嚴(yán) 謹(jǐn)，盧嘯風(fēng)，鄭 雄，薛 銳，崔曉波，雷秀堅(jiān)

(1．南京工程學(xué)院 能源與動(dòng)力工程學(xué)院，南京 211167；2．重慶大學(xué) 低品位能源利用技術(shù)及系統(tǒng)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶 400044；3．四川白馬循環(huán)流化床示范電站有限責(zé)任公司，四川內(nèi)江 641005)

近年來(lái)，循環(huán)流化床(CFB)燃燒技術(shù)因其燃料適應(yīng)性廣、燃燒效率高及污染物控制好等優(yōu)勢(shì)，已經(jīng)成為主流潔凈煤燃燒技術(shù)，并且朝著大容量、高參數(shù)方向發(fā)展[1]。在CFB鍋爐中，二次風(fēng)分級(jí)送入使得揮發(fā)分燃燒時(shí)爐膛底部區(qū)域偏離化學(xué)當(dāng)量比狀態(tài)，進(jìn)而可以控制NOx的生成。此外，高速二次風(fēng)射流能夠?qū)Υ矁?nèi)流場(chǎng)進(jìn)行擾動(dòng)，有利于燃料的燃盡，通常作為燃燒調(diào)整的重要手段[2]。

由于爐膛截面尺寸的增大以及結(jié)構(gòu)布置的非對(duì)稱性，大型CFB鍋爐在運(yùn)行過(guò)程中的氣固不均勻分布和燃燒不均勻性日益突出，導(dǎo)致飛灰含碳量隨爐膛高度增加而降低緩慢,甚至沒有降低,以及局部受熱面磨損嚴(yán)重等一系列問(wèn)題。Zhou等[3]發(fā)現(xiàn)外循環(huán)回路存在明顯返料不均的現(xiàn)象，但實(shí)際上爐內(nèi)給煤與配風(fēng)不均可能是引發(fā)燃燒不均勻的主因之一。目前，給煤及物料擴(kuò)散方面的研究多采用冷態(tài)試驗(yàn)和數(shù)值模擬方法，F(xiàn)arid等[4]通過(guò)實(shí)爐測(cè)量探究了給煤調(diào)整對(duì)鍋爐整體燃燒的影響。楊海瑞等[5]研究了顆粒粒徑、流化風(fēng)速和靜止床高對(duì)CFB鍋爐密相區(qū)內(nèi)顆?；旌系挠绊?，由于試驗(yàn)(或模擬)工況的差異，得出的顆粒擴(kuò)散系數(shù)為0.000 1～0.1 m2/s，沒有考慮射流、給料速率和二次風(fēng)對(duì)實(shí)爐運(yùn)行時(shí)顆粒擴(kuò)散的影響。上述學(xué)者對(duì)二次風(fēng)的研究主要集中在二次風(fēng)的射程分析[6]及其對(duì)氣固流動(dòng)的影響[7]，而有關(guān)二次風(fēng)系統(tǒng)的布風(fēng)均勻性問(wèn)題鮮有報(bào)道。此外，隨著大型CFB鍋爐尺寸的增加，爐內(nèi)氣固流場(chǎng)和煙氣氛圍也發(fā)生變化。楊建華等[6]在某臺(tái)465 t/h CFB鍋爐二次風(fēng)口附近安裝測(cè)點(diǎn)并進(jìn)行了穿透性試驗(yàn)，最大取樣深度達(dá)到2 m，但所得結(jié)果受二次風(fēng)橫向擴(kuò)散影響較大，并不能完全反映二次風(fēng)的射流規(guī)律。至今未有在大型CFB鍋爐上開展嚴(yán)格的二次風(fēng)射流特性測(cè)試的研究報(bào)道。

因此，筆者以世界首臺(tái)600 MW超臨界CFB鍋爐為研究對(duì)象，在部分外二次風(fēng)口加裝測(cè)點(diǎn)(以下相關(guān)測(cè)量試驗(yàn)二次風(fēng)均為外二次風(fēng))，通過(guò)測(cè)量得到不同負(fù)荷下沿二次風(fēng)射流水平方向的煙氣組分分布,討論了各二次風(fēng)口的射流特性,分析了煙氣組分分布與給煤擴(kuò)散的對(duì)應(yīng)關(guān)系，計(jì)算得到不同區(qū)域的顆粒擴(kuò)散系數(shù)，為大型CFB鍋爐的設(shè)計(jì)運(yùn)行尤其是給煤口的優(yōu)化提供參考。

