兩級分離返料循環(huán)流化床的冷態(tài)試驗

郭衛(wèi)國，董鵬飛，朱治平,3，孫國剛，魏宸明,4

(1.中國石油大學(北京)機械與儲運工程學院，北京 102249；2.中國科學院 工程熱物理研究所，北京 100190；3.中國科學院大學 工程科學學院，北京 100049；4.華北電力大學 能源動力與機械工程學院，北京 102206)

循環(huán)流化床在高循環(huán)流率下運行，提升管壓降增大，壓力波動增大，立管需要較高的料位克服提升管和旋風分離器的逆壓差，容易引起立管震動。立管內(nèi)料位過高會使物料壓實，底部物料被吹空，物料太低會導致返料器竄氣，使得分離器分離效率減小，造成大量的床料逃逸[1-5]。為了解決上述問題，目前國內(nèi)外研究主要是提高循環(huán)流化床中旋風分離器的分離效率[6-9]，但循環(huán)流化床運行過程中，難以避免循環(huán)系統(tǒng)的壓力波動導致的立管內(nèi)竄氣，影響分離器性能[10]。為此中國科學院工程熱物理研究所循環(huán)流化床實驗室開發(fā)了兩級分離返料循環(huán)流化床新流程。

兩級分離返料循環(huán)流化床，在單級分離返料結構的基礎上增加一級分離器和返料器，可以實現(xiàn)系統(tǒng)高循環(huán)流率運行條件下，循環(huán)燃料的分級分離進入一級和二級循環(huán)回路，通過一級返料器混合返回爐膛，不僅減小了一級返料器的返料負荷，也增加了固體燃料的停留時間，提高系統(tǒng)整體的碳轉化率和冷煤氣效率。上述流程中一級分離器的性能對系統(tǒng)兩級物料分配關系具有重要影響。

分離器是循環(huán)流化床顆粒循環(huán)的關鍵部件之一，其壓降和分離性能直接影響著循環(huán)流化床的穩(wěn)定運行[11]。Yang等[6]研究了旋風分離器入口氣速對分離效率和壓降的影響規(guī)律，得出存在最大分離效率時的入口氣速。Xie等[12]通過運用顆粒圖像軌跡方法測量循環(huán)流化床的循環(huán)流率，得出旋風分離器的負壓可以表征循環(huán)流化床物料的循環(huán)和回流，也可以表征爐膛物料的流化狀態(tài)。Morin等[7]、Couturier等[13]、Fassani等[14]研究了入口固氣質量比對旋風分離器分離效率影響規(guī)律，得出隨著入口固氣質量比的增大，旋風分離器分離效率先增大后減小，存在最大分離器效率時的入口固氣質量比的結論。慣性分離器是通過氣體與顆粒具有不同的慣性力，實現(xiàn)顆粒分離的一種裝置[15]。與旋風分離器相比慣性分離器具有運行阻力小、熱慣性弱、制造簡單的特點[16]。王肖等[17]研究了顆粒密度、流體流速、顆粒粒徑等參數(shù)對應用于風洞中含塵氣流凈化的撞擊式慣性氣固分離器分離性能的影響。王偉等[18]通過對比常規(guī)分離器的特點，提出了一種慣性分離器結構設計的理論模型，理論上解決了細物料難以分離的問題。林小鵬等[19]通過試驗研究了撞擊式氣固分離器氣流速度、分離部件結構等對分離器阻力特性和分離效率的影響規(guī)律。上述研究是針對旋風分離器和慣性分離器的分離性能，對新型一級低效分離器的研究具有一定參考意義。

