柯?，|，張縵，楊海瑞，呂俊復(fù)，張建春，劉愛成，郭學(xué)茂，翟永軍，趙曉星

(1.清華大學(xué)能源與動力工程系，北京，100084；2.太原鍋爐集團有限公司，山西太原，030000)

水煤漿具有流動性好、穩(wěn)定性高、存儲易、污染排放少等優(yōu)點，是一種較為廉價的潔凈煤燃燒技術(shù)原料。噴霧?懸浮燃燒是應(yīng)用最廣的水煤漿常規(guī)燃燒方式之一，但其投資、運行費用較高，且對煤質(zhì)要求高[1]。隨著循環(huán)流化床(circulating fluidized bed,CFB)鍋爐技術(shù)飛速發(fā)展，水煤漿循環(huán)流化床高效清潔燃燒技術(shù)應(yīng)運而生，目前已有若干臺水煤漿CFB 鍋爐成功投入商業(yè)運行。與普通燃煤鏈條鍋爐或燃煤流化床鍋爐相比，水煤漿CFB鍋爐熱效率較高、綜合電耗較低、原始NOx排放很低，配合爐內(nèi)脫硫后還能大幅降低SO2的原始排放水平，經(jīng)濟和環(huán)保效益顯著[1?3]。物料循環(huán)是CFB 燃燒的基礎(chǔ)，水煤漿CFB 鍋爐的物料平衡特性與常規(guī)燃煤CFB 鍋爐相比有很大不同；1)水煤漿中灰分質(zhì)量分?jǐn)?shù)較低(<10%)；2)水煤漿通常以滴狀送入爐膛密相區(qū)，燃料粒徑為0～300 μm，遠小于常規(guī)CFB 鍋爐的入爐煤粒度要求(1～10 mm)，導(dǎo)致燃料燃燒后的成灰很細(xì)；3)水煤漿中水分質(zhì)量分?jǐn)?shù)很高(>30%)，鍋爐煙氣量要比同等級常規(guī)鍋爐大很多，在爐膛截面尺寸相當(dāng)?shù)那疤嵯?，流化風(fēng)速有所提高。長期實踐表明，對于分離器效率較低的傳統(tǒng)CFB 鍋爐，若入爐燃料灰分過低、顆粒過小，則難以保證良好的物料循環(huán)性能，導(dǎo)致爐膛上部顆粒懸浮濃度較低，循環(huán)量不足[4]，從而影響爐內(nèi)傳熱和受熱面布置[5?6]、燃燒和鍋爐效率[7?8]、爐內(nèi)脫硫[9]和NOx排放[10]等，此時，常見的做法是添加河沙或爐渣作為補充床料，或依靠爐內(nèi)脫硫劑構(gòu)成主要循環(huán)物料，以克服燃料自身灰分的不足。然而，隨著分離器技術(shù)的進步、分離效率不斷提高，CFB 鍋爐自身的物料循環(huán)性能得到了很大提升。即使不外加床料，純?nèi)嫉突曳秩剂蠒r也可實現(xiàn)良好的運行性能，這無疑大大拓寬了CFB 鍋爐的燃料適應(yīng)性。了解水煤漿CFB 鍋爐的物料平衡特性，探究各設(shè)計或運行參數(shù)對其影響規(guī)律，并尋求最優(yōu)參數(shù)組合，對鍋爐的安全高效運行具有重要意義。然而，目前人們對水煤漿CFB 鍋爐物料平衡規(guī)律的定量研究還比較少。考慮現(xiàn)場實驗成本和復(fù)雜性，且可參照的實際投運水煤漿CFB 鍋爐數(shù)量有限，本文作者通過模擬方法對上述問題進行研究。基于物理簡化的一維CFB鍋爐(1D-CFBB)數(shù)學(xué)模型利用相對簡單的物理或半經(jīng)驗公式描述氣固流動過程，具有很高的計算效率，特別適合于大尺度工業(yè)設(shè)備的模擬和參數(shù)研究。RHODES等[11?12]建立了針對小型CFB反應(yīng)器的一維模型。此后，KLETT 等[13]發(fā)展了1DCFBB模型，可應(yīng)用于具有寬篩分粒徑分布特征的CFB 鍋爐。YANG 等[14]綜合考慮燃料成灰磨耗特性、停留時間和顆粒分層效應(yīng)，建立了通用的1DCFBB物料平衡模型，并實現(xiàn)對135MWe CFB鍋爐的成功預(yù)測；BLASZCZUK 等[15]則借助1D-CFBB模型，對世界首臺460 MWe 超臨界CFB 鍋爐的物料平衡進行了模擬。本文作者針對某170 t/h 水煤漿CFB 鍋爐建立1D-CFBB 穩(wěn)態(tài)模型，對其物料平衡特性進行了模擬分析，重點探究分離器效率和水煤漿初始粒度的影響規(guī)律，以期對水煤漿CFB鍋爐的運行優(yōu)化提供參考。

