循环流化床锅炉炉膛热力计算

循环流化床锅炉炉膛热力计算
程乐鸣, 岑可法, 倪明江, 骆仲泱
（浙江大学热能工程研究所，能源清洁利用与环境工程教育部重点实验室，
浙江杭州 310027）
摘要：结合作者在循环流化床锅炉传热和设计理论研究及实践的基础上，提出一种循环流化床锅炉炉膛的热力计算方法，包括循环流化床锅炉炉膛的几何尺寸确定、炉膛热量平衡和炉膛传热计算。

考虑循环流化床锅炉炉型不同，其热力计算方法有所不同，该方法针对采用高温分离装置的循环流化床锅炉，提出的计算方法可用于一般高温分离的循环流化床锅炉的设计计算，其余炉型可在此基础上根据具体炉型特点修改使用。

关键词：循环流化床锅炉；锅炉设计；热力计算
1 引言
循环流化床锅炉燃烧效率高，污染排放低，燃料适应性广，被广泛应用于蒸汽生产中。

随着循环流化床锅炉的发展，其容量和规模都在增大。

目前美国在建的300 MWe循环流化床锅炉即将投入运行，600 MWe容量的循环流化床锅炉也已在设计中。

利用国内技术生产的35 t/h、75 t/h循环流化床锅炉有大量运行，目前国内投入运行的最大循环流化床锅炉是高温高压420 t/h容量的锅炉，高温高压450 t/h循环流化床锅炉也已在建，但运用的是国外技术。

在循环流化床锅炉的开发与发展过程中，各设计单位和锅炉制造厂家开发出各种炉型，针对各自不同的炉型采用各自的热力计算方法，即使是相同的炉型设计方法也可能不同，各有特点。