學者針對循環(huán)流化床中出現(xiàn)的氣固流動問題進行了研究。循環(huán)流化床循環(huán)各個部件的壓力波動是氣速脈動、氣固相互作用和顆粒之間團聚效應綜合作用的結果[20-21]。Dong等[22]研究得出：隨著操作壓力的升高，循環(huán)流化床系統(tǒng)的循環(huán)流率增大，若分離器捕捉的顆粒不能及時地通過返料器返回爐膛底部，在較高的循環(huán)流率下循環(huán)流化床會出現(xiàn)運行不穩(wěn)定[12]。劉仁桓等[23]分析了顆粒單循環(huán)回路的壓力平衡圖與循環(huán)流化床裝置運行狀態(tài)，得出料腿內(nèi)高密度移動床是保證流化床正常運行的必要條件。Chen等[24]通過研究循環(huán)流化床壓力平衡分布發(fā)現(xiàn)，系統(tǒng)的壓力平衡主要是通過調(diào)節(jié)第二級料腿中的物料停留量來維持。王月等[25]研究了通過增加一級返料器，實現(xiàn)立管和提升管較小的壓力脈動。Rossbach等[26]運用頻率為20～100 kHz的聲波來增強提升管內(nèi)顆粒的分散性，減小顆粒的團簇行為和削弱環(huán)核現(xiàn)象，使得提升管壓力波動減小。上述研究僅得出影響循環(huán)流化床運行穩(wěn)定性的因素和削弱提升管壓力脈動的方法，均未對提升管壓力波動和返料器壓力波動關系進行研究。

1 試驗

1.1 裝置

循環(huán)流化床冷態(tài)試驗臺示意圖如圖1所示，試驗臺可分為爐膛、一級分離返料結構和二級分離返料結構。一級分離返料結構由一級分離器和一級返料器等組成，二級分離返料結構由二級分離器和二級返料器等組成。其中爐膛內(nèi)徑為150 mm，高為3 000 mm。一級分離器為低效分離器，二級分離器為的旋風分離器，筒體直徑均為230 mm，筒體高度均為320 mm。一級分離器入口為徑向連接筒體，二級旋風分離器入口為切向連接筒體。一級返料器和二級返料器均使用U型返料器，一級返料器下降段和一級立管直徑為80 mm，二級立管下降段和二級立管直徑為60 mm。一級分離器和二級分離器的試驗臺使用碳鋼材料，其余結構均使用透明亞克力材質，便于觀察試驗臺物料運行情況。

1—一次風機；2—空氣壓縮機；3—儲氣罐；4—排料口；5—爐膛；6—加料口；7—一級分離器；8—一級蝶閥；9—一級返料器；10—二級分離器；11—二級蝶閥；12—二級返料器；13—布袋除塵器；14—煙囪；15—一級返料器取樣口；16—二級返料器取樣口；P1—爐膛底部壓力；P2—爐膛頂部壓力；P3—一級分離器排氣管壓力；P4—一級立管稀相區(qū)壓力；P5—一級返料器出口壓力；P6—二級分離器排氣管壓力；P7—二級立管稀相區(qū)壓力；P8—二級返料器出口壓力。

兩級分離返料結構的循環(huán)流化床床料一級循環(huán)回路為：爐膛—一級分離器—一級返料器—爐膛；二級循環(huán)回路：爐膛—一級分離器—二級分離器—二級返料器—一級返料器—爐膛。

試驗前，通過一級返料器取樣口和二級返料器取樣口添加床料，至返料器水平段孔口，其余床料通過爐膛加料口加入爐膛內(nèi)。試驗時，開啟一次風機，調(diào)節(jié)流量至設計工況，床料通過一、二級分離器分離后落入返料器下降段，觀察一級返料器和二級返料器下降段物料高度，待物料高度超過返料器上升段時，開啟返料器松動風和返料風，并調(diào)節(jié)至設計工況。二級分離器出口廢氣夾帶逃逸的床料經(jīng)過布袋除塵器后，通過煙囪排出。試驗過程中，通過蝶閥測量循環(huán)流量，觀察記錄返料器下降段料位高度。試驗結束后，稱量除塵器布袋質量，記錄、計算布袋質量變化，并對各級返料器內(nèi)物料進行取樣，測量粒徑。

1.2 結構和床料

1.2.1 一級分離器結構

為了研究一級分離器在循環(huán)流化床系統(tǒng)運行過程中的分離性能，設計了表1所示的3種不同直徑的入口結構。

表1 一級分離器入口結構

1.2.2 床料選取

為了研究不同粒徑范圍的床料在兩級分離返料循環(huán)流化床中的運行狀態(tài)，選取如表2所示的4種不同粒徑分布的床料，試驗循環(huán)床料均為石英砂(河北省靈壽縣金岸礦產(chǎn)品加工廠)，其粒徑分布如圖2所示。