1 模型建立

1.1 模型基本結(jié)構(gòu)

CFB 鍋爐內(nèi)多呈現(xiàn)出底部密相區(qū)鼓泡流態(tài)化和上部稀相區(qū)快速流態(tài)化并存的復(fù)合流態(tài)[16?17]。與此相對應(yīng)，在模型中將鍋爐由下至上劃分為密相區(qū)、飛濺區(qū)、稀相區(qū)和分離器4個部分，并將爐膛沿高度方向劃分為若干個小室，如圖1所示。忽略爐內(nèi)橫向氣固擴散，僅考慮軸向的流動和反混，則各小室具有均一的溫度、速度、氣固濃度等狀態(tài)量。另外，很多工程運行結(jié)果表明：CFB 鍋爐爐內(nèi)溫度分布基本均勻，不會因不同區(qū)域受熱面布置差異導(dǎo)致吸熱量有所區(qū)別[16]，故可認(rèn)為所有小室溫度相等，且可作為冷態(tài)模型輸入?yún)?shù)之一。

圖1 1D-CFBB模型鍋爐結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of 1D-CFBB model

采用非均勻小室尺寸(網(wǎng)格)劃分，以適應(yīng)不同區(qū)域的狀態(tài)量變化梯度差異(見表1)。值得注意的是，密相區(qū)凈高度Hden由模型計算得到，在迭代過程中該高度可能發(fā)生變化，由此引起密相區(qū)和飛濺區(qū)單個小室高度ΔH甚至小室數(shù)量發(fā)生改變，故需考慮迭代前后新、舊小室賦值問題(線性插值)。

本文計算中暫不考慮脫硫石灰石投放對物料平衡的影響，即鈣硫比設(shè)置為零，則爐內(nèi)床料絕大部分是水煤漿燃盡后的灰顆粒。因入爐水煤漿及其燃燒后成灰粒徑分布較寬，模型中將床料劃分為13 個粒徑檔(5，10，20，30，60，90，120，150，180，210，240，270 和300 μm)。將床料按粒徑分檔的同時，不同顆粒在爐內(nèi)的“年齡”(停留時間)也存在差異。因顆粒磨耗等物理過程在起始階段變化較快，需采用較細(xì)年齡劃分，以盡可能保證計算精度；后期穩(wěn)定階段變化較慢且近似呈線性規(guī)律，可適當(dāng)放寬年齡檔，以提高計算效率。本文模型中床料年齡檔(時間步長)劃分遵循Power law，第k個時間步的步長為

式中：Sp1為首時間步長，s；Lt為計算總時長，s；Nt為總時間步數(shù)，在Sp1，Sp2和Lt確定后可隨之確定。各時間參數(shù)取值見表2，其中，示蹤顆粒的引入主要用于物料停留時間的計算，限制最大時間步長不超過Sp2。

