摘要: 在高度為 10 m 循環(huán)流化床冷態(tài)試驗(yàn)臺(tái)上，采用差壓法和積料法分別測(cè)定流化床爐膛顆粒濃度分布和物料循環(huán)流率，研究不同顆粒物料、在不同氣流速度爐內(nèi)顆粒濃度分布特性和循環(huán)流率規(guī)律。研究表明循環(huán)流化床顆粒濃度沿爐膛高度方向呈現(xiàn)先急劇降低后緩慢減小的規(guī)律。對(duì)于一定的顆粒物料，爐膛氣流速度 ( 截面速度) 決定了爐膛稀相區(qū)區(qū)域物料濃度和和循環(huán)流化床鍋爐的固體物料循環(huán)流率。

人類大規(guī)模利用化石能源排放大量的溫室氣體被普遍認(rèn)為是導(dǎo)致全球變暖的重要因素。我國(guó)的能源消費(fèi)結(jié)構(gòu)以煤為主，其中燃煤發(fā)電消耗煤量巨大，燃煤產(chǎn)生巨量的 CO 2 排放。目前 CO 2 的減排措施，一方面是通過提高煤炭利用效率達(dá)到少用煤減少 CO 2 排放目的，另一方面，對(duì)燃煤產(chǎn)生的CO 2 進(jìn)行捕集，如富氧燃燒，煙氣中 CO 2 分離，然后對(duì)高濃度的 CO 2 進(jìn)行壓縮、輸送、地下封存。然而，不管是采用富氧燃燒還是煙氣中 CO 2 分離措施，能耗均非常大，大規(guī)模應(yīng)用幾乎不能接受，因此，近年來在 CO 2 捕集方面具有顯著低能耗優(yōu)勢(shì)的化學(xué)鏈燃燒技術(shù)的研究進(jìn)程明顯加速。

化學(xué)鏈燃燒是一種潔凈、高效新型無火焰燃燒技術(shù)。與傳統(tǒng)燃燒相比，該技術(shù)的#大優(yōu)點(diǎn)是借助于中間載體在氧化 － 還原反應(yīng)器間的循環(huán)，避免了燃料與空氣直接接觸，在化學(xué)轉(zhuǎn)化同時(shí)實(shí)現(xiàn) CO 2 高效分離，在降低 CO 2 捕集能耗方面具有優(yōu)勢(shì)。化學(xué)鏈燃燒工藝包括空氣反應(yīng)器和燃料反應(yīng)器，雙流化床反應(yīng)器被認(rèn)為是化學(xué)鏈燃燒#合適的反應(yīng)器，其反應(yīng)器中的燃料或載氧體流動(dòng)狀態(tài)與循環(huán)流化床鍋爐爐膛內(nèi)的固體顆粒的流動(dòng)、循環(huán)類似。循環(huán)流化床鍋爐燃燒技術(shù)以燃燒效率高、環(huán)保特性好、調(diào)峰性能好、燃料適應(yīng)性強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)在電力行業(yè)獲得廣泛應(yīng)用，技術(shù)已很成熟，為化學(xué)鏈燃燒技術(shù)發(fā)展奠定了良好基礎(chǔ)。

化學(xué)鏈燃燒的概念shou先由德國(guó)科學(xué)家 Ｒichter1983 年提出，用來替代傳統(tǒng)燃燒提高火電廠熱效率; 1987 年日本學(xué)者 Ishida 與中國(guó)金紅光指出CLC 具有 CO 2 內(nèi)分離的特性，并進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究與理論分析，2004 年瑞典學(xué)者 Lyngfelt 等人實(shí)現(xiàn)了串行流化床化學(xué)鏈燃燒中試實(shí)驗(yàn)，證明了化學(xué)鏈燃燒可以實(shí)現(xiàn) CO 2 內(nèi)分離。清華大學(xué)、東南大學(xué)、華中科技大學(xué)和華北電力大學(xué)在載氧體開發(fā)與測(cè)試以及小型試驗(yàn)裝置運(yùn)行方面進(jìn)行相關(guān)研究�；瘜W(xué)鏈燃燒動(dòng)力系統(tǒng)已成為shijie能源領(lǐng)域研究的重要方向，是解決 CO 2 減排的主要發(fā)展的先金技術(shù)之一［1］ 。

