循環(huán)流化床鍋爐爐膛熱力計算

1、循環(huán)流化床鍋爐爐膛熱力計算循環(huán)流化床鍋爐爐膛熱力計算 循環(huán)流化床鍋爐爐膛熱力計算循環(huán)流化床鍋爐爐膛熱力計算程樂鳴程樂鳴, , 岑可法岑可法, , 倪明江倪明江, , 駱仲泱駱仲泱（浙江大學熱能工程研究所，能源清潔利用與環(huán)境（浙江大學熱能工程研究所，能源清潔利用與環(huán)境工程工程教育部重點實驗室，教育部重點實驗室，浙江浙江 杭州杭州 310027310027）摘摘 要要：結合作者在循環(huán)流化床鍋爐傳熱和設計理論研究及實踐的基礎上，提出一種循環(huán)流化床鍋爐爐膛的熱力計算方法，包括循環(huán)流化床鍋爐爐膛的幾何尺寸確定、爐膛熱量平衡和爐膛傳熱計算?？紤]循環(huán)流化床鍋爐爐型不同，其熱力計算方法有所不同，該方法針對采用

2、高溫分離裝置的循環(huán)流化床鍋爐，提出的計算方法可用于一般高溫分離的循環(huán)流化床鍋爐的設計計算，其余爐型可在此基礎上根據(jù)具體爐型特點修改使用。 關鍵詞關鍵詞：循環(huán)流化床鍋爐；鍋爐設計；熱力計算1 1 引言引言 循環(huán)流化床鍋爐燃燒效率高，污染排放低，燃料適應性廣，被廣泛應用于蒸汽生產(chǎn)中。隨著循環(huán)流化床鍋爐的發(fā)展，其容量和規(guī)模都在增大。目前美國在建的 300 MWe 循環(huán)流化床鍋爐即將投入運行，600 MWe 容量的循環(huán)流化床鍋爐也已在設計中。利用國內技術生產(chǎn)的 35 t/h、75 t/h 循環(huán)流化床鍋爐有大量運行，目前國內投入運行的最大循環(huán)流化床鍋爐是高溫高壓 420 t/h 容量的鍋爐，高溫高壓 4

3、50 t/h 循環(huán)流化床鍋爐也已在建，但運用的是國外技術。 在循環(huán)流化床鍋爐的開發(fā)與發(fā)展過程中，各設計單位和鍋爐制造廠家開發(fā)出各種爐型，針對各自不同的爐型采用各自的熱力計算方法，即使是相同的爐型設計方法也可能不同，各有特點。這與煤粉鍋爐和鼓泡流化床鍋爐在設計過程中有統(tǒng)一的熱力計算方法1可供參考不同。有關循環(huán)流化床鍋爐熱力計算方法在文獻中也少見發(fā)表。本文結合作者在循環(huán)流化床鍋爐傳熱和設計理論研究及實踐的基礎上，建立了一種簡單的循環(huán)流化床鍋爐爐膛熱力計算方法2-9。 與一般沸騰燃燒鼓泡流化床鍋爐不同，循環(huán)流化床鍋爐類型較多，爐型不同，其熱力計算方法有所不同。本方法針對采用高溫分離裝置的循環(huán)流化床鍋

4、爐，提出的計算方法可用于一般高溫分離的循環(huán)流化床鍋爐的設計計算，其余爐型可在此基礎上根據(jù)具體爐型特點修改使用。典型的高溫分離器型循環(huán)流化床鍋爐采用高溫立式旋風分離器，安置在鍋爐爐膛上部煙氣出口處。離開爐膛的大部分顆粒，由高溫分離器所捕集并通過固體物料再循環(huán)系統(tǒng)從靠近爐膛底部的物料回送口送回爐膛。經(jīng)高溫分離器分離后的高溫煙氣則進入尾部煙道，與布置在尾部煙道中的受熱面進行換熱后排出。計算中未考慮添加石灰石的影響，若添加石灰石，則入爐熱量、灰濃度和煙氣量等有變化，需修正。2 2 循環(huán)流化床鍋爐爐膛幾何尺寸的確定循環(huán)流化床鍋爐爐膛幾何尺寸的確定2.12.1 爐膛橫截面積爐膛橫截面積 循環(huán)流化床鍋爐爐膛