表2 實驗床料

(a)床料粒徑分布(b)床料粒徑頻率分布圖2 實驗床料粒徑分布Fig.2 Particlesizedistributionofexperimentalmaterial

1.3 方法

1.3.1 循環(huán)回路質量流率計算

循環(huán)回路質量流率的測量方法是通過蝶閥進行。在試驗臺穩(wěn)定運行的工況下，瞬間關閉蝶閥，測量物料堆積一定高度所需時間。為了減小蝶閥的關閉給內(nèi)部流場帶來的影響，蝶閥翻板上開有小孔，并附有紗網(wǎng)，使得氣流能過流過蝶閥。循環(huán)回路質量流率的計算公式為

Ms=ρshsAsp/t，

(1)

式中：Ms為循環(huán)回路質量流率，kg/s；ρs為試驗物料的堆積密度，kg/m3；hs為蝶閥料位堆積高度，m；Asp立管截面積，m2；t為料位堆積時間，s。

1.3.2 分離效率計算

分離器的分離效率為分離器捕集的顆粒質量與進入分離器顆粒質量之比。在循環(huán)流化床系統(tǒng)中，床料處于循環(huán)狀態(tài)，由于受整個循環(huán)系統(tǒng)質量平衡和壓力平衡的影響，因此進入分離器器的床料質量處于波動狀態(tài)。為了更好地衡量分離器在循環(huán)回路中的分離效率，本文中運用床料的時均質量流速，計算各級分離器和分離系統(tǒng)的分離效率。

試驗數(shù)據(jù)是通過系統(tǒng)進入穩(wěn)定運行工況后，通過測量試驗臺運行1 h布袋收集的物料量、測量一級立管和二級立管的平均質量流率，計算各級分離器捕捉和逃逸的床料質量流速，得出各級分離器和分離器系統(tǒng)的分離效率計算公式。

一級分離器分離效率η1為

(2)

式中：Ms1為一級立管質量流率，kg/s；Ms2為二級立管質量流率，kg/s；Δm為布袋物料收集質量，kg；Δt為運行時間，s。

二級分離器分離效率η2為

(3)

分離器系統(tǒng)分離效率η為

(4)

1.3.3 分離器入口固氣質量比計算

運用一級立管質量流率和二級立管質量流率的時均質量流速，計算一級分離器入口固氣質量比和二級分離器入口固氣質量比。

一級分離器入口固氣質量比為

(5)

二級分離器入口固氣質量比為

(6)

式中：C1為一級分離器入口固氣質量比；C2為二級分離器入口固氣質量比；Q為一次風速率，m3/s；ρg為空氣密度，kg/m3。

1.3.4 循環(huán)回路質量流率比計算

為了定性表達兩級分離返料循環(huán)流化床物料分配關系，定義循環(huán)回路質量流率比：各級循環(huán)回路質量流率占系統(tǒng)總循環(huán)回路質量流率的百分比。一級循環(huán)回路質量流率比，

(7)

二級循環(huán)回路質量流率比，

(8)

式中：PC1為一級循環(huán)回路質量流率比；PC2為二級循環(huán)回路質量流率比。

1.3.5 壓差測量

循環(huán)流化床壓力測點分布見圖1，壓差測量端口裝有金屬絲網(wǎng)阻止床料堵塞測壓口，壓差傳感器量程為0～10 kPa，靈敏度為20 Pa/mV，采集頻率為10 Hz。試驗過程中，待試驗工況穩(wěn)定運行后，開始進行壓差測量，采樣時間為180 s。

2 結果與討論

2.1 兩級物料分配關系

2.1.1 床料粒徑對兩級物料分配的影響

圖3所示為床料粒徑對一級分離器分離效率的影響規(guī)律。在爐膛流化風速為3 m/s，系統(tǒng)運行床料質量為8 kg，系統(tǒng)分離效率維持在大于99.98%的條件下，隨著床料中位粒徑的減小，一級分離器分離效率從98.02%減小到87.06%。一級分離器入口為徑向與分離器筒體中心連接，其分離示意圖如圖4所示。入口氣流載著顆粒進入筒體，大部分顆粒在慣性力的作用下撞擊筒體失去能量而被分離，小部分細顆粒因其慣性力較小而被上升氣流夾帶逃逸。綜上，床料中位粒徑越小，一級分離器分離效率越低。