表1和表2所示分別為模型中小室和床料年齡劃分參數(shù)。預(yù)備計算表明，表1中的參數(shù)選取能夠滿足計算精度要求，進一步細(xì)分對模擬結(jié)果影響不大。

表1 模型中小室劃分參數(shù)Table 1 Model parameters of divisions of cell

1.2 模型方程

鍋爐運行處于穩(wěn)態(tài)時，各組灰顆粒(小室i、粒徑檔j、年齡檔k)的質(zhì)量保持不變，即凈質(zhì)量流率為零：

式中：表示顆粒質(zhì)量流率，kg/s；下標(biāo)feed，return，drain，fly，shift，up 和down 分別表示給料、返料、排渣、飛灰、顆粒磨耗、上升流和下降流；和表示因年齡退檔導(dǎo)致的質(zhì)量流率。下面對各項的含義和計算進行簡單介紹。

表2 床料年齡劃分參數(shù)Table 2 Model parameters of divisions of particle age

初始灰分給入流率、返料流率和排渣流率僅分別存在于給煤口、返料口和排渣口(爐底)所在小室?；翌w粒初始粒徑分布(即年齡檔k=0)可取為本征成灰分布，它不受CFB 運行條件的影響，只與燃料性質(zhì)有關(guān)[14,18]。逃逸出分離器的飛灰流率與分離器效率有關(guān)，可用如下模型計算[19]：

式中：ηcyc(j)為對應(yīng)粒徑dp(j)的分級分離效率；D50和D99分別為分離器切割粒徑和臨界粒徑，m；χe為中間參數(shù)。D50和D99是表征分離器效率的模型關(guān)鍵輸入?yún)?shù)，數(shù)值越小，分離效率越高；相差越大，可逃逸出去的飛灰粒徑范圍越寬。

表示由于顆粒磨耗引起的質(zhì)量變化，該項會直接影響CFB 鍋爐的流化效果，若磨耗突出，則可能使顆粒過細(xì)難以被分離器捕捉，導(dǎo)致床料丟失。圖2所示為CFB鍋爐內(nèi)顆粒磨耗和退檔示意圖。本文作者認(rèn)為流化床內(nèi)的物料存在3條轉(zhuǎn)變路徑：1) 大于臨界磨損粒徑dcriA的顆粒因表面磨損產(chǎn)生細(xì)顆粒，歸入細(xì)粒徑檔()；2)大于臨界破碎粒徑dcriF的顆粒因磨耗使原顆粒粒徑減小，退入下一粒徑檔()；3)停留時間增加，顆粒衰變?yōu)橄乱荒挲g檔()。

由上可知，由4個部分組成：

式中：下標(biāo)fines，abra 和redu 分別代表該組灰分增加的細(xì)顆粒流率(其他大顆粒磨損產(chǎn)生)、因磨損減少的流率和磨耗退檔流率。各項的計算方法可參照文獻[14]。另外，燃料燃燒成灰和灰顆粒的磨損速率均與燃料特性有關(guān)，是模型輸入?yún)?shù)之一，需通過實驗確定[14]。

年齡檔k(或k?1)的顆粒衰變?yōu)閗+1(或k)檔顆粒的質(zhì)量流率為

圖2 CFB鍋爐內(nèi)顆粒磨耗和退檔示意圖Fig.2 Schematic diagram of ash particle evolution in CFB boiler

式中：M(i)為第i個小室的床料存量，kg；f(i,j,k)為第(j，k)檔顆粒在第i個小室總物料中的質(zhì)量份額。小室i內(nèi)所有檔顆粒的質(zhì)量份額之和應(yīng)等于1。

分離器小室(i=1)內(nèi)的床料存量與顆粒在分離器內(nèi)的停留時間有關(guān)，可參照LI 等[20]給出的模型計算。提升管小室(i>1)內(nèi)的床料存量則表示為