1 實(shí)爐試驗(yàn)

1.1 鍋爐簡(jiǎn)介

該600 MW超臨界CFB鍋爐的下部為“褲衩腿”結(jié)構(gòu)，中隔墻水冷壁將整個(gè)爐膛劃分成左、右側(cè)2個(gè)爐膛，兩側(cè)爐膛二次風(fēng)對(duì)稱布置。風(fēng)口分為上、下2層，分別距布風(fēng)板2.5 m和5.5 m。鍋爐右側(cè)爐膛二次風(fēng)被從后墻方向過(guò)來(lái)的2根二次風(fēng)母管各分為2路，一路為外二次風(fēng)，另一路為內(nèi)二次風(fēng)。給煤系統(tǒng)設(shè)置了A、B共2個(gè)煤倉(cāng)及其對(duì)應(yīng)的2條輸煤線路，每個(gè)煤倉(cāng)配置1臺(tái)中心給料機(jī)，每條給煤線配置1臺(tái)稱重式皮帶給煤機(jī)和1臺(tái)鏈?zhǔn)捷斔蜋C(jī)。每臺(tái)鏈?zhǔn)捷斔蜋C(jī)設(shè)置3個(gè)給煤點(diǎn)。

1.2 密相區(qū)上部熱態(tài)測(cè)試

由于現(xiàn)場(chǎng)布置的限制，本試驗(yàn)只對(duì)右墻的3號(hào)、4號(hào)二次風(fēng)口和近后墻的上、下部測(cè)點(diǎn)進(jìn)行了測(cè)試，各測(cè)點(diǎn)位置見圖1。其中上、下部測(cè)點(diǎn)均為新裝測(cè)點(diǎn)，由套管和密封球閥組成，分別距布風(fēng)板1.93 m和7.50 m，距8號(hào)二次風(fēng)口約2.10 m，距后墻約0.50 m，上、下部測(cè)點(diǎn)受8號(hào)二次風(fēng)射流擴(kuò)散影響較小。試驗(yàn)前對(duì)所測(cè)風(fēng)口進(jìn)行笛型管風(fēng)壓測(cè)量。鍋爐布風(fēng)板寬4 m，試驗(yàn)過(guò)程中316不銹鋼取樣管的插入位置在風(fēng)口中心，取樣深度分別為0 m、1 m、2 m、3 m和4 m，能夠覆蓋爐膛截面。近后墻上、下部測(cè)點(diǎn)的取樣深度分別為0 m、0.5 m、1 m、1.5 m和2 m，拔出取樣管時(shí)進(jìn)行校核測(cè)量。

(a) 側(cè)視圖(右墻視角)

(b) 主視圖(后墻視角)

煙氣分析系統(tǒng)主要由取樣管、過(guò)濾系統(tǒng)、真空泵及煙氣分析儀(型號(hào)為Ecom-J2KN，O2體積分?jǐn)?shù)的測(cè)量精度為0.2%，其他組分質(zhì)量濃度的測(cè)量精度為5%)組成。根據(jù)以往試驗(yàn)經(jīng)驗(yàn)[8]，煙氣組分含量呈正弦波動(dòng)，為保證測(cè)量結(jié)果的可重復(fù)性，每個(gè)測(cè)點(diǎn)至少讀取2個(gè)波谷數(shù)值。試驗(yàn)工況如表1所示，其中BMCR為鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量;試驗(yàn)期間鍋爐主要運(yùn)行參數(shù)如表2所示。此外，由于實(shí)爐現(xiàn)場(chǎng)布置和水冷壁鰭片寬度的限制，無(wú)法采用水冷取樣，筆者經(jīng)過(guò)嚴(yán)格的對(duì)比測(cè)試，得到O2體積分?jǐn)?shù)和CO質(zhì)量濃度的測(cè)量偏差分別不超過(guò)-4.0%和8.6%，因此煙氣各組分含量的測(cè)量值均按此進(jìn)行了修正。