圖5所示為床料粒徑對兩級循環(huán)回路物料分配的影響規(guī)律。在爐膛流化風速為3 m/s，系統(tǒng)運行床料質量8 kg不變的條件下，隨著運行床料中位粒徑的減小，在入口固氣質量比和床料粒徑的綜合作用下，一級循環(huán)回路質量流率比先增大后減小，二級循環(huán)回路質量流率比先減小后增大。在相同的爐膛流化風速條件下，從床料A到床料B，入口固氣質量比對一級分離器性能的影響為主導因素。床料B中位粒徑小于床料A，流化風對于細顆粒的曳力夾帶效應更強[27]，流化風夾帶更多的細顆粒進入一級分離器，分離器系統(tǒng)循環(huán)質量流率增大，一級分離器入口固氣質量比增大，分離效率增大，使得床料B一級循環(huán)回路質量流率比大于床料A。從床料C到床料D的過程中，床料粒徑對一級分離器性能的影響為主導因素，由于一級分離器分離效率隨著床料中位粒徑的減小，更多的細床料進入二級循環(huán)回路，因此二級循環(huán)回路質量流率比增大。

圖3 床料粒徑對一級分離器分離效率的影響Fig.3 Effectofmaterialparticlesizeonseparationefficiencyofprimaryseparator圖4 一級分離器示意圖Fig.4 Schematicdiagramofprimaryseparator

(a)兩級循環(huán)回路質量流率比(b)一級分離器入口固氣比圖5 床料粒徑對兩級循環(huán)回路物料分配的影響Fig.5 EffectofbedmaterialparticlesizeonmaterialdistributioninCFBwithtwo-stageseparatedreturn

圖6所示為床料粒徑對二級返料器粒徑的影響規(guī)律。床料C和床料D二級返料器內(nèi)中位粒徑分別為48、36 μm，Geldart C顆粒體積比分別為35.56%、43.48%，因此當二級返料器內(nèi)Geldart C類顆粒體積比大于35.56%時，具有較強的黏聚性，難以流化易產(chǎn)生壁面效應[27-28]，導致床料C和床料D運行過程中，立管內(nèi)存積了部分床料，參與系統(tǒng)循環(huán)的床料質量減小，一級分離器分離效率減小，一級循環(huán)回路質量流率比減小。當床料中位粒徑小于107.3 μm，二級返料器內(nèi)由于床料粒徑較小導致返料不暢，影響系統(tǒng)穩(wěn)定運行。

2.1.2 入口固氣質量比對兩級物料分配的影響

一級分離器為兩級分離返料系統(tǒng)的核心部件，一級分離性能直接影響兩級回路物料的分配。圖7所示為一級分離器入口固氣質量比對一級分離器分離效率的影響規(guī)律。試驗過程中運行床料質量從6 kg增加到9 kg，實現(xiàn)一級分離器入口固氣質量比從3.5增大到6.2，分離效率從90.78%增大到94.12%。一級分離器顆粒在撞擊筒體壁面處會形成如圖8所示的顆粒濃縮層，隨著入口固氣質量比的增大，顆粒濃縮層含量增大[15]，顆粒團聚效應增強，濃縮層內(nèi)顆粒間碰撞次數(shù)增多，分離效率增大。

圖9所示為兩級分離返料循環(huán)流化床裝置運行狀況下，床料為床料B，爐膛流化風速為3.5 m/s，入口固氣質量比對兩級物料分配的影響規(guī)律。入口固氣質量比從3.5增大到6.2，一級循環(huán)回路質量流率比從90.81%增大到94.04%，增幅為3.23%，二級循環(huán)回路質量流率比從9.19%減小到5.96%，降幅為3.23%。隨著入口固氣質量比的增加，一級循環(huán)回路質量流率比增加，循環(huán)系統(tǒng)通過增加一級循環(huán)回路質量流率來提高系統(tǒng)質量流率。一級分離器入口固氣質量比增大，系統(tǒng)循環(huán)質量流率增大，一級分離器分離效率增大，故二級循環(huán)回路質量流率減小，一級循環(huán)回路質量流率比增大。