式中：Afur(i)為爐膛橫截面積，m2；ε(i,j)為截面平均空隙率；ρp(j)為顆粒密度，kg/m3；

本文采用Kunni-Levenspiel(K-L)模型來描述提升管內(nèi)的空隙率ε分布[12]：

式中：ε(j)(h)為爐膛內(nèi)固體全部為j檔顆粒時高度h處的空隙率；Hden為密相區(qū)高度，m；ε∞(j)為爐膛內(nèi)固體全部為j檔顆粒時TDH 高度以上的空隙率；εden(j)為爐膛內(nèi)固體全部為j檔顆粒時密相區(qū)內(nèi)的空隙率；α為衰減指數(shù)，m?1；h為布風(fēng)板以上高度，m。各參數(shù)的計算見文獻[14]。

小室物料上升流率(除分離器)和下降流率(除爐底小室)可表示為：

大量實驗和模擬研究表明，由于顆粒團的沉降和邊壁效應(yīng)，CFB 稀相區(qū)通常呈現(xiàn)“中心稀、邊壁濃”的環(huán)/核流動結(jié)構(gòu)。不同于稀相氣力輸送狀態(tài)下可以用顆粒終端沉降速度表征氣固滑移速度及物料上升流率，對循環(huán)流化床建模需考慮氣固并流上行系統(tǒng)兩相結(jié)構(gòu)的不均勻性。忽略提升管顆粒加速效應(yīng)，本文采用BAI等[22?23]建立的兩通道流動模型求解邊壁區(qū)和核心區(qū)的氣固流動特征參數(shù)，從而得到各小室總上升質(zhì)量流率Wup，以使以上方程組封閉。

求解該模型可得到環(huán)/核氣固流動的7 個狀態(tài)參數(shù)(即邊壁區(qū)厚度xa、核心區(qū)空隙率εc、邊壁區(qū)空隙率εa、核心區(qū)氣速vg,c、邊壁區(qū)氣速vg,a、核心區(qū)顆粒速度vp,c和邊壁區(qū)顆粒速度vp,a)，進而得到該小室總凈質(zhì)量上升流率Wup：

式中：Ac和Aa分別為爐膛核心區(qū)和邊壁區(qū)橫截面積，m2，其與邊壁區(qū)厚度有關(guān)。

1.3 停留時間

當(dāng)計算收斂(對應(yīng)于鍋爐運行在穩(wěn)態(tài))時，每個小室內(nèi)的每一粒徑檔顆粒在不同年齡檔k上達到平衡。由于模型中將床料按年齡分檔，將某一粒度不同年齡的顆粒進行統(tǒng)計，其年齡對數(shù)量的平均可近似看作該粒度物料的平均停留時間，即

然而，因為存在顆粒磨耗和退檔，床料中細(xì)顆粒份額增加。根據(jù)圖2的處理方式，磨耗產(chǎn)生的細(xì)顆粒與母顆粒仍屬同一年齡檔，故按式(11)計算，在小粒徑范圍內(nèi)會呈現(xiàn)隨著粒徑減小停留時間反而增加的非正常計算結(jié)果。從另一角度說，被磨耗產(chǎn)生的細(xì)顆粒在物質(zhì)上與母顆粒一致，其在爐內(nèi)的年齡和母顆粒相同，故對物料直接按份額進行年齡平均，更準(zhǔn)確地說是“顆粒年齡”分布。但磨下來的細(xì)顆粒粒徑已經(jīng)發(fā)生改變，停留時間應(yīng)重新開始計算。