化學(xué)鏈燃燒/氣化技術(shù)應(yīng)用了流化床技術(shù)，采用載氧體循環(huán)物料的化學(xué)鏈燃燒/氣化技術(shù)，爐膛顆粒濃度分布和循環(huán)流率等關(guān)鍵參數(shù)直接影響到爐內(nèi)的氣固流動(dòng)、燃燒/氣化反應(yīng)、傳熱特性、磨損和產(chǎn)物生成特性，也是關(guān)系到化學(xué)鏈技術(shù)能夠?qū)崿F(xiàn)工業(yè)化應(yīng)用的關(guān)鍵所在［2 －4］ 。本文在東方電氣東方鍋爐股份有限公司德陽基地試驗(yàn)中心，采用爐膛內(nèi)截面為 400 mm ×400 mm，爐膛高度 ( 距離布風(fēng)板) 為 10 m 循環(huán)流化床試驗(yàn)臺(tái)，以鈦鐵礦和循環(huán)灰為床料開展不同物料特性對(duì)流化床內(nèi)顆粒濃度分布和物料循環(huán)流率影響規(guī)律試驗(yàn)研究，為化學(xué)鏈燃燒/氣化技術(shù)工程化應(yīng)用提供重要的技術(shù)支撐。

1 實(shí)驗(yàn)裝置及方法

流化床冷態(tài)實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)主要包括爐膛、分離器、下降管、返料器、供風(fēng)系統(tǒng)、引風(fēng)系統(tǒng)、壓力采集系統(tǒng)、風(fēng)量測(cè)量系統(tǒng)等。爐膛高度 ( 距離布風(fēng)板)為10 m，布風(fēng)板截面為280 mm ×400 mm，下爐膛變截面段高度為 900 mm，上部爐膛內(nèi)截面為400 mm ×400 mm，下降管內(nèi)圓直徑為 120 mm。為了保證流化床內(nèi)部氣固流動(dòng)的可視化，試驗(yàn)部件均采用有機(jī)玻璃制成。實(shí)驗(yàn)臺(tái)沿爐膛高度布置有 10 個(gè)壓力測(cè)點(diǎn)，旋風(fēng)分離器出口和入口均布置 1 個(gè)壓力測(cè)點(diǎn)，下降管上布置有 4 個(gè)壓力測(cè)點(diǎn)，返料器上布置有 4 個(gè)壓力測(cè)點(diǎn)，返料腿上設(shè)置 1 個(gè)壓力測(cè)點(diǎn)，在爐膛一次風(fēng)室、返料器的流化風(fēng)室和返料風(fēng)室分別布置 1 個(gè)壓力測(cè)點(diǎn)。采用壓力變送器實(shí)時(shí)采集實(shí)驗(yàn)臺(tái)各點(diǎn)的壓力值，利用壓差濃度法 ρ P = ΔP/ ( g × Δh 爐膛 ) 計(jì)算爐膛沿高度方向的顆粒濃度，其中 ρ P 為爐膛顆粒濃度 kg/m 3 ; ΔP 為相鄰兩側(cè)點(diǎn)壓力差 Pa;g 為重力加速度 m/s 2 ; Δh 爐膛 相鄰兩側(cè)點(diǎn)高度差 m。試驗(yàn)過程中，由于流化床內(nèi)物料湍流流動(dòng)狀態(tài)極其強(qiáng)烈，爐膛內(nèi)壓力值波動(dòng)較大，測(cè)量壓力數(shù)據(jù)為穩(wěn)定工況下，一分鐘內(nèi)壓力測(cè)量數(shù)據(jù)的算術(shù)平均值。物料循環(huán)流率采用積料法測(cè)量，在實(shí)驗(yàn)臺(tái)返料器上設(shè)置有回料截止閥，在系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行的瞬間截止回料，并測(cè)量物料在下降管的堆積速度，通過計(jì)算公式 Gs = ρ b × Δh 下降管 × S 下降管 / ( Ts ×S 爐膛 ) 計(jì)算循環(huán)流率，其中 Gs 為基于爐膛內(nèi)截面積的物料循環(huán)流率 kg/ ( m 2 × s) ; ρ b 為物料顆粒的堆積密度 kg/m 3 Δh下降管 為下降管的堆積高度 m;S 下降管 為下降管的內(nèi)截面積 m 2 ; S 爐膛 為爐膛的內(nèi)截面積 m 2 ; 為物料顆粒堆積時(shí)間 s。

試驗(yàn)物料采用鈦鐵礦和循環(huán)流化床鍋爐實(shí)際運(yùn)行的循環(huán)灰，通過稱量測(cè)出其堆積密度分別為 2620 kg/m 3 、1 200 kg/m 3 。采用篩分裝置對(duì)鈦鐵礦和循環(huán)灰分別進(jìn)行粒徑篩分 ( 見圖 1 ～ 2 所示) ，結(jié)果表明，鈦鐵礦粒徑范圍為 0μm ～ 300μm，D50中位粒徑約為 160μm，循環(huán)灰粒徑范圍是 0μm ～300μm，D50 中位粒徑為 110μm，且均符合玻爾茲曼分布規(guī)律 Y = A2 + ( A1 － A2) / ( 1 + EXP ( ( X－ X0) /DX) ) ( Boltzmann Model) 。本次整個(gè)試驗(yàn)在常溫常壓下進(jìn)行，流化介質(zhì)為空氣。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與討論