表1 熱態(tài)實(shí)爐試驗(yàn)工況

表2 試驗(yàn)期間鍋爐主要運(yùn)行參數(shù)

2 顆粒擴(kuò)散系數(shù)的預(yù)測(cè)方法

2.1 預(yù)測(cè)模型

根據(jù)研究，菲克定律能夠與顆粒的橫向擴(kuò)散特性相匹配，經(jīng)典的、沒有源項(xiàng)的一維(x方向)擴(kuò)散模型如下：

(1)

式中：ρ為顆粒質(zhì)量濃度；t為擴(kuò)散時(shí)間；Dsr為顆粒的橫向擴(kuò)散系數(shù)，劉道銀[9]將此計(jì)算方法定義為顆粒橫向擴(kuò)散的宏觀計(jì)算方法。

如果能標(biāo)記單個(gè)顆粒的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，就能獲得一段時(shí)間內(nèi)顆粒的運(yùn)動(dòng)軌跡。根據(jù)愛因斯坦游走理論及Pallarès等[10]計(jì)算所得的顆粒擴(kuò)散系數(shù)，一維(x方向)的橫向擴(kuò)散系數(shù)Dsr,nx可以表示為：

(2)

式中：Δrnx為單個(gè)示蹤粒子在Δt時(shí)間內(nèi)的位移量。這種計(jì)算方法又被稱為顆粒橫向擴(kuò)散的微觀計(jì)算方法。

Δt的選擇不能過(guò)小或過(guò)大，如果Δt偏大，顆粒可能存在碰到邊壁并折返的情況；如果Δt偏小，位移量不能反映真實(shí)的擴(kuò)散系數(shù)。將單個(gè)顆粒推廣到整個(gè)床面，x方向顆粒群的橫向擴(kuò)散系數(shù)Dx為：

(3)

式中：Δx為流化床內(nèi)所有固體顆粒在x方向上的位移量均方值。

因此，顆粒群的橫向擴(kuò)散系數(shù)Dx可以用一段時(shí)間內(nèi)的顆粒位移量均方值隨時(shí)間的變化曲線斜率的一半表示。通過(guò)煙氣組分含量的測(cè)量與計(jì)算能夠獲取給煤的擴(kuò)散位置及擴(kuò)散時(shí)間，則橫向擴(kuò)散系數(shù)可解。

2.2 顆粒擴(kuò)散判斷依據(jù)

由于煤與循環(huán)灰混合流動(dòng)的復(fù)雜性，很難通過(guò)冷態(tài)試驗(yàn)或數(shù)值模擬計(jì)算獲得煤在爐內(nèi)的初始分布特性。對(duì)于實(shí)爐工況，可以基于煙氣組分和溫度分布推斷出煤在爐內(nèi)的初始分布。針對(duì)該鍋爐，前期經(jīng)過(guò)一次風(fēng)測(cè)試和改造，流化可視為均勻。在實(shí)爐測(cè)試區(qū)域內(nèi)，只有1個(gè)返料/給煤口，且不會(huì)受到二次風(fēng)的影響。因此，煙氣組分含量必定呈單調(diào)分布,其變化也會(huì)直接對(duì)應(yīng)于沿程擴(kuò)散過(guò)程中給煤量的變化。關(guān)鍵組分含量梯度產(chǎn)生較大變化的位置對(duì)應(yīng)于顆粒擴(kuò)散所能到達(dá)的界限。本文中給煤擴(kuò)散位置界定的具體方法為：SO2質(zhì)量濃度高的區(qū)域煤相對(duì)于石灰石更多，CO質(zhì)量濃度高的區(qū)域給煤量相對(duì)于流化風(fēng)量更大，NOx質(zhì)量濃度高的位置對(duì)應(yīng)于煤中揮發(fā)分燃燒區(qū)域和氧量較多的區(qū)域。此外，不同負(fù)荷下密相區(qū)氣氛的不同也會(huì)造成煙氣組分差異?；谏鲜龇椒?，筆者以所測(cè)煙氣組分含量為基礎(chǔ)，以NOx質(zhì)量濃度分布來(lái)推斷供風(fēng)的擴(kuò)散情況，以SO2和CO的質(zhì)量濃度分布推斷給煤的擴(kuò)散規(guī)律。這種關(guān)鍵煙氣組分(SO2、CO和NOx等)分布及其與給煤位置的對(duì)應(yīng)關(guān)系，在Grace等[11]的研究中也得到了應(yīng)用。

