào)，2010，30（5）：336－341.SUN Jining，WANG Zhe，YANG Zhiwei，et al.Flowing features and mechanism of bed overturn in circulating fluidized bed with breeches－legs［J］.Journal of Chinese Society of Power Engineering，2010，30（5）：336－341.

［12］WANG Z，SUN J，YANG Z，et al.Bed－inventory overturn mechanism for pant－leg circulating fluidized bed boilers［J］.Powder Technology，2011，214（3）：469－476.

［13］周星龍，程樂鳴，張俊春，等.六回路循環(huán)流化床顆粒濃度及循環(huán)流率試驗(yàn)研究［J］.中國電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2012，32（5）：9－14.ZHOU Xinglong，CHENG Leming，ZHANG Junchun，et al.Experiment study on solids suspension density and solids circulating rate in a CFB with six circulating loops［J］.Proceedings of the CSEE，2012，32（5）：9－14.