(a)二級返料器床料粒徑累計分布(b)二級返料器床料粒徑頻率分布圖6 床料粒徑對二級返料器粒徑的影響Fig.6 Effectofbedmaterialparticlesizeonparticlesizeofsecondaryloopseal

圖7 入口固氣質量比對一級分離器分離效率的影響Fig.7 Effectofinletsolid-gasratioonseparationefficiencyofprimary圖8 一級分離器壁面顆粒濃縮層示意圖Fig.8 Schematicdiagramofparticleconcentrationlayeronwallofprimaryseparator

圖9 入口固氣質量比對兩級循環(huán)回路物料分配的影響

2.1.3 入口風速對兩級物料分配的影響

圖10所示為入口風速對一級分離器分離效率的影響規(guī)律。隨著入口風速從8 m/s增大到15 m/s，一級分離器分離效率從92.06%增大到95.20%。入口風速越大，顆粒在一級分離器入口段被氣流加速的初始動量越大，顆粒在向上轉折的氣流內(nèi)所受的離心加速度越大，而入口總風速率不變，對筒體內(nèi)平均風速度影響小，筒體內(nèi)顆粒所受曳力不變，故一級分離器分離效率增大。

圖10 入口風速對一級分離器分離效率的影響規(guī)律

圖11所示為固定一級分離器入口風速率為220 m3/h和入口固氣質量比為3.5，改變一級分離器入口直徑如表1所示a、b、c結構，對應入口風速分別為8、12、15 m/s時的兩級分離返料系統(tǒng)的物料分配規(guī)律。隨著入口風速從8 m/s增大到15 m/s，一級循環(huán)回路質量流率比從95.91%增大到97.80%，增幅為1.89%。二級循環(huán)回路質量流率比從4.09%減小到2.20%，減幅為1.89%。入口固氣質量比恒定時，隨著入口風速的增大，一級分離器分離效率增大，床料逃逸到二級循環(huán)回路質量流率減小，故二級循環(huán)回路質量流率比減小，一級循環(huán)回路質量流率比增大。

圖11 入口風速對兩級循環(huán)回路物料分配的影響

2.2 入口固氣質量比對二級返料器壓力波動的影響

為了考察采用兩級分離返料循環(huán)流化床，爐膛壓力波動對二級循環(huán)回路運行穩(wěn)定性的影響，穩(wěn)定爐膛流化風速為3.5 m/s，運行床料為床料B，測量了穩(wěn)定運行過程中爐膛和二級返料器的3 min內(nèi)壓差值。為了定量對比分析入口固氣質量比對爐膛和二級返料器運行穩(wěn)定性的影響規(guī)律，計算爐膛和二級返料器壓降標準差，其計算公式為

(9)

(10)

不同入口固氣質量比的爐膛和二級返料器壓降標準差計算結果如表3所示。

表3 爐膛和二級返料器壓降平均值和標準差

圖12所示為入口固氣質量比對爐膛和二級返料器壓降的影響規(guī)律。由圖可知，一級分離器入口固氣質量比從3.4增大到4.2，爐膛壓降從4.06 kPa增大到4.72 kPa，壓降標準差增大，壓力波動增大，對應二級返料器壓降從0.99 kPa增加到1.31 kPa，壓降標準差變化較小，運行較穩(wěn)定。爐膛的壓力波動對二級返料器壓力波動影響較小，二級返料器運行穩(wěn)定，二級循環(huán)回路運行穩(wěn)定。爐膛內(nèi)的壓力波動由低頻高幅的不穩(wěn)定性進料和高頻低幅的氣泡潰滅時氣固兩相間相互作用形成，返料器內(nèi)的壓力波動主要是由不穩(wěn)定排料和下降段氣固兩相間的相互作用形成[29]。兩級分離返料循環(huán)流化床系統(tǒng)中二級返料器出口連接一級立管，一級立管內(nèi)顆粒運動狀態(tài)為穩(wěn)定下行的移動床，氣固順流接觸氣固作用力較小，因此二級返料器排料穩(wěn)定，壓力波動較小。二級返料器低頻的壓力波動，主要是由二級立管下降段內(nèi)底部松動風與下行床料之間較強氣固逆流相互作用形成。隨著入口固氣質量比的增大，系統(tǒng)循環(huán)流率增加，爐膛進料不穩(wěn)定性增加，壓降標準差增大，而二級循環(huán)回路質量流率比減小，二級返料器下降段氣固作用減小，一級返料器壓力波動增大，因此，一級返料器料封對爐膛的壓力波動起到阻尼作用，二級返料器壓降壓力波動較小，壓降標準差維持在0.044 kPa左右。