5、一般由膜式水冷璧構成，其傳熱面積以通過水冷璧管中心面的面積計算。若爐膛由輕型爐墻或敷管爐墻構成，則需考慮角系數(shù)的影響。 爐膛尺寸的確定主要包括爐膛密相區(qū)和稀相區(qū)的長、寬、高以及是否有截面收縮等確定。 爐膛橫截面積的確定取決于床層運行風速或截面熱負荷的選取。密相區(qū)的運行風速類似于鼓泡流化床。一般循環(huán)流化床鍋爐稀相區(qū)運行風速在 37 m/s之間，考慮磨損的危險性和為降低風機能耗，可選取運行風速在 46 m/s 左右。運行風速數(shù)值與燃料種類也很有關系。截面熱負荷的選擇與運行風速的選擇是相關的，實際上只要燃料和過剩氧量確定，運行風速與截面熱負荷中只要一個參數(shù)確定后，另一個參數(shù)也隨之確定。截面熱負荷一般

6、可選擇在 34 MW/m2左右2。2.22.2 爐膛深度爐膛深度 爐膛橫截面積確定后，根據(jù)爐膛長寬比確定爐膛的長寬。爐膛的深度一般不超過 8 m，以保證二次風的穿透，長寬比以 1:1 至 2:1 都是合適的。具體在確定爐膛的長、寬比時，一般還應考慮尾部受熱面的布置，使之相適應2。2.32.3 爐膛密相區(qū)高度爐膛密相區(qū)高度 若循環(huán)流化床鍋爐有二次風，則其密相區(qū)與稀相區(qū)的分界面取二次風入口高度平面。對于沒有二次風或三次風的情況，或負荷變化較大時，若H0為靜床料高，則其密相區(qū)高度Hden可通過計算膨脹比Rden得到10 (1)Rden可用下式計算：當 時， (2)當 時， (3)式中 Ug為床層運行

7、風速；Ut為顆粒終端速度；dp為顆粒平均粒徑；rp為顆粒密度。2.42.4 爐膛高度爐膛高度 循環(huán)流化床鍋爐爐膛高度是循環(huán)流化床設計的一個關鍵參數(shù)。爐膛越高，則鍋爐鋼架就越高，因而鍋爐的造價也會提高。因此，在滿足鍋爐和爐膛的下述要求下，盡可能地降低爐膛高度。一般地，爐膛高度應滿足以下條件： （1）保證分離器不能捕集的細粉在爐膛內一次通過時能夠燃盡； （2）爐膛高度應容納爐膛能布置全部或大部分蒸發(fā)受熱面； （3）爐膛高度應保證返料機構料腿一側有足夠的靜壓頭，從而使循環(huán)流化床鍋爐有足夠的循環(huán)物料在循環(huán)回路中流動； （4）爐膛高度應保證脫硫所需最短氣體停留時間； （5）爐膛高度應和循環(huán)流化床鍋爐的尾

8、部煙道或對流段所需高度相一致； （6）爐膛高度應保證鍋爐在設計壓力下有足夠的自然循環(huán)。 具體設計時，一般可根據(jù)常規(guī)循環(huán)流化床鍋爐的爐膛高度確定一個數(shù)值，布置受熱面是否足夠，然后考慮分離器的切割直徑，再根據(jù)上述（1）的要求考慮固體顆粒的燃盡和其他的要求條件，使之滿足上述要求，若條件容許偏高些為好2。3 3 循環(huán)流化床鍋爐循環(huán)倍率循環(huán)流化床鍋爐循環(huán)倍率n n 循環(huán)流化床鍋爐循環(huán)倍率是循環(huán)物料重量與計算給煤重量的比值，其值的選取比較經(jīng)驗，可參考表 1。表 1 鍋爐循環(huán)倍率項目較高脫硫效率不考慮脫硫 劣質燃料循環(huán)倍率n205010201104 4 密相區(qū)和稀相區(qū)的燃燒份額密相區(qū)和稀相區(qū)的燃燒份額d d

