流化床啟動過程中底料磨損行為研究

孫佰仲， 譚 平， 王 擎， 劉洪鵬， 李少華

（1.東北電力大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院，吉林132012；2.沈陽鋁鎂設(shè)計研究院有限公司，沈陽110001）

循環(huán)流化床鍋爐啟動特性是考察鍋爐性能的重要指標(biāo)［1］.在鍋爐啟動過程中，床料顆粒間劇烈碰撞，導(dǎo)致床料破碎［2］，進(jìn)而形成大量的細(xì)小顆粒并產(chǎn)生揚(yáng)析現(xiàn)象，使床料量減少、床料粒度分布發(fā)生變化、床壓降低，影響床料正常流化［3］，必要時需補(bǔ)充床料，以彌補(bǔ)由于揚(yáng)析或夾帶引起的床料損失.因此，研究流化床內(nèi)床料的磨損機(jī)理對于確定合理的初始料層厚度及粒度分布范圍是非常必要的.

油頁巖是儲量巨大的化石能源，對其開發(fā)和利用已經(jīng)成為研究熱點(diǎn)，特別是針對油頁巖及半焦在循環(huán)流化床中燃燒特性已開展了大量的研究工作［4－9］，然而對循環(huán)流化床中頁巖灰床料磨損特性的研究卻鮮見報道.在流化床物料磨損方面，Hartge等［10］利用顆粒群模型從理論上研究了顆粒磨損和能量傳遞作用，結(jié)果表明原始顆粒的磨損率大于流化一段時間后的樣品顆粒的磨損率.Rodrigue等［11］考察了氧化鐵流化揚(yáng)析情況，確定了揚(yáng)析速率常數(shù).王輝等［12］對石英砂的熱態(tài)流化磨損規(guī)律進(jìn)行了研究，并采用灰色關(guān)聯(lián)分析考察了操作參數(shù)的影響.呂俊復(fù)等［13］通過試驗(yàn)研究認(rèn)為磨損速度與過余流化速度的平方成正比，磨損系數(shù)與顆粒初始粒徑和流化時間有關(guān).筆者以燃燒油頁巖流化床鍋爐的床料灰為研究對象，考查了流化風(fēng)速、流化時間和床料溫度對磨損的影響，同時建立了二階磨損模型.

1 試驗(yàn)樣品與方法

1.1 試驗(yàn)樣品

試驗(yàn)樣品取自吉林樺甸65t／h低倍率油頁巖循環(huán)流化床電站鍋爐的油頁巖灰渣，其粒度分布見表1.

表1 頁巖灰樣品粒度分布Tab.1 Particle size distribution of shale ash samples

1.2 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)在小型流化床燃燒反應(yīng)器（圖1）上進(jìn)行.反應(yīng)器本體由上下兩部分組成，下部為流化氣體預(yù)熱段，上部為試驗(yàn)樣品流化反應(yīng)段.反應(yīng)段高1.0 m，采用直徑為51mm、壁厚為3.5mm的25Cr－20Ni耐熱鋼管制成.反應(yīng)段與預(yù)熱段中間設(shè)置布風(fēng)板，由兩層孔徑為0.065mm的不銹鋼細(xì)網(wǎng)制作而成，反應(yīng)器本體采用電加熱方式.流化介質(zhì)由空氣壓縮機(jī)提供，經(jīng)過預(yù)熱段加熱后進(jìn)入反應(yīng)段，將床料流化.試驗(yàn)前對不同粒徑下的頁巖灰進(jìn)行稱重、記錄，將稱好的頁巖灰裝入床內(nèi)（料層靜止高度約150 mm），當(dāng)爐內(nèi)流化風(fēng)量和溫度達(dá)到試驗(yàn)工況設(shè)定值時開始計時，到預(yù)定時間后關(guān)閉進(jìn)氣閥，使床料自然冷卻至室溫后取出，并進(jìn)行篩分和稱重，記錄不同粒徑頁巖灰的質(zhì)量，從而獲得磨損后頁巖灰的粒度分布.頁巖灰球形度φ＝0.6，表觀密度ρs＝1 450kg／m3，冷態(tài)臨界流化風(fēng)速為0.425 3m／s.油頁巖著火溫度較低，一般320℃以上即可著火.根據(jù)鍋爐實(shí)際啟動情況，確定試驗(yàn)床溫為20～350℃.