这与煤粉锅炉和鼓泡流化床锅炉在设计过程中有统一的热力计算方法[1]可供参考不同。

有关循环流化床锅炉热力计算方法在文献中也少见发表。

本文结合作者在循环流化床锅炉传热和设计理论研究及实践的基础上，建立了一种简单的循环流化床锅炉炉膛热力计算方法[2-9]。

与一般沸腾燃烧鼓泡流化床锅炉不同，循环流化床锅炉类型较多，炉型不同，其热力计算方法有所不同。

本方法针对采用高温分离装置的循环流化床锅炉，提出的计算方法可用于一般高温分离的循环流化床锅炉的设计计算，其余炉型可在此基础上根据具体炉型特点修改使用。

典型的高温分离器型循环流化床锅炉采用高温立式旋风分离器，安置在锅炉炉膛上部烟气出口处。

离开炉膛的大部分颗粒，由高温分离器所捕集并通过固体物料再循环系统从靠近炉膛底部的物料回送口送回炉膛。

经高温分离器分离后的高温烟气则进入尾部烟道，与布置在尾部烟道中的受热面进行换热后排出。

计算中未考虑添加石灰石的影响，若添加石灰石，则入炉热量、灰浓度和烟气量等有变化，需修正。

2 循环流化床锅炉炉膛几何尺寸的确定
2.1 炉膛横截面积
循环流化床锅炉炉膛一般由膜式水冷璧构成，其传热面积以通过水冷璧管中心面的面积计算。

若炉膛由轻型炉墙或敷管炉墙构成，则需考虑角系数的影响。

炉膛尺寸的确定主要包括炉膛密相区和稀相区的长、宽、高以及是否有截面收缩等确定。

炉膛横截面积的确定取决于床层运行风速或截面热负荷的选取。

密相区的运行风速类似于鼓泡流化床。

一般循环流化床锅炉稀相区运行风速在3～7 m/s之间，考虑磨损的危险性和为降低风机能耗，可选取运行风速在4～6 m/s左右。

运行风速数值与燃料种类也很有关系。

截面热负荷的选择与运行风速的选择是相关的，实际上只要燃料和过剩氧量确定，运行风速与截面热负荷中只要一个参数确定后，另一个参数也随之确定。

截面热负荷一般可选择在3～4 MW/m2左右[2]。

2.2 炉膛深度
炉膛横截面积确定后，根据炉膛长宽比确定炉膛的长宽。

炉膛的深度一般不超过8 m，以保证二次风的穿透，长宽比以1:1至2:1都是合适的。

具体在确定炉膛的长、宽比时，一般还应考虑尾部受热面的布置，使之相适应[2]。

2.3 炉膛密相区高度
若循环流化床锅炉有二次风，则其密相区与稀相区的分界面取二次风入口高度平面。

对于没有二次风或三次风的情况，或负荷变化较大时，若H0为静床料高，则其密相区高度H den可通过计算膨胀比R den得到[10]
(1)
R den可用下式计算：
当时，
(2)
当时，
(3)
为颗粒密式中U g为床层运行风速；U t为颗粒终端速度；d p为颗粒平均粒径；r
p
度。

2.4 炉膛高度
循环流化床锅炉炉膛高度是循环流化床设计的一个关键参数。

炉膛越高，则锅炉钢架就越高，因而锅炉的造价也会提高。

因此，在满足锅炉和炉膛的下述要求下，尽可能地降低炉膛高度。

一般地，炉膛高度应满足以下条件：（1）保证分离器不能捕集的细粉在炉膛内一次通过时能够燃尽；
（2）炉膛高度应容纳炉膛能布置全部或大部分蒸发受热面；
（3）炉膛高度应保证返料机构料腿一侧有足够的静压头，从而使循环流化床锅炉有足够的循环物料在循环回路中流动；
（4）炉膛高度应保证脱硫所需最短气体停留时间；
（5）炉膛高度应和循环流化床锅炉的尾部烟道或对流段所需高度相一致；
（6）炉膛高度应保证锅炉在设计压力下有足够的自然循环。

具体设计时，一般可根据常规循环流化床锅炉的炉膛高度确定一个数值，布置受热面是否足够，然后考虑分离器的切割直径，再根据上述（1）的要求考虑固体颗粒的燃尽和其他的要求条件，使之满足上述要求，若条件容许偏高些为好
[2]。

3 循环流化床锅炉循环倍率n
循环流化床锅炉循环倍率是循环物料重量与计算给煤重量的比值，其值的选取比较经验，可参考表1。

表1 锅炉循环倍率
4 密相区和稀相区的燃烧份额d
密相区和稀相区的燃烧份额受燃料粒径、煤种、流化风速、一二次风率、床层温度等诸多因素影响，尤其是煤种的影响较大，如挥发份高易爆的煤在密相区的燃烧份额会降低。

在目前缺乏数据的情况下，设计时可以参考有关不同煤种的燃烧特性试验数据取值[2]。

一般地，固体颗粒粒径越大，燃烧份额相对增加。

如果采用宽筛分燃料，可以采用鼓泡流化床计算标准中推荐的方法并考虑一次风率的影响而求取。

5 炉底排渣量与飞灰量比
炉底排渣量和飞灰量之比受许多因素影响，其中随煤的特性、床内物料粒径、和运行速度的变化较大，其取值相当经验，一般可在0.2-1间。

6 焓温表中炉膛内飞灰焓I fh的计算
在计算焓温表炉膛内的飞灰焓时，对于分离器前部分需考虑循环固体颗粒的影响，其飞灰焓I fh以下式计算：
(4)
式中c h和J h分别为灰的比热和温度；A ar为煤收到基灰分；a fh为飞灰份额；C fh 为炉膛出口飞灰含碳量；q4为机械不完全燃烧损失。

计算密相区的飞灰焓时，上式中的C fh和q4应代以密相区出口飞灰含碳量C*fh和密相区机械不完全燃烧损失q。

4ft
7 密相区和稀相区热量平衡
密相区的入炉热量Q l：
(5)
式中Q r为锅炉输入热量；q3为化学不完全燃烧损失；q6l h为炉底排渣损失；x为一次风率；a ft为密相区出口处的名义空气过剩系数；I lk0为理论冷空气焓，I flh为分离灰焓。