9、 密相區(qū)和稀相區(qū)的燃燒份額受燃料粒徑、煤種、流化風速、一二次風率、床層溫度等諸多因素影響，尤其是煤種的影響較大，如揮發(fā)份高易爆的煤在密相區(qū)的燃燒份額會降低。在目前缺乏數(shù)據(jù)的情況下，設計時可以參考有關不同煤種的燃燒特性試驗數(shù)據(jù)取值2。一般地，固體顆粒粒徑越大，燃燒份額相對增加。如果采用寬篩分燃料，可以采用鼓泡流化床計算標準中推薦的方法并考慮一次風率的影響而求取。5 5 爐底排渣量與飛灰量比爐底排渣量與飛灰量比 爐底排渣量和飛灰量之比受許多因素影響，其中隨煤的特性、床內物料粒徑、和運行速度的變化較大，其取值相當經(jīng)驗，一般可在 0.2-1 間。6 6 焓溫表中爐膛內飛灰焓焓溫表中爐膛內飛灰焓I If

10、hfh的計算的計算 在計算焓溫表爐膛內的飛灰焓時，對于分離器前部分需考慮循環(huán)固體顆粒的影響，其飛灰焓Ifh以下式計算： (4)式中 ch和Jh分別為灰的比熱和溫度；Aar為煤收到基灰分；afh為飛灰份額；Cfh為爐膛出口飛灰含碳量；q4為機械不完全燃燒損失。計算密相區(qū)的飛灰焓時，上式中的Cfh和q4應代以密相區(qū)出口飛灰含碳量C*fh和密相區(qū)機械不完全燃燒損失q4ft。7 7 密相區(qū)和稀相區(qū)熱量平衡密相區(qū)和稀相區(qū)熱量平衡 密相區(qū)的入爐熱量Ql： (5)式中 Qr為鍋爐輸入熱量；q3為化學不完全燃燒損失；q6lh為爐底排渣損失；x為一次風率；aft為密相區(qū)出口處的名義空氣過剩系數(shù)；Ilk0為理論冷

11、空氣焓，Iflh為分離灰焓。 埋管受熱面吸熱量Qm： (6)式中 j為保熱系數(shù)；Bj為計算給煤量；Ift為密相區(qū)煙氣焓。 帶入稀相區(qū)的熱量Qxx： (7)其中 Daxx為稀相區(qū)漏風系數(shù)。稀相區(qū)吸熱量Qxx： (8)式中 Ix為煙氣在稀相區(qū)的出口焓。8 8 循環(huán)流化床鍋爐爐膛傳熱計算循環(huán)流化床鍋爐爐膛傳熱計算8.18.1 爐膛下部密相區(qū)的傳熱計算爐膛下部密相區(qū)的傳熱計算 循環(huán)流化床鍋爐爐膛密相區(qū)的流體動力特性屬紊流流態(tài)化，和鼓泡床密相區(qū)相似，若循環(huán)流化床密相區(qū)中布置有埋管受熱面，其傳熱計算可直接參照鼓泡流化床中計算傳熱系數(shù)的方法進行方法。由于一般地循環(huán)流化床鍋爐床內運行風速比鼓泡流化床高，計算時

12、有關床層空隙率數(shù)值的選取應根據(jù)情況適當增大1。8.28.2 爐膛上部稀相區(qū)的傳熱計算爐膛上部稀相區(qū)的傳熱計算h 循環(huán)流化快速床中，包括含分散固體顆粒(固體顆粒分散相)的連續(xù)上升氣流和相對密的顆粒團兩部分。根據(jù)循環(huán)流化床的流體動力特性，可以將稀相區(qū)橫截面分為中心核心區(qū)和壁面環(huán)形區(qū)兩部分。在核心區(qū)，顆粒在其中由下向上運動，固體顆粒濃度較?。辉诖搀w壁面為密相環(huán)形區(qū)中，固體顆粒匯集成各種不同的密相結構（顆粒團），顆粒團與固體顆粒分散相在其中交替地與床壁面接觸，沿傳熱壁面下滑、離散（圖 1）。注： Tw壁面溫度；Ta環(huán)形區(qū)溫度；Tc核心區(qū)溫度；s密相區(qū)環(huán)形厚度；Upa壁面環(huán)形區(qū)內的顆粒速度；Upc核心區(qū)