3 結(jié)果與分析

3.1 近后墻測(cè)點(diǎn)試驗(yàn)結(jié)果與分析

高、低負(fù)荷時(shí)爐膛上部測(cè)點(diǎn)沿寬度方向的煙氣組分分布如圖2所示。從圖2可以看出，當(dāng)鍋爐負(fù)荷為100%BMCR時(shí)，兩側(cè)測(cè)點(diǎn)的O2體積分?jǐn)?shù)分布一致且偏差不超過(guò)1%，表明配風(fēng)量與給煤量接近。沿爐膛寬度方向的O2和CO2體積分?jǐn)?shù)分布非常均勻，表明該位置處的風(fēng)、煤混合充分。60%BMCR負(fù)荷下，O2體積分?jǐn)?shù)從100%BMCR負(fù)荷下的2%升至約4%，且沿取樣深度方向O2體積分?jǐn)?shù)不斷降低,但偏差不超過(guò)2%;此時(shí)，CO2體積分?jǐn)?shù)達(dá)到16%，說(shuō)明爐膛下部的燃燒份額和燃盡率較滿負(fù)荷時(shí)高，特別是在深度取樣為1 500 mm處的燃燒最為劇烈。這是因?yàn)樵撐恢么怪币韵?.5 m處為C、F回料器的給煤點(diǎn)，物料沿投入方向的縱向擴(kuò)散系數(shù)明顯大于橫向擴(kuò)散系數(shù)(統(tǒng)一規(guī)定，沿物料投入方向即y方向的擴(kuò)散系數(shù)稱為縱向擴(kuò)散系數(shù)Dy，與其垂直的擴(kuò)散系數(shù)稱為橫向擴(kuò)散系數(shù)Dx)。由于后墻一次風(fēng)布風(fēng)均勻，給煤濃度分布不均勻，而100%BMCR負(fù)荷下O2和CO2體積分?jǐn)?shù)的均勻分布說(shuō)明該工況下8號(hào)二次風(fēng)的橫向擴(kuò)散對(duì)取樣區(qū)域的影響更大。從圖2還可以看出，低負(fù)荷下沿取樣深度方向NOx質(zhì)量濃度最大且呈增大趨勢(shì)，高負(fù)荷下NOx質(zhì)量濃度分布更加均勻，說(shuō)明低負(fù)荷下二次風(fēng)的橫向擴(kuò)散強(qiáng)度小于高負(fù)荷下二次風(fēng)的橫向擴(kuò)散強(qiáng)度。給煤點(diǎn)位置處的CO和SO2質(zhì)量濃度最高，沿?cái)U(kuò)散方向其質(zhì)量濃度基本呈遞減趨勢(shì)。反應(yīng)物在密相區(qū)中沿床層截面濃度分布的均勻性取決于反應(yīng)速率(析出時(shí)間)與顆粒擴(kuò)散速率的相對(duì)大小。高負(fù)荷下入爐煤揮發(fā)分在煙氣中的濃度更高，脫揮發(fā)分速率較快，在相同條件下更容易引起煙氣組分不均勻分布。

(a)

(b)

(c)

(e)

基于試驗(yàn)結(jié)果，發(fā)生劇烈燃燒的區(qū)域?yàn)榻o煤能夠擴(kuò)散到達(dá)的位置，以顆粒被夾帶至測(cè)量高度的時(shí)間作為Δt。對(duì)于實(shí)爐試驗(yàn)，很難針對(duì)寬篩分顆粒精確計(jì)算Δt。大顆粒會(huì)一直停留在爐膛底部，而小顆粒會(huì)立刻被裹挾上升。由于上部測(cè)點(diǎn)對(duì)應(yīng)高度的顆粒中位粒徑約為0.35 mm，能夠涵蓋85%以上的煤顆粒。此外，爐內(nèi)脫硫所采用的超細(xì)石灰石進(jìn)入爐膛后也會(huì)立即上升，同時(shí)伴隨著脫硫反應(yīng)。因此，采用式(4)計(jì)算Δt。對(duì)于顆粒運(yùn)動(dòng)速度up的求解，筆者引入終端沉降雷諾數(shù)Ret的計(jì)算方法，考慮了顆粒間相互作用對(duì)終端速度的影響，如式(5)和式(6)所示。