圖1 小型流化床燃燒反應(yīng)系統(tǒng)Fig.1 Systematic sketch of the bench－scale fluidized bed

2 床料質(zhì)量變化影響因素

2.1 床料質(zhì)量變化規(guī)律

定義質(zhì)量保持率ε為經(jīng)過t時間磨損后頁巖灰的質(zhì)量與床內(nèi)初始頁巖灰質(zhì)量之比.

式中：W0為床內(nèi)樣品的初始質(zhì)量，g；W 為流化t時間后床料的質(zhì)量，g.

2.2 流化風(fēng)速對床料質(zhì)量的影響

圖2給出了20℃時不同流化風(fēng)速下床料質(zhì)量隨時間的變化.由圖2可知，120min內(nèi)頁巖灰質(zhì)量保持率下降明顯，而后變化趨于平穩(wěn).在熱態(tài)流化初始階段，床料顆粒表面相對粗糙且有明顯的凸起部分，顆粒之間、顆粒與床體之間劇烈的碰撞導(dǎo)致表面細(xì)小顆粒從母體剝落，當(dāng)流化風(fēng)速高于細(xì)小顆粒的終端沉降速度時，細(xì)顆粒即被攜帶出反應(yīng)器，造成揚(yáng)析量增大，床料量減少.之后顆粒的碰撞使顆粒表面趨于光滑，磨損量減少，床料質(zhì)量變化平穩(wěn)，磨損進(jìn)入穩(wěn)定區(qū).所以在流化床啟動過程中，當(dāng)床料經(jīng)歷快速衰減階段后需對床料進(jìn)行補(bǔ)充，以保證流化床內(nèi)傳質(zhì)、傳熱以及燃燒室熱負(fù)荷符合鍋爐設(shè)計值.從圖2中還可以發(fā)現(xiàn)，流化風(fēng)速是控制磨損量和揚(yáng)析量的主要因素之一，它直接反映了對床料的能量激勵水平.流化風(fēng)速越大，激勵水平越強(qiáng)，顆粒磨損速率越快，揚(yáng)析量也就越大.在相同流化風(fēng)速下，質(zhì)量保持率與時間的關(guān)系可以用指數(shù)衰減模型來描述.

圖2 床料質(zhì)量與流化時間的關(guān)系Fig.2 Residual mass of bed material vs.fluidizing time

式中：ε∞為進(jìn)入穩(wěn)定磨損區(qū)的質(zhì)量保持率.

利用此模型對試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，相關(guān)系數(shù)都大于0.97，說明床料質(zhì)量隨時間的變化規(guī)律符合指數(shù)衰減模型.

圖3給出了0～0.5mm頁巖灰質(zhì)量分?jǐn)?shù)隨時間的變化規(guī)律.由于顆粒的磨損，不同粒徑顆粒所占的質(zhì)量分?jǐn)?shù)也發(fā)生了變化，原試驗(yàn)顆粒粒徑范圍為0.5～5mm，未選擇粒徑范圍為0～0.5mm的頁巖灰作為試驗(yàn)樣品，試驗(yàn)后顆粒粒徑發(fā)生了“退檔”現(xiàn)象，0～0.5mm的頁巖灰也占據(jù)一定質(zhì)量分?jǐn)?shù).