13、內的顆粒速度圖 1 連續(xù)上升的固體顆粒分散相和沿壁面下滑的顆粒團 假定cs是被顆粒團覆蓋的壁面面積的平均百分率，用hconv表示對流傳熱系數(shù)，hr表示輻射傳熱系數(shù)，則壁面的平均傳熱系數(shù)可表示為hconv與hr之和(對于壁面來說忽略氣相傳熱)： (9) 式中 hcs和hd分別為顆粒團與固體顆粒分散相的對流傳熱系數(shù)，hcsr和hdrcs 在任何時刻，循環(huán)流化床鍋爐壁面的一部分被顆粒團所覆蓋，其余部分則暴露在固體顆粒分散相中（圖 1）。顆粒團覆蓋壁面的時均覆蓋率cs可由下式計算： (10)參數(shù)K的取值范圍 Basu11建議取為 0.5。程樂鳴等7提出對于循環(huán)流化床密、稀相區(qū)K值取不同數(shù)值。對于稀相區(qū)

14、，推薦K=0.1；對于密相區(qū)，推薦K=0.25。此值仍需考察。壁面空隙率ewe3.811，e為稀相區(qū)空隙率， ，rxx是稀相區(qū)固體顆粒濃度。ecs為顆粒團中的空隙率，可取值為臨界流態(tài)化下的空隙率值；Y為固體顆粒相中固體顆粒的百分比，可取Y1-ehconv 對流傳熱包括顆粒團與顆粒分散相的對流傳熱兩部分，根據(jù)(9)，對流傳熱系數(shù)hconv以下式表示， (11) （1）顆粒團與壁面間對流傳熱系數(shù)hcs 顆粒團沿著壁面下滑，在與壁面接觸一段時間后，顆粒團或者破裂消失或者運動到別處。顆粒團與壁面接觸時，其初始溫度為床溫，這樣，顆粒團與壁面間產(chǎn)生非穩(wěn)態(tài)傳熱?？焖俅仓蓄w粒團與壁面間的傳熱熱阻主要有兩部分，

15、一是與壁面的接觸熱阻，二是顆粒團本身的平均熱阻（圖2）。圖 2 壁面與顆粒團間的傳熱 假定傳熱只在水平方向由壁面?zhèn)魅腩w粒團，而忽略豎直方向的任何傳熱量，則壁面與顆粒團間的傳熱系數(shù)可用下式表示 (12)式中 hw為壁面接觸傳熱系數(shù)；he為常溫壁面向均勻半無限介質的不穩(wěn)態(tài)導熱過程中的有效傳熱系數(shù)。 對于鍋爐內的情況，連續(xù)傳熱面較長，顆粒團的貼壁時間就會長些。這時與接觸熱阻相比，顆粒團中的非穩(wěn)態(tài)導熱阻較為重要，這就減弱了固體顆粒徑對傳熱系數(shù)的影響，對于顆粒團貼壁時間較短的情況，傳熱限于顆粒群的貼壁層。 1) 常溫壁面向均勻半無限介質不穩(wěn)態(tài)導熱過程中的有效傳熱系數(shù)he若顆粒團與傳熱壁面的接觸時間為tc

16、s，則其平均傳熱系數(shù)為 (13)式中 Kcs為氣固顆粒團的有效導熱系數(shù)。即 Mickley 和 Fairbanks12根據(jù)顆粒團理論推導所得。 上式中，顆粒團與壁面的導熱情況取決于其在壁面的停留時間tcs。貼壁的顆粒團在重力作用下加速下滑，同時受到壁面的阻力與向上氣流的曳引力作用。圖 1 中，在壁面?zhèn)鳠崦娴纳喜縕0位置，形成一空隙率為ecs，溫度為Ta0（假定與床溫相同）的顆粒團，該顆粒團與壁面接觸，沿壁面以Upa的速度下滑至Z1位置，在壁面上的特征停留長度為Lcs，這樣，顆粒團的每一部分在壁面上的停留時間tcs就可以如下式計算： (14)式中 Lcs根據(jù) Wu 等13的試驗求出， ，其中rs