(4)

(5)

(6)

式中：ul為流化風(fēng)速；ΔH為取樣點(diǎn)與給煤口的垂直高度；dp為顆粒粒徑；υ為運(yùn)動(dòng)黏度；φp為顆粒體積分?jǐn)?shù)；Ar為阿基米德數(shù)。

不同粒徑的顆粒在不同雷諾數(shù)Re條件下選取的曳力系數(shù)不同。筆者在測(cè)試期間對(duì)上部測(cè)點(diǎn)顆粒進(jìn)行取樣，以中位粒徑0.35 mm作為式(5)的計(jì)算依據(jù)，以實(shí)測(cè)上、下部測(cè)點(diǎn)壓差作為式(6)的計(jì)算依據(jù)。從圖2可以判斷，1 500 mm取樣深度的測(cè)點(diǎn)垂直對(duì)應(yīng)于C、F回料器的給煤點(diǎn)，此處CO和SO2質(zhì)量濃度最大，且測(cè)點(diǎn)距后墻僅500 mm，高速的入爐煤能夠快速擴(kuò)散至此處。同時(shí)，CO和SO2質(zhì)量濃度分布曲線近似線性變化，說(shuō)明不存在大量可燃物碰到邊壁折回的情況，在選取的Δt內(nèi)，顆粒至少能從距右墻1 500 mm處擴(kuò)散至距右墻500 mm，由此計(jì)算出顆粒的橫向擴(kuò)散系數(shù)Dx約為0.24 m2/s。

3.2 二次風(fēng)測(cè)點(diǎn)試驗(yàn)結(jié)果與分析

圖3給出了右側(cè)爐膛在不同負(fù)荷下二次風(fēng)沿中心線方向的煙氣組分分布，圖4給出了兩側(cè)爐膛3號(hào)、4號(hào)二次風(fēng)口在滿負(fù)荷時(shí)沿中心線方向的煙氣組分分布。從圖3和圖4中的O2體積分?jǐn)?shù)分布可以看出，二次風(fēng)射流軌跡均類似于拋物線。取樣深度為1 m時(shí)，取樣點(diǎn)皆位于射流核心區(qū)的上方。對(duì)于水平布置的二次風(fēng)，近壁面處的顆粒軸向速度方向總是向下，因此O2體積分?jǐn)?shù)主要取決于返混顆粒流中的可燃物對(duì)二次風(fēng)的消耗情況。該區(qū)域內(nèi)氧量相對(duì)充足，燃燒生成的污染物質(zhì)量濃度不高。從圖3(b)可以看出，CO質(zhì)量濃度的峰值分布不具有一致性，這是因?yàn)镃O的生成量是揮發(fā)分析出時(shí)間、爐溫和給煤量共同作用的結(jié)果。2 m及以上取樣深度及以外的O2體積分?jǐn)?shù)分布是二次風(fēng)射流沿程卷吸、燃燒并與主氣流混合的結(jié)果。60%BMCR負(fù)荷下2～3 m取樣深度處的O2體積分?jǐn)?shù)略有下降，并在4 m取樣深度處迅速降至4%;同時(shí)，NOx質(zhì)量濃度變化相對(duì)較小，SO2質(zhì)量濃度幾乎為0。這一現(xiàn)象說(shuō)明射流射程能夠達(dá)到3 m，且爐內(nèi)表現(xiàn)出明顯的氧化性氣氛，二次風(fēng)射流的作用以促進(jìn)氣固混合為主。與此相反，100%BMCR負(fù)荷下爐內(nèi)煙氣呈現(xiàn)出明顯的還原性氣氛。在一次風(fēng)分布均勻的前提下，可以用近后墻角部測(cè)點(diǎn)O2體積分?jǐn)?shù)的測(cè)量值來(lái)表征主氣流的平均O2體積分?jǐn)?shù)。2 m取樣深度取樣點(diǎn)位于射流核心區(qū)，因此此處O2體積分?jǐn)?shù)較高。3 m取樣深度位于射流核心區(qū)的下方，測(cè)量值只受下半部射流的影響。由于爐膛結(jié)構(gòu)造成的由外側(cè)墻向內(nèi)側(cè)墻的內(nèi)循環(huán)顆粒流動(dòng)，從爐膛外側(cè)墻加入的大量煤粉會(huì)被帶入內(nèi)側(cè)墻附近，射流沿程不斷卷吸可燃物和煙氣，污染物質(zhì)量濃度進(jìn)一步上升。3～4 m取樣深度處，二次風(fēng)剩余氧氣與缺氧氣氛的主氣流接觸，兩者混合后O2體積分?jǐn)?shù)明顯下降。