2. 1 循環(huán)流化床試驗(yàn)臺(tái)壓力分布

本次試驗(yàn)分別采用鈦鐵礦和 CFB 鍋爐循環(huán)灰為床料，采用壓力傳感器和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)實(shí)時(shí)采集壓力變化。試驗(yàn)在爐膛空截面速度 3. 6 m/s 下，采用鈦鐵礦 ( 靜止床料厚度 310 mm，床料量 97. 5kg) 和 CFB 鍋爐循環(huán)灰 ( 靜止床料厚度 490 mm，床料量60 kg) 的壓力分布趨勢(shì)如圖3 和圖4 所示。

試驗(yàn)結(jié)果表明，采用合適粒徑分布的鈦鐵礦為物料，能夠?qū)崿F(xiàn)在循環(huán)流化床冷態(tài)試驗(yàn)臺(tái)的正常運(yùn)行，且爐膛內(nèi)壓力分布趨勢(shì)與采用循環(huán)灰為物料的運(yùn)行狀況規(guī)律一致。從壓力分布曲線可看出，鈦鐵礦比 CFB 鍋爐循環(huán)灰堆積密度大得多，其單位堆積厚度的床壓降比 CFB 鍋爐循環(huán)灰高，在流化狀態(tài)下，運(yùn)行床壓與床料密度和堆積厚度有關(guān)。

2. 2 截面速度對(duì)爐膛顆粒濃度的影響

圖 5 給出采用鈦鐵礦試驗(yàn)床料，靜止?fàn)t膛高度為 310 mm ( 即床料量 58. 2 kg) ，不同截面速度下沿爐膛高度方向鈦鐵礦顆粒的濃度分布趨勢(shì)圖，整體而言，爐膛顆粒濃度沿爐膛高度方向均呈現(xiàn)逐漸降低的趨勢(shì)，且顆粒濃度在 h/H =0. 045 以下的爐膛區(qū)域急劇下降，在 h/H =0. 045 以上的爐膛區(qū)域緩慢下降，其中 h 為爐膛壓力測(cè)點(diǎn)高度，H 為爐膛總高度;

在試驗(yàn)截面速度范圍內(nèi) ( 2. 5 m/s → 3. 6 m/s) ，爐膛密相區(qū) ( h = 0 ～ 3 500 mm) 和稀相區(qū) ( h =3 500 mm ～10 000 mm) 壓降與截面速度的關(guān)系曲線見圖 6，由曲線可知隨著截面速度增加爐膛密相區(qū)的壓差呈現(xiàn)下降趨勢(shì) ( 5 800Pa → 5 035 Pa) ，爐膛稀相區(qū)差壓值呈現(xiàn)上升趨勢(shì) ( 122Pa → 715 Pa) ，表明，隨著截面速度升高，爐膛密相區(qū)床料充氣膨脹更強(qiáng)烈，氣/固比升高，而稀相區(qū)壓差隨截面速度的升高而升高，說明氣體對(duì)鈦鐵礦顆粒的攜帶能力增強(qiáng)。

2. 3 截面速度對(duì)循環(huán)流率的影響

圖 7 給出采用鈦鐵礦為試驗(yàn)床料，靜止?fàn)t膛高度分別為190 mm、400 mm、470 mm ( 即對(duì)應(yīng)床料量分別 58. 2 kg、128. 3 kg、153. 2 kg) ，不同截面速度與循環(huán)速率的趨勢(shì)圖。由圖可知，對(duì)不同床料量鈦鐵礦而言，隨著爐膛截面流速的升高，單位爐膛截面的循環(huán)流率增大。圖 8 給出采用 600MW 超臨界 CFB 鍋爐燃煤機(jī)組的循環(huán)灰為試驗(yàn)床料，靜止?fàn)t膛高度分別為 295 mm、410 mm、490mm ( 即對(duì)應(yīng)床料量分別 27. 3 kg、45. 7 kg、60. 0kg) ，不同截面速度與循環(huán)速率的趨勢(shì)圖。由圖可知，不同靜止?fàn)t膛高度的循環(huán)灰循環(huán)流率與爐膛截面速度均呈現(xiàn)線性關(guān)系。

