雙支腿循環(huán)流化床爐膛翻床條件與防止控制試驗(yàn)研究

周星龍， 程樂鳴， 岑可法， 謝建文， 黃 軍， 周 棋， 聶 立

（1.神華國華（北京）電力研究院有限公司，北京100025；2.浙江大學(xué) 能源清潔利用國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，杭州310027；3.東方鍋爐集團(tuán)股份有限公司，自貢643001）

作為一項(xiàng)清潔高效的燃煤發(fā)電技術(shù)，循環(huán)流化床（CFB）鍋爐不斷向大型化發(fā)展［1］.為了解決CFB鍋爐大型化過程中出現(xiàn)的爐膛二次風(fēng)穿透不足和顆粒流化不均問題，Lurgi公司提出了“雙支腿”爐膛結(jié)構(gòu)［2］，然而雙支腿爐膛在實(shí)際運(yùn)行中存在床料“翻床”問題，影響鍋爐的安全穩(wěn)定運(yùn)行［3］.

針對(duì)雙支腿爐膛的翻床問題，工程師們總結(jié)出不少運(yùn)行與調(diào)試經(jīng)驗(yàn)［4－6］.為深入了解翻床過程，李金晶等［7－9］進(jìn)行了冷態(tài)試驗(yàn)與仿真建模研究，探討了雙支腿床料翻床過程的顆粒輸送機(jī)理.采用計(jì)算流體力學(xué)方法［10－12］，研究者發(fā)現(xiàn)了兩側(cè)爐膛橫向氣體流量對(duì)床料流量的主導(dǎo)作用、布風(fēng)板阻力特性對(duì)翻床的影響以及兩側(cè)風(fēng)量與床料的互反饋機(jī)理.上述研究提高了人們對(duì)翻床問題的認(rèn)識(shí)，但是對(duì)于工程實(shí)際中不同運(yùn)行參數(shù)下鍋爐是否翻床的預(yù)測和原因分析，以及目前的鍋爐控制邏輯對(duì)翻床的控制效果仍缺乏具體的指導(dǎo).

筆者利用雙支腿循環(huán)流化床冷態(tài)試驗(yàn)臺(tái)研究了雙支腿爐膛的床料平衡特性，得到不同流化參數(shù)下風(fēng)量和床壓的動(dòng)態(tài)曲線，基于并行流道阻力特性分析，提出雙支腿爐