(a)

(b)

(c)

(d)

(e)

(a)

(b)

(c)

(d)

(e)

在射流區(qū)域，給煤的縱向混合受顆粒菲克擴(kuò)散、二次風(fēng)對(duì)流夾帶和入爐煤初始動(dòng)量等諸多影響。此外，由于內(nèi)、外上二次風(fēng)的動(dòng)量偏差，爐膛下部存在從外側(cè)墻向內(nèi)測(cè)墻的強(qiáng)制循環(huán)行為。這些復(fù)雜的混合行為不能采用菲克定律來(lái)表征。因此，筆者提出一種基于“局部熱平衡”的解決思想：第一步，將煤顆粒橫向擴(kuò)散和燃燒的路徑劃分為多個(gè)小室，共考慮煤顆粒、床料、熱循環(huán)灰和一二次風(fēng)4種成分。不考慮燃料燃燒時(shí)，床溫分布應(yīng)該均勻。開始并持續(xù)投入燃料后，床溫分布不斷變化且呈現(xiàn)明顯的不均勻性。當(dāng)床溫分布和煙氣組分保持動(dòng)態(tài)穩(wěn)定后，分布在沿程各小室內(nèi)的循環(huán)灰或給煤與床料進(jìn)行了充分的熱交換，即各小室溫度的差異主要來(lái)自氣體的吸熱、煤的燃燒以及床料與循環(huán)灰之間的換熱。若能獲取床溫分布，即可求得擴(kuò)散沿程的煤量分布；第二步，根據(jù)擴(kuò)散通量與質(zhì)量濃度梯度成正比，求解顆粒擴(kuò)散系數(shù)。顆粒擴(kuò)散系數(shù)是所有因素綜合作用的結(jié)果，因此能表征大型CFB鍋爐實(shí)際的顆粒擴(kuò)散規(guī)律。

3.3 顆粒橫向擴(kuò)散系數(shù)經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式的選取

宏觀計(jì)算方法多見于冷態(tài)試驗(yàn)，而對(duì)于追蹤單個(gè)顆粒的運(yùn)動(dòng)軌跡相對(duì)困難，因此微觀計(jì)算方法多用于歐拉-拉格朗日框架下的離散顆粒模型(DEM)。與傳統(tǒng)的離散相模型(DPM)不同，DEM能夠追蹤控制體內(nèi)(占有體積)的每個(gè)顆粒，通過(guò)硬球模型或軟球模型(通常用軟球模型)來(lái)計(jì)算顆粒間的碰撞過(guò)程，并且考慮其與周圍環(huán)境的相互作用。多位學(xué)者曾對(duì)不同尺寸流化床內(nèi)的顆粒橫向擴(kuò)散系數(shù)進(jìn)行了相應(yīng)的求解，如表3所示。

從表3可以看出，各位學(xué)者求取的顆粒橫向擴(kuò)散系數(shù)差別較大，這主要與床截面尺寸大小有關(guān)，小尺寸流化床內(nèi)顆粒的擴(kuò)散速度取決于氣泡上升和破裂等過(guò)程。床寬增加，乳化相內(nèi)循環(huán)過(guò)程加劇、個(gè)數(shù)增加，因此必須考慮顆粒自身的力學(xué)性質(zhì)。劉道銀[9]提出的經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式(式(7))中考慮了這一因素，并用阿基米德數(shù)Ar表征。該式計(jì)算結(jié)果與本文的結(jié)果最為吻合，如表4所示。