考慮顆粒磨耗的影響，本文采用“示蹤粒子模型”來描述不同粒徑檔顆粒的停留時間。具體來說，模仿流化床實驗中的“示蹤粒子法”，在計算中假想往爐內(nèi)投放一些示蹤粒子，其投放位置、顆粒性質(zhì)等均與灰分相同，但不發(fā)生磨耗，只會經(jīng)歷年齡衰退。當(dāng)所注入的示蹤粒子流率很小時，不會改變該鍋爐的物料平衡特性，則這些伴隨流動的示蹤粒子的停留時間可代表對應(yīng)粒徑物料的停留時間。需注意的是，在計算示蹤粒子平衡時，床存量、顆粒流率等宏觀氣固流動參數(shù)已由灰平衡方程求解，可作為已知參數(shù)使用。

2 模型對象和參數(shù)

本文選擇某容量為170 t/h 的水煤漿CFB 鍋爐作為模擬對象。該鍋爐爐膛高33 m、直段寬5 m、深9.3 m，配有2臺絕熱分離器。前墻布置4個給漿口，給漿口高約1.8 m(以布風(fēng)板為基線，下同)，并配置相應(yīng)數(shù)量的?；鳎o漿量通過改變給漿泵的轉(zhuǎn)速來調(diào)整。采用分級給風(fēng)，單層二次風(fēng)對沖布置，二次風(fēng)口高約4.9 m。爐膛頂部布置高溫過熱器和水冷屏。鍋爐額定蒸汽溫度和額定蒸汽壓力設(shè)計值分別為485 ℃和5.3 MPa，設(shè)計熱效率超過90%。

與MFC相比，Qt具有明顯的優(yōu)勢；文獻[15]用Qt替代MFC進行了服務(wù)器開發(fā)。另外，由于Qt的跨平臺特性，可以把Qt用于水下本體Linux系統(tǒng)的軟件設(shè)計，從而保持在不同硬件的編程一致性。文獻[16]實現(xiàn)了在Linux下Qt自定義對話框設(shè)計。

入爐水煤漿的工業(yè)和元素分析數(shù)據(jù)見表3。與普通煙煤或無煙煤相比，該水煤漿水分質(zhì)量分?jǐn)?shù)很高(約35%)，而灰分質(zhì)量分?jǐn)?shù)較低(<9%)。

燃料的成灰和灰顆粒磨耗性能與燃料自身性質(zhì)有關(guān)，是CFB 鍋爐物料平衡計算的關(guān)鍵輸入?yún)?shù)之一。目前公開文獻中尚未有水煤漿相關(guān)結(jié)果的報道。從另一角度看，作為煤炭洗選過程中的主要副產(chǎn)品之一，煤泥具有與水煤漿類似的顆粒細(xì)(粒徑<1 mm，以細(xì)顆粒為主)、水分質(zhì)量分?jǐn)?shù)高(>20%)的特點(盡管煤泥的灰分質(zhì)量分?jǐn)?shù)通常較高)，因此，本文假設(shè)水煤漿的成灰特性與煤泥的相似。張平等[24]借助“靜態(tài)燃燒+冷態(tài)振篩”實驗方法獲得了煤泥燃燒后灰顆粒的粒度分布情況，發(fā)現(xiàn)煤泥在燃燒過程中爆裂現(xiàn)象不明顯，成灰粒徑分布與煤泥原始粒徑分布幾乎一致，因此，在模型計算中可考慮直接將入爐煤泥的粒徑分布當(dāng)作初始成灰分布，作為物料平衡計算的輸入?yún)?shù)。本文水煤漿CFB 鍋爐的計算也采用同樣的處理方法。另外，假設(shè)灰顆粒的磨耗性能與煙煤燃盡后灰分相似[25]。

表3 某170 t/h CFB鍋爐燃用水煤漿的工業(yè)和元素分析Table 3 Industial and elemental analyses of CWS used in 170 t/h CFB boiler

本文重點探究分離器效率和水煤漿粒度分布對CFB 鍋爐物料平衡的影響規(guī)律。分離器效率的計算見式(3)。根據(jù)工程經(jīng)驗，D99比D50高4～6 倍，因此，本文固定D99=5D50，通過調(diào)整D50在7～28 μm間變化，從而定量分析分離器效率的影響。本文170 t/h CFB鍋爐分離器D50約為13 μm。