圖3 0～0.5mm頁巖灰質(zhì)量分?jǐn)?shù)隨時間的變化Fig.3 Mass fraction vs.time for 0－0.5mm shale ash

2.3 溫度對床料質(zhì)量的影響

圖4給出了流化風(fēng)速為0.48m／s時不同溫度下床料質(zhì)量隨時間的變化.從圖4中可以看出，溫度升高造成頁巖灰磨損加劇，這主要是由于溫度升高時，相同粒徑下顆粒的臨界流化風(fēng)速降低，過余流化速度增大，顆粒的平均碰撞次數(shù)增加，磨損加劇.Lin等［14］對床溫為600～800℃范圍內(nèi)床料石英砂的磨損特性進(jìn)行了研究，得出了相同的結(jié)論.

圖4 不同溫度下床料質(zhì)量隨時間的變化Fig.4 Residual mass vs.time at different bed temperatures

3 磨損模型

隨著磨損的進(jìn)行，產(chǎn)生細(xì)小的顆粒，部分小顆粒發(fā)生揚(yáng)析現(xiàn)象，磨損越劇烈，揚(yáng)析量越大，留在床內(nèi)頁巖灰的質(zhì)量越少.從圖2中發(fā)現(xiàn)，在相同流化風(fēng)速下，床料質(zhì)量隨時間呈指數(shù)衰減變化.筆者采用文獻(xiàn)［15］中提出的二階磨損模型來描述床料磨損規(guī)律：

當(dāng)W＝Wmin時，對式（3）兩邊進(jìn)行積分得

式中：Wmin為進(jìn)入穩(wěn)定磨損區(qū)床內(nèi)樣品的最小質(zhì)量，g；Ra為磨損速率常數(shù)，g－1·s－1.

若已知W0、Wmin以及W，就可以求出方程（4）左值Y，進(jìn)而求出磨損速率常數(shù)Ra.

3.1 磨損速率與過余流化速度的關(guān)系

磨損時間分別取 10min、30min、50min、70 min、90min、120min和240min 7個時間點(diǎn)，試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)在240min以后已經(jīng)進(jìn)入穩(wěn)定磨損區(qū)，床料質(zhì)量幾乎不變，即Wmin.圖5給出了按照方程（4）進(jìn)行直線擬合的情況，該直線的斜率就是磨損速率常數(shù)Ra.由圖5可知，擬合相關(guān)系數(shù)均在0.97以上，說明二階磨損模型適合磨損速率常數(shù)的描述；磨損速率常數(shù)隨著流化風(fēng)速的增大而增大，定量分析與定性分析得出的結(jié)論相同.

圖6和圖7分別給出了磨損速率常數(shù)Ra與過余流化速度（U－Umf）及其倒數(shù)的關(guān)系，擬合相關(guān)系數(shù)分別為0.966和0.983，說明磨損速率常數(shù)與過余流化速度成反比，可以用式（5）表示.

式中：ka為磨損速率.

圖6 磨損速率常數(shù)與過余流化速度的關(guān)系Fig.6 Relationship between attrition rate constant and excess gas velocity

圖7 磨損速率常數(shù)與過余流化速度倒數(shù)的關(guān)系Fig.7 Relationship between attrition rate constant and inverse of excess gas velocity

3.2 磨損速率與溫度的關(guān)系

圖8給出了不同溫度下方程（4）的擬合曲線，擬合直線的斜率即磨損速率常數(shù).由圖8可知，隨著溫度的升高，直線斜率增大，表明磨損速率常數(shù)增大.表2給出了不同溫度下的磨損速率常數(shù)及擬合相關(guān)系數(shù).

圖8 不同溫度下方程（4）的擬合直線Fig.8 Straight line fitting of equation（4）at different temperatures

表2 不同溫度下的磨損速率常數(shù)及擬合相關(guān)系數(shù)Tab.2 Attrition rate constant and fitting correlation coefficient at different temperatures

圖9給出了磨損速率常數(shù)與溫度的關(guān)系.從圖9中可以看出，指數(shù)形式可以很好地描述二者的關(guān)系，采用改進(jìn)的 Arrhenius方程［15］得出式（6）.