埋管受热面吸热量Q m：
(6)
式中j为保热系数；B j为计算给煤量；I ft²为密相区烟气焓。

带入稀相区的热量Q¢xx：
(7)
其中 D a xx为稀相区漏风系数。

稀相区吸热量Q xx：
(8)
式中I x²为烟气在稀相区的出口焓。

8 循环流化床锅炉炉膛传热计算
8.1 炉膛下部密相区的传热计算
循环流化床锅炉炉膛密相区的流体动力特性属紊流流态化，和鼓泡床密相区相似，若循环流化床密相区中布置有埋管受热面，其传热计算可直接参照鼓泡流化床中计算传热系数的方法进行方法。

由于一般地循环流化床锅炉床内运行风速比鼓泡流化床高，计算时有关床层空隙率数值的选取应根据情况适当增大[1]。

8.2炉膛上部稀相区的传热计算
8.2.1 壁面平均传热系数h
循环流化快速床中，包括含分散固体颗粒(固体颗粒分散相)的连续上升气流和相对密的颗粒团两部分。

根据循环流化床的流体动力特性，可以将稀相区横截面分为中心核心区和壁面环形区两部分。

在核心区，颗粒在其中由下向上运动，固体颗粒浓度较小；在床体壁面为密相环形区中，固体颗粒汇集成各种不同的密相结构（颗粒团），颗粒团与固体颗粒分散相在其中交替地与床壁面接触，沿传热壁面下滑、离散（图1）。

注： T w—壁面温度；T a—环形区温度；T c—核心区温度；s—密相区环形厚度；U pa —壁面环形区内的颗粒速度；U pc—核心区内的颗粒速度
图1 连续上升的固体颗粒分散相和沿壁面下滑的颗粒团
假定δcs是被颗粒团覆盖的壁面面积的平均百分率，用h conv表示对流传热系数，h r表示辐射传热系数，则壁面的平均传热系数可表示为h conv与h r之和(对于壁面来说忽略气相传热)：
(9)
式中h cs和h d分别为颗粒团与固体颗粒分散相的对流传热系数，h csr和h dr则分别表示颗粒团与固体颗粒分散相的辐射传热系数。

8.2.2 颗粒团覆盖壁面的时均覆盖率cs
在任何时刻，循环流化床锅炉壁面的一部分被颗粒团所覆盖，其余部分则暴露在固体颗粒分散相中（图1）。

颗粒团覆盖壁面的时均覆盖率δcs可由下式计算：
(10)
参数K的取值范围Basu[11]建议取为0.5。

程乐鸣等[7]提出对于循环流化床密、稀相区K值取不同数值。

对于稀相区，推荐K=0.1；对于密相区，推荐K=0.25。

此
值仍需考察。

壁面空隙率e w＝e3.811，e为稀相区空隙率，，r xx是稀相区固体颗粒浓度。

e cs为颗粒团中的空隙率，可取值为临界流态化下的空隙率值；Y 为固体颗粒相中固体颗粒的百分比，可取Y＝1-e。

8.2.3 循环流化床对流传热系数h conv
对流传热包括颗粒团与颗粒分散相的对流传热两部分，根据(9)，对流传热系数h conv以下式表示，
(11)
（1）颗粒团与壁面间对流传热系数h cs
颗粒团沿着壁面下滑，在与壁面接触一段时间后，颗粒团或者破裂消失或者运动到别处。

颗粒团与壁面接触时，其初始温度为床温，这样，颗粒团与壁面间产生非稳态传热。

快速床中颗粒团与壁面间的传热热阻主要有两部分，一是与壁面的接触热阻，二是颗粒团本身的平均热阻（图2）。

图2 壁面与颗粒团间的传热
假定传热只在水平方向由壁面传入颗粒团，而忽略竖直方向的任何传热量，则壁面与颗粒团间的传热系数可用下式表示
(12)
式中h w为壁面接触传热系数；h e为常温壁面向均匀半无限介质的不稳态导热过程中的有效传热系数。

对于锅炉内的情况，连续传热面较长，颗粒团的贴壁时间就会长些。

这时与接触热阻相比，颗粒团中的非稳态导热阻较为重要，这就减弱了固体颗粒径对传热系数的影响，对于颗粒团贴壁时间较短的情况，传热限于颗粒群的贴壁层。

1) 常温壁面向均匀半无限介质不稳态导热过程中的有效传热系数h e
若颗粒团与传热壁面的接触时间为t cs，则其平均传热系数为
(13)
式中K cs为气－固颗粒团的有效导热系数。