借助Rosin-Rammler分布函數(shù)對水煤漿粒徑分布進行描述：

式中：d為顆粒粒徑；參數(shù)α表征顆粒粒徑分布的離散程度，α越小，顆粒粒徑分布越寬，其通常與制漿系統(tǒng)性能和原煤性質(zhì)有關(guān)，本文計算中，固定α=3.0；d′為累積質(zhì)量分?jǐn)?shù)達到63.2%時對應(yīng)的顆粒粒徑，表征顆粒群整體粒度，d′越小，水煤漿中細(xì)顆粒份額越多，整體粒度越小。本文通過調(diào)整d′為100～200 μm，同時控制粒度范圍保持0～300 μm，獲得不同水煤漿粒度分布曲線，從而定量分析水煤漿粒度的影響。170 t/h CFB 鍋爐設(shè)計要求采用粗水煤漿，粒徑在100～300μm 間的顆粒質(zhì)量分?jǐn)?shù)需超過50%，該要求對應(yīng)的粒徑分布也包含在上述設(shè)計粒度之內(nèi)(d′≈160 μm)。

其余運行參數(shù)如床溫、風(fēng)量等參照某一實際運行工況確定(基礎(chǔ)工況)，如表4所示。在各工況計算中，這些參數(shù)保持不變。注意該測試工況下未投放石灰石進行爐內(nèi)脫硫，即鈣硫物質(zhì)的量比為0。

表4 模型計算主要運行參數(shù)Table 4 Main operating parameters in simulation

3 結(jié)果與討論

3.1 鍋爐基本運行情況

圖3所示為飛灰和循環(huán)灰的粒徑分布模擬結(jié)果，圖4所示為床壓和截面平均顆粒粒徑沿爐膛高度的分布情況，同時給出了相同工況下的部分實爐測試結(jié)果。由圖3和圖4可以看出：模擬值和實測值吻合良好，在一定程度上驗證了本文模型的可靠性。

圖3 飛灰、循環(huán)灰粒徑分布Fig.3 Particle size distributions of fly ash and circulating ash

模擬和實測結(jié)果均表明，底渣和循環(huán)灰的粒徑分布相當(dāng)，這與常規(guī)燃煤CFB 鍋爐有所不同，后者的底渣粒度一般大于循環(huán)灰粒度。從圖4可以看出爐內(nèi)軸向物料粒度分布非常均勻。這是因為入爐水煤漿顆粒都在0～300 μm 之間，而爐內(nèi)流化風(fēng)速為5 m/s 左右，若不考慮結(jié)渣、顆粒團聚等，幾乎所有顆粒都能被煙氣攜帶向上流動，即成灰都是有效床料，均能參與物料循環(huán)。圖5所示為灰顆粒爐內(nèi)停留時間與粒徑關(guān)系。由圖5可知：除部分過細(xì)顆?？赡芴右莩龇蛛x器外，其余較大顆粒的停留時間都很長且?guī)缀跸嗟?，不易被排出?/p>

圖4 床壓和空隙率沿爐膛高度分布Fig.4 Distribution of bed pressure drop and voidage along furnace height

3.2 分離器效率和水煤漿粒度影響

圖6～10 所示為在不同分離器效率和初始水煤漿粒度條件下，部分物料平衡相關(guān)參數(shù)的模擬結(jié)果，包括粗/細(xì)顆粒爐內(nèi)停留時間(圖6)、飛灰和循環(huán)灰中位徑(圖7)、循環(huán)流率(圖8)、稀相區(qū)平均壓降(圖9)和飛灰底渣比(圖10)，其中，稀相區(qū)平均壓降反映了爐膛上部物料懸浮濃度。而床料粒度是循環(huán)系統(tǒng)性能的主要表征參數(shù)，對CFB 鍋爐運行具有重要影響，故也稱平均床料粒度為床質(zhì)量。