式中：E為磨損活化能，J／mol；R為通用氣體常數(shù)，8.314J／（mol·K）；k0為指前因子，m／（s2·g）.

對式（6）左右兩邊取對數(shù)整理得：

作ln Ra＋ln（U－Umf）～1／T 的Arrhenius直線，求出其斜率及節(jié)距，進(jìn)而求出磨損活化能E和指前因子k0.

圖9 磨損速率常數(shù)與溫度的關(guān)系Fig.9 Relationship between attrition rate constant and temperature

圖10為Arrhenius動力學(xué)方程的直線擬合圖，相關(guān)系數(shù)為－0.967 1，可計算出磨損活化能E＝1.072kJ／mol，k0＝5.507 4×10－7m／（s2·g）.因此，可得到溫度為20～350℃、流化風(fēng)速為0.73～1.25m／s時頁巖灰的質(zhì)量關(guān)聯(lián)式.

圖10 Arrhenius直線擬合Fig.10 Straight line fitting according to Arrhenius formula

將以上關(guān)聯(lián)式的理論計算結(jié)果與大量試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對比，發(fā)現(xiàn)二者相對誤差控制在2%內(nèi)，試驗(yàn)數(shù)據(jù)與計算數(shù)據(jù)吻合較好，說明二階磨損模型能夠很好地描述頁巖灰在流化床內(nèi)的磨損規(guī)律，具有很強(qiáng)的預(yù)測性.

4 結(jié) 論

（1）循環(huán)流化床鍋爐啟動床料的磨損過程先后經(jīng)歷快速衰減階段和穩(wěn)定磨損階段，床料質(zhì)量變化率在啟動過程中呈指數(shù)衰減趨勢.

（2）流化風(fēng)速對床料磨損影響很大，隨著流化風(fēng)速的增大，顆粒之間碰撞的能量水平增大，顆粒的磨損速率加快；隨著床溫升高，磨損程度加劇.

（3）二階磨損模型能夠很好地預(yù)測流化床內(nèi)床料質(zhì)量的變化規(guī)律，在流化床啟動過程中，床料的磨損率與過余流化速度成反比，且滿足Arrhenius動力學(xué)方程Ra＝k0e－E／RT（U－Umf）－1，計算獲得磨損活化能E＝1.072kJ／mol，指前因子k0＝5.507 4×10－7m／（s2·g）.

［1］王擎，孫佰仲，柏靜儒，等.循環(huán)流化床鍋爐高溫空氣點(diǎn)火節(jié)能技術(shù)［J］.長春工業(yè)大學(xué)學(xué)報，2007，28（s1）：84－88.WANG Qing，SUN Baizhong，BAI Jingru，et al.Energy－saving technology of high temperature air ignition for circulating fluidized bed boiler［J］.Journal of Changchun University of Techonology，2007，28（s1）：84－88.

［2］王進(jìn)偉，趙新木，李少華，等.循環(huán)流化床鍋爐煤灰成分對其磨損特性的影響［J］.化工學(xué)報，2007，58（3）：739－744.WANG Jinwei，ZHAO Xinmu，LI Shaohua，et al.Influence of coal ash components on attition characteristics in circulating fluidized bed［J］.Journal of Chemical Industry and Engineering，2007，58（3）：739－744.

［3］周陵生，姜秀民，劉建國，等.石英砂流化床床料磨損的數(shù)學(xué)模型［J］.化工學(xué)報，2007，58（11）：2776－2780.ZHOU Lingsheng，JIANG Xiumin，LIU Jianguo，et al.Mathematic model of attrition of quartzite particles as medium material in fluidized bed ［J］.Journal of Chemical Industry and Engineering，2007，58（11）：2776－2780.

［4］秦宏，孫佰仲，王擎，等.流化床內(nèi)油頁巖半焦燃燒過程孔隙特性分析［J］.中國電機(jī)工程學(xué)報，2008，28（1）：14－20.QIN Hong，SUN Baizhong，WANG Qing，et al.A－nalysis on influence factors of the characteristic of pore structure during combustion of oil shale semi－coke［J］.Proceedings of the CSEE，2008，28（1）：14－20.