17、usp取邊壁區(qū)固體顆粒濃度，rusp=(1-ew) rp。Upa是固體顆粒貼壁下滑速度，可取值為 1.2 2.0 m/s。 氣固顆粒團的有效導熱系數(shù)Kcs，推薦采用 Xavier 和 Davidson14提出的下式來計算。 (15)式中 Kp和Kg分別為固體顆粒和氣體的導熱系數(shù)；rg為氣體密度；Cg是氣體比熱；Umf為臨界流化速度。 在公式適用范圍內，該式與采用其它方法計算的顆粒團的有效導熱系數(shù)基本一致，而采用該式的優(yōu)點是該式還考慮了空氣密度的影響。 顆粒團密度 rcs=(1-ecs)rp+ecsrg， 顆粒團比熱 Ccs=(1-ecs)Cp+ecsCg。 2) 顆粒團與壁面間氣膜傳熱系數(shù)hw

18、 關于顆粒團與壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)hw，可根據(jù)顆粒團與壁面接觸間的相應氣體薄層厚度的熱阻計算，顆粒團與壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)可用氣體間隙厚度來計算： (16)根據(jù)試驗，在模型中選取參數(shù)n=2.5。 （2）固體顆粒分散相的傳熱系數(shù)hd 循環(huán)流化床鍋爐的壁面并不總是與顆粒團接觸的。在與兩顆粒團接觸之間，壁面與床中的上升氣流接觸，在上升氣流中含有分散相的固體顆粒。對流傳熱系數(shù)項中的固體顆粒分散相的傳熱系數(shù)hd的計算，選用 Wen 和 Miller15基于稀相氣-固混合物而導出的傳熱系數(shù)計算公式近似計算： (17)式中 Cp為固體顆粒比熱；rdis為固體顆粒分散相的密度，其值可經(jīng)由Yrp+(1-Y)rg計算，Uthr

19、輻射傳熱是循環(huán)流化床鍋爐中傳熱的一種重要方式，尤其是在高溫(700)和低床密度(30 kg/m3)的情況下。循環(huán)流化床鍋爐中的輻射傳熱包括兩部分，一部分主要來自與壁面接觸的顆粒團的輻射，另一部分是固體顆粒分散相壁面的輻射。床層向壁面的總輻射系數(shù)根據(jù)式(9)： (18)式中 hcr為來自與壁面接觸的顆粒團的輻射；hdr為固體顆粒分散相向壁面的輻射。 （1）固體顆粒分散相對壁面的輻射傳熱系數(shù)hdr對于大型循環(huán)流化床鍋爐，床吸收率ed可根據(jù)下式計算16： (19)式中 ep為顆粒表面的吸收率。對各相同性漫反射B0.5，對漫反射顆粒B0.667。 固體顆粒分散相的輻射傳熱系數(shù)hdr可以根據(jù)下式計算：

20、(20)式中 es為傳熱表面的吸收率；s為斯蒂芬-波爾茲曼常數(shù)；Tb是稀相區(qū)床溫；Ts為表面溫度。 （2）顆粒團對壁面的輻射傳熱系數(shù)hcsr 顆粒團的輻射系數(shù)hcsr，可將式(20)中的ed換成ecs同樣進行計算。顆粒團的吸收率ecs可由下式計算: (21)9 9 結論結論 本文結合作者在循環(huán)流化床鍋爐傳熱和設計理論研究及實踐的基礎上，針對采用高溫分離裝置的循環(huán)流化床鍋爐，提出一種簡單的循環(huán)流化床鍋爐爐膛熱力計算方法，可用于一般高溫分離的循環(huán)流化床鍋爐的設計計算，其余爐型可在此基礎上根據(jù)具體爐型特點修改使用。參考文獻參考文獻1 工業(yè)鍋爐技術手冊層狀燃燒和沸騰燃燒工業(yè)鍋爐熱力計算方法編寫組 (E

21、ditorial group of technical handbook of industrial boilersThermal calculation method for grate-firing and bubbling fluidized bed industrial boilers). 工業(yè)鍋爐技術手冊（1）層狀燃燒和沸騰燃燒工業(yè)鍋爐熱力計算方法（報批稿） (Technical Handbook of Industrial Boilers (1)Thermal Calculation Method for Grate-firing and Bubbling Fluidized Be

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