圖5 灰顆粒爐內(nèi)停留時間與粒徑關(guān)系Fig.5 Variation of ash particle residence time in furnace with particle size

1)橫向來看，大部分狀態(tài)參數(shù)與分離器效率近似呈單調(diào)關(guān)系。

圖6 灰顆粒爐內(nèi)停留時間與分離器效率和水煤漿粒度的關(guān)系Fig.6 Effects of cyclone efficiency and CWS particle size on residence time in furnace of ash particles

分離器效率越高，對細(xì)顆粒的分離能力越強，細(xì)灰逃逸出去的概率就越低，延長了細(xì)顆粒在爐內(nèi)的停留時間；而當(dāng)爐膛床壓降控制不變時，飛灰量的減少會相應(yīng)使排渣有所增加，加快了粗顆粒的排出。這些作用會使?fàn)t內(nèi)平均床料粒度降低，爐膛上部物料懸浮濃度升高，循環(huán)量增大，反映了鍋爐整體物料循環(huán)性能提升。由于細(xì)顆粒的物料平衡對分離器效率更加敏感，因此，水煤漿粒度越細(xì)，上述分離器作用越顯著。這會在多方面顯著改善CFB 鍋爐的運行效果。例如，在傳熱和能量平衡方面，物料懸浮濃度升高增大了受熱面表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)，這樣，在滿足同樣吸熱量的條件下，可適當(dāng)減少換熱面積或降低床溫，而床溫降低又有利于避免結(jié)渣和降低NOx的原始生成；循環(huán)量提高也有利于爐內(nèi)溫度均勻分布，避免局部(特別是爐膛下部)超溫。在污染物排放控制方面，提高分離器效率可顯著增加細(xì)石灰石的停留時間，有利于提高爐內(nèi)脫硫效率[9]；提高床質(zhì)量、增加循環(huán)量也可使NOx原始排放顯著降低[10]，減少尾部煙氣脫硫脫硝系統(tǒng)的壓力，降低運行成本。此外，分離器效率提高使?fàn)t內(nèi)參與物料循環(huán)的有效床料增加，在實際運行中則可適當(dāng)降低床壓降、減小一次風(fēng)機出力，降低流化風(fēng)速，鍋爐仍可安全穩(wěn)定運行并保證負(fù)荷，但風(fēng)機電耗即廠用電減少，降低了爐內(nèi)受熱面表面的磨損，使鍋爐運行經(jīng)濟性大大提高。

圖7 飛灰和循環(huán)灰中位徑與分離器效率和水煤漿粒度的關(guān)系Fig.7 Effects of cyclone efficiency and CWS particle size on d(0.5)of fly ash and circulation ash

圖8 循環(huán)流率與分離器效率和水煤漿粒度的關(guān)系Fig.8 Effects of cyclone efficiency and CWS particle size on circulation rate

圖9 稀相區(qū)平均壓降與分離器效率和水煤漿粒度的關(guān)系Fig.9 Effects of cyclone efficiency and CWS particle size on average pressure drop across dilute-phase zone

圖10 飛灰底渣比與分離器效率和水煤漿粒度的關(guān)系Fig.10 Effects of cyclone efficiency and CWS particle size on ratio of fly ash rate to bottom ash rate

然而，并非所有變量都隨分離器效率的改變而單調(diào)變化。如圖7(b)所示，當(dāng)初始水煤漿粒度一定時，隨著分離器效率提高，粗灰顆粒的爐內(nèi)停留時間先增加后降低，但總體變化幅度較小(280～320 min)。分離器效率提高，一方面降低了顆粒從分離器逃逸的概率，但另一方面，爐內(nèi)細(xì)顆粒存量增加，為使?fàn)t膛床壓降(即爐內(nèi)總物料量)保持不變，排渣率有所增加，使部分大顆粒從底部離開。在飛灰逃逸和爐底排渣這2個因素共同作用下，造成了上述粗顆粒停留時間的非單調(diào)變化現(xiàn)象。