(7)

其中，

表3 部分學(xué)者給出的顆粒橫向擴(kuò)散系數(shù)

(8)

式中：Ug為爐膛截面表觀氣速；Umf為最小流化風(fēng)速；ρp和ρg分別為顆粒和流化風(fēng)的密度;g為重力加速度;H為靜止床高；Dbed為床面尺寸；Dbub,max為最大氣泡直徑，這里取H高度處的氣泡直徑，按照Darton等[19]給出的經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式(式(9))進(jìn)行求解。

(9)

式中：A0為布風(fēng)板單個(gè)風(fēng)帽小孔影響的區(qū)域面積，在數(shù)值上等于布風(fēng)板除以小孔的個(gè)數(shù)。

通過(guò)計(jì)算得到最大氣泡尺寸約為0.85 m。

表4 顆粒橫向擴(kuò)散系數(shù)試驗(yàn)值與計(jì)算值的對(duì)比

3.4 二維給煤質(zhì)量濃度分布的預(yù)測(cè)

在給煤口持續(xù)加入模擬顆粒，選擇典型的煤顆粒揮發(fā)析出時(shí)間，基于計(jì)算得到的顆粒橫向擴(kuò)散系數(shù)考察模擬顆粒沿截面的質(zhì)量濃度分布。采用顯式差分法來(lái)建立二維擴(kuò)散模型：

(10)

變量函數(shù)的數(shù)值解為：

(11)

式中：A和B均為離散點(diǎn)矩陣;Δx和Δy分別為x方向和y方向的差分單元長(zhǎng)度;n為差分個(gè)數(shù)。

采用第二、第三類邊界條件將給煤口在二維床截面進(jìn)行定位并模擬擴(kuò)散過(guò)程。在編程計(jì)算過(guò)程中，假設(shè)顆?？v向混合良好，給煤與惰性床料的擴(kuò)散系數(shù)在同一數(shù)量級(jí)且水平方向各向同性。圖5給出了煤顆粒分別注入流化床內(nèi)5.7 s和15 s時(shí)的截面質(zhì)量濃度分布。從圖5可以看出，當(dāng)注入5.7 s后顆粒沿爐膛截面的質(zhì)量濃度分布明顯不均勻，尤其是靠近內(nèi)側(cè)墻的爐膛中心區(qū)域其質(zhì)量濃度很低；當(dāng)注入15 s后，顆粒整體質(zhì)量濃度分布的均勻性有了較大提升。

(a) t=5.7 s

(b) t=15 s

4 結(jié) 論

(1) 二次風(fēng)口以外的區(qū)域，尤其是爐膛邊角處O2體積分?jǐn)?shù)分布偏差不超過(guò)2%，100%BMCR負(fù)荷下其偏差不超過(guò)1%。二次風(fēng)口沿取樣深度方向的O2體積分?jǐn)?shù)普遍呈現(xiàn)先下降后微升再迅速下降的趨勢(shì)。

(2) 大型CFB鍋爐密相區(qū)的顆粒橫向擴(kuò)散系數(shù)遠(yuǎn)大于實(shí)驗(yàn)室規(guī)模實(shí)驗(yàn)臺(tái)的計(jì)算值(約0.24 m2/s)，據(jù)此可進(jìn)行給煤口數(shù)量和位置的優(yōu)化設(shè)計(jì)。

(3) 二次風(fēng)射流軌跡類似于拋物線，60%BMCR負(fù)荷下二次風(fēng)的射程在4 m左右。筆者所提出的“局部熱平衡”的宏觀方法為解決實(shí)際給煤擴(kuò)散問(wèn)題提供了一種思路。

致謝：本文的實(shí)爐試驗(yàn)工作得到了神華國(guó)能(神東電力)集團(tuán)公司神華集團(tuán)有限責(zé)任公司循環(huán)流化床技術(shù)研發(fā)中心以及白馬電廠劉昌旭、謝雄的支持，在此一并表示衷心的感謝。