圖12 入口固氣質量比對爐膛和二級返料器壓降的影響

循環(huán)流化床系統(tǒng)具有壓力自平衡的特性，在較高的系統(tǒng)質量流率下，返料器能夠自動調(diào)節(jié)立管內(nèi)床料高度和氣固滑移速度來維持系統(tǒng)的壓力平衡[30]。圖13為兩級分離返料循環(huán)流化床壓力平衡曲線，一級循環(huán)回路壓力平衡公式為

ΔP45=ΔP12+ΔP23，

(11)

式中：ΔP45為一級返料器壓降P5-P4，kPa；ΔP12為爐膛壓降P1-P2，kPa；ΔP23為一級分離器壓降P2-P3，kPa。

二級循環(huán)回路壓力平衡公式為

ΔP78=ΔP36，

(12)

式中：ΔP78為二級返料器壓降P8-P7，kPa；ΔP36為二級分離器壓降P3-P6，kPa。

一級返料器平衡爐膛和一級分離器壓降，二級返料器平衡二級分離器壓降，故一級返料器受爐膛壓力波動影響較大，二級返料器對二級分離器和二級循環(huán)回路運行穩(wěn)定性影響較大。運行過程中，若一級返料器若提供逆壓差不足以平衡爐膛和一級分離器壓降會出現(xiàn)立管竄氣現(xiàn)象，由圖13可得，一級立管稀相區(qū)P4和二級返料器出口處P8的壓降小于一級立管稀相區(qū)P4和一級分離器排氣管P3的壓降，一級返料器反竄的氣體會進入一級分離器筒體內(nèi)，影響一級分離器性能，而對二級返料器不產(chǎn)生影響，故隨著入口固氣質量比的增加，二級返料器壓力波動較小，因此，通過一級返料器消減和過濾了爐膛壓力的波動，阻止爐膛壓力波動傳遞到二級返料器，兩級分離返料循環(huán)流化床二級循環(huán)回路的運行穩(wěn)定。

圖13 兩級分離返料循環(huán)流化床壓力平衡曲線

3 結論

通過兩級分離返料循環(huán)流化床冷態(tài)試驗，研究了不同運行參數(shù)對兩級物料分配和二級返料器壓力波動的影響規(guī)律，為循環(huán)流化床兩級分離返料裝置的設計和放大提供基礎。

1)隨著床料中位粒徑從499.9 μm減小至78.1 μm，一級分離器分離效率從97.02%減小至87.06%；在一級分離器入口固氣質量比和床料粒徑的綜合作用下，一級循環(huán)回路質量流率比先從94.08%增大至96.63%后減小至87.00%。床料粒徑小于107.3 μm，二級循環(huán)回路Geldart C類顆粒體積分數(shù)大于35.56%，二級立管內(nèi)物料流化較差，包含較多的細床料，影響循環(huán)系統(tǒng)穩(wěn)定運行。

2)隨著一級分離器入口固氣比從3.5增大至6.2，一級分離器分離效率從90.78%增大至94.12%，一級循環(huán)回路質量流率比從90.8%增大至94.0%。隨著一級分離器入口風速從8 m/s增大至15 m/s，一級分離器分離效率從92.06%增大至95.20%，一級循環(huán)回路質量流率比從95.9%增大至97.7%。

3)通過兩級分離返料，消減了爐膛壓降波動對分離器運行的影響。隨著爐膛床壓增大，一級分離器入口固氣質量比增大，爐膛床壓波動增大，但二級循環(huán)回路壓降波動不受影響，壓降標準差穩(wěn)定在0.044 kPa左右。