2)縱向來看，不同分離器效率下，初始水煤漿粒度對物料平衡特性的影響存在差異。

從模擬結(jié)果來看，水煤漿粒度對CFB 鍋爐物料平衡特性的具體影響與分離器效率有關(guān)。總體來說，當(dāng)分離器效率很高時，各變量隨著水煤漿粒度增加或減小，基本呈單調(diào)變化趨勢且影響顯著；而當(dāng)分離器效率較低時，水煤漿粒度的改變對物料平衡特性的影響減弱，且部分變量表現(xiàn)出非單調(diào)變化趨勢。

當(dāng)分離器效率很高時，大部分細(xì)顆粒都能被分離器分離，形成爐內(nèi)循環(huán)。當(dāng)入爐水煤漿粒度降低時，細(xì)灰顆粒質(zhì)量分?jǐn)?shù)增加，爐內(nèi)平均床料粒度以及循環(huán)灰粒度自然降低，導(dǎo)致爐膛上部物料懸浮濃度升高，循環(huán)量增大，從而在一定程度上提高了對粗顆粒的夾帶能力，進入分離器以及逃逸出去的粗顆粒量相對增多，使得飛灰總體粒度有所升高。從鍋爐總體質(zhì)量平衡的角度分析，增大入爐水煤漿粒度后，若維持總床壓不變，則爐底排渣量增加，使得更多的粗顆粒以底渣的形式排出，故從分離器逃逸出去的粗顆粒量相對減少，導(dǎo)致飛灰平均粒度降低。

而當(dāng)分離器效率不足時，更多的細(xì)顆粒無法被保留而以飛灰的形式逃逸。初始水煤漿中細(xì)顆粒質(zhì)量分?jǐn)?shù)越高，逃逸的細(xì)灰就越多，使飛灰平均粒度減??；而能夠留在爐內(nèi)構(gòu)成穩(wěn)定循環(huán)的灰量就越少，且多為較粗顆粒，從而使循環(huán)量降低而循環(huán)灰平均粒度增大。但當(dāng)水煤漿粒度超過一定值后，底渣量不再為零，開始有部分顆粒轉(zhuǎn)從爐底排出(見圖10)，此時進一步增大入爐水煤漿粒度，會使循環(huán)量略有降低，飛灰和循環(huán)灰粒度也均出現(xiàn)小幅度反向變化。也就是說，在低效分離器下，存在最優(yōu)水煤漿粒度分布使當(dāng)前條件下的物料循環(huán)性能達到最佳，但總體來說，此時水煤漿粒度對鍋爐物料平衡特性的影響沒有高效分離器的影響顯著。

綜上所述，高效分離器+細(xì)水煤漿的運行參數(shù)組合，能夠獲得最優(yōu)的物料循環(huán)系統(tǒng)性能。另外，此時飛灰底渣比較多，即排渣量較少，因而灰渣物理熱損失較少，對冷渣機要求也較低，同樣有利于提高鍋爐效率和運行經(jīng)濟性。

4 結(jié)論

1)分離器效率越高，水煤漿CFB 鍋爐床質(zhì)量越高，循環(huán)量越大，鍋爐整體物料循環(huán)性能越優(yōu)。

2)當(dāng)分離器效率低時，水煤漿入爐粒度對鍋爐物料平衡特性的影響較??；而當(dāng)分離器效率提高時，水煤漿粒度的影響逐漸變得顯著，且最優(yōu)水煤漿粒度分布往細(xì)顆粒方向偏移。

3)對于水煤漿CFB鍋爐，高效分離器+細(xì)水煤漿的運行參數(shù)組合能夠獲得比較滿意的物料循環(huán)性能。