［5］孫佰仲，王擎，李少華，等.樺甸油頁巖及半焦孔結(jié)構(gòu)的特性分析［J］.動力工程，2008，28（1）：163－167.SUN Baizhong，WANG Qing，LI Shaohua，et al.A－nalysis of specific area and porous structure of oil shale and semi－coke［J］.Journal of Power Engineering，2008，28（1）：163－167.

［6］孫佰仲，王擎，李少華，等.油頁巖及其半焦混合燃料燃燒特性試驗(yàn)研究［J］.中國電機(jī)工程學(xué)報，2006，26（20）：108－112.SUN Baizhong，WANG Qing，LI Shaohua，et al.Experiment study on combustion performance of oil shale and semi－coke blends［J］.Proceedings of the CSEE，2006，26（20）：108－112.

［7］韓向新，姜秀民，崔志剛，等.油頁巖半焦燃燒特性的研究［J］.中國電機(jī)工程學(xué)報，2005，25（15）：106－110.HAN Xiangxin，JIANG Xiumin，CUI Zhigang，et al.Study of combustion performance of oil shale semicoke［J］.Proceedings of the CSEE，2005，25（15）：106－110.

［8］王擎，孫佰仲，吳嚇華.油頁巖半焦燃燒反應(yīng)活性分析［J］.化學(xué)工程，2006，34（11）：16－19.WANG Qing，SUN Baizhong，WU Xiahua.Analysis of combustion reaction activation of oil shale semicoke［J］.Chemical Engineering，2006，34（11）：16－19.

［9］孫保民，孫佰仲，王擎，等.頁巖和半焦著火特性實(shí)驗(yàn)研究［J］.中國電機(jī)工程學(xué)報，2008，28（26）：59－64.SUN Baomin，SUN Baizhong，WANG Qing，et al.Study on ignition characteristics of oil shale and semicoke［J］.Proceedings of the CSEE，2008，28（26）：59－64.

［10］HARTGE Ernst－Ulrich，KLETT Cornelis.Dynamic simulation of the particle size distribution in a circulating fluidized bed combustor［J］.Chemical Engineering Science，2007，62（1）：281－293.

［11］RODRíGUE J M，SANCHEZ J R，ALVARO A，et al.Fluidization and elutriation of iron oxide particles：a study of attrition and agglomeration processes in fluidized beds［J］.Powder Technology，2000，111（3）：218－230.

［12］王輝，姜秀民，劉建國，等.石英砂流化床床料的磨損實(shí)驗(yàn)與灰色關(guān)聯(lián)分析［J］.化工學(xué)報，2006，57（5）：1133－1137.WANG Hui，JIANG Xiumin，LIU Jianguo，et al.Attrition experiment and gray relational analysis of quartzite particles as medium material in fluidized bed［J］.Journal of Chemical Industry and Engineering，2006，57（5）：1133－1137.

［13］呂俊復(fù)，楊海瑞，張健勝，等.流化床燃燒煤的成灰特性［J］.燃燒科學(xué)與技術(shù)，2003，9（1）：1－5.LüJunfu，YANG Hairui，ZHANG Jiansheng，et al.Investigation on the ash size distribution and attrition during the coal combustion in fluidized bed［J］.Jour－nal of Combustion Science and Technology，2003，9（1）：1－5.

［14］LIN C L，WEY M Y.Influence of hydrodynamic parameters on particle attrition during fluidization at high temperature［J］.The Korean Journal of Chemical Engineering，2005，22（1）：154－160.

［15］COOK Jeffrey L，KHANG Soon－Jai，LEE SANGKwun，et al.Attrition and changes in particle size distribution of lime sorbents in a circulating fluidized bed absorber［J］.Powder Technology，1996，89（1）：1－8.