即Mickley和Fairbanks[12]根据颗粒团理论推导所得。

上式中，颗粒团与壁面的导热情况取决于其在壁面的停留时间t cs。

贴壁的颗粒团在重力作用下加速下滑，同时受到壁面的阻力与向上气流的曳引力作用。

图1中，在壁面传热面的上部Z0位置，形成一空隙率为e cs，温度为T a0（假定与床温相同）的颗粒团，该颗粒团与壁面接触，沿壁面以U pa的速度下滑至Z1位置，在壁面上的特征停留长度为L cs，这样，颗粒团的每一部分在壁面上的停留时间t cs就可以如下式计算：
(14)
式中L cs根据Wu等[13]的试验求出，，其中r susp取边壁区固体颗粒浓度，r usp=(1-e w) r p。

U pa是固体颗粒贴壁下滑速度，可取值为1.2 ~2.0 m/s。

气－固颗粒团的有效导热系数K cs，推荐采用Xavier和Davidson[14]提出的下式来计算。

(15)
式中K p和K g分别为固体颗粒和气体的导热系数；r g为气体密度；C g是气体比热；U mf为临界流化速度。

在公式适用范围内，该式与采用其它方法计算的颗粒团的有效导热系数基本一致，而采用该式的优点是该式还考虑了空气密度的影响。

颗粒团密度r cs=(1-e cs)r p+e cs r g，
颗粒团比热C cs=(1-e cs)C p+e cs C g。

2) 颗粒团与壁面间气膜传热系数h w
关于颗粒团与壁面传热系数h w，可根据颗粒团与壁面接触间的相应气体薄层厚度的热阻计算，颗粒团与壁面传热系数可用气体间隙厚度来计算：
(16)
根据试验，在模型中选取参数n=2.5。

（2）固体颗粒分散相的传热系数h d
循环流化床锅炉的壁面并不总是与颗粒团接触的。

在与两颗粒团接触之间，壁面与床中的上升气流接触，在上升气流中含有分散相的固体颗粒。

对流传热系数项中的固体颗粒分散相的传热系数h d的计算，选用Wen和Miller[15]基于稀相气-固混合物而导出的传热系数计算公式近似计算：
(17)
式中C p为固体颗粒比热；r dis为固体颗粒分散相的密度，其值可经由Yr p+(1-Y)r g 计算，U t为固体颗粒的终端速度。

8.2.4 循环流化床辐射传热系数h r
辐射传热是循环流化床锅炉中传热的一种重要方式，尤其是在高温(>700℃)和低床密度(<30 kg/m3)的情况下。

循环流化床锅炉中的辐射传热包括两部分，一部分主要来自与壁面接触的颗粒团的辐射，另一部分是固体颗粒分散相壁面的辐射。

床层向壁面的总辐射系数根据式(9)：
(18)
式中h cr为来自与壁面接触的颗粒团的辐射；h dr为固体颗粒分散相向壁面的辐射。

（1）固体颗粒分散相对壁面的辐射传热系数h dr
对于大型循环流化床锅炉，床吸收率e d可根据下式计算[16]：
(19)
式中e p为颗粒表面的吸收率。

对各相同性漫反射B＝0.5，对漫反射颗粒B＝0.667。

固体颗粒分散相的辐射传热系数h dr可以根据下式计算：
(20)
式中e s为传热表面的吸收率；s为斯蒂芬-波尔兹曼常数；T b是稀相区床温；T s 为表面温度。

（2）颗粒团对壁面的辐射传热系数h csr
颗粒团的辐射系数h csr，可将式(20)中的e d换成e cs同样进行计算。

颗粒团的吸收率e cs可由下式计算:
(21)
9 结论
本文结合作者在循环流化床锅炉传热和设计理论研究及实践的基础上，针对采用高温分离装置的循环流化床锅炉，提出一种简单的循环流化床锅炉炉膛热力计算方法，可用于一般高温分离的循环流化床锅炉的设计计算，其余炉型可在此基础上根据具体炉型特点修改使用。

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