2. 4 爐膛差壓與循環(huán)流率的關(guān)系

對(duì)循環(huán)流化床鍋爐，工程上通常采用爐膛差壓值間接反映鍋爐循環(huán)速率大小。由圖 9 可知針對(duì)鈦鐵礦床料而言，在稀相區(qū)高度段 ( 即 ΔH 3 =3 500 mm ～ 9 760 mm) 爐膛差壓與循環(huán)流率的一元線性相關(guān)系數(shù) r = 0. 96，呈現(xiàn)線性關(guān)系。對(duì)循環(huán)灰床料而言，稀相區(qū)高度段 ( 即 ΔH 3 = 3 500 mm～ 9 760 mm) 爐膛差壓與循環(huán)流率的一元線性相關(guān)系數(shù) r = 0. 91，呈現(xiàn)線性關(guān)系。整體趨勢(shì)上看，循環(huán)灰的爐膛差壓與循環(huán)流率一元線性關(guān)系與采用鈦鐵礦類似，且兩者一元線性的斜率和相關(guān)系數(shù) r 存在一定差異，造成上述差異原因與床料顆粒從分離器出口物料損失速率、床料顆粒在爐膛內(nèi)的氣/固比等因素差異有關(guān) ( 注: 分離器出口幾乎沒有鈦鐵礦顆粒物料損失，而循環(huán)灰顆粒有不同程度物料損失) 。

2. 6 不同物料顆粒對(duì)循環(huán)流率的影響

本文采用物料粒徑范圍為 0μm ～ 300 μm 鈦鐵礦( D50 =160 μm，ρ b =2 620 kg/m 3 ) 和循環(huán)灰( D50=110 μm，ρ b =1 200 kg/m3 ) 床料開展冷態(tài)試驗(yàn)研究，圖 10 給出了不同物性床料顆粒的爐膛靜止床料質(zhì)量與循環(huán)流率關(guān)系圖。由圖可知，爐膛靜止床料質(zhì)量約60kg，爐膛截面風(fēng)速為2. 8 m/s 時(shí)，循環(huán)灰顆粒循環(huán)流率為 11. 09 kg/( s × m 2 ) 明顯高于鈦鐵礦顆粒的循環(huán)流率 2. 70 kg/( s × m 2 ) ; 爐膛截面風(fēng)速為 3. 6 m/s 時(shí)，循環(huán)灰顆粒循環(huán)流率為17. 40 kg/( s × m 2 ) 明顯高于鈦鐵礦顆粒的循環(huán)流率4. 92 kg/( s × m 2 ) ，即循環(huán)灰的循環(huán)流率明顯高于鈦鐵礦的循環(huán)流率。導(dǎo)致該現(xiàn)象的主要原因是兩種床料顆粒密度、粒徑分布和物性參數(shù)等存在差異，鈦鐵礦真實(shí)密度 ρ P = 5 000 kg/m 3 ，堆積密度ρ b =2 620 kg/m 3 ，D50 =160 μm，循環(huán)灰真實(shí)密度ρ P =2 500 kg/m 3 ，堆積密度 ρ b =1 200 kg/m 3 ，D50=110 μm，#終造成兩種床料顆粒的流化特性( 相同物料量和流化速度) 存在一定程度的差異。

3 結(jié) 語

由上述分析計(jì)算可得能下結(jié)論。

( 1) 采用合適粒徑分布的鈦鐵礦為物料，能夠?qū)崿F(xiàn)在循環(huán)流化床冷態(tài)試驗(yàn)臺(tái)的正常運(yùn)行，且爐膛內(nèi)壓力分布趨勢(shì)與采用循環(huán)灰為物料的運(yùn)行狀況規(guī)律一致。

( 2) 本次試驗(yàn)的鈦鐵礦顆粒濃度沿爐膛高度方向均呈現(xiàn)逐漸降低趨勢(shì)，顆粒濃度在 h/H = 0. 045以下爐膛區(qū)域急劇下降，在 h/H =0. 045 以上爐膛區(qū)域緩慢下降，其中 h 為爐膛壓力測(cè)點(diǎn)高度，H 為爐膛總高度。試驗(yàn)表明，隨著截面速度升高，氣體對(duì)鈦鐵礦顆粒的攜帶能力逐漸增強(qiáng)，且密相區(qū)和稀相區(qū)的中間位置約為 h =3 500 mm( 即 h/H =0. 35) 。

( 3) 本次試驗(yàn)鈦鐵礦和循環(huán)灰兩種顆粒均隨著爐膛截面流速的升高，單位爐膛截面的循環(huán)流率增大; 在相同物料量和流化速度下，循環(huán)灰的循環(huán)流率明顯高于鈦鐵礦的循環(huán)流率。

( 4) 鑒于本次試驗(yàn)條件下的鈦鐵礦顆粒的循環(huán)流率偏低，可能會(huì)影響到熱態(tài)試驗(yàn)臺(tái)爐內(nèi)傳熱和溫度場(chǎng)分布，因此實(shí)際化學(xué)鏈反應(yīng)器設(shè)計(jì)時(shí)還需要進(jìn)一步優(yōu)化鈦鐵礦粒徑分布、靜止床層物料高度 ( 床內(nèi)存料量) 、選擇合適運(yùn)行速度 ( 爐膛截面速度) ，以及考慮有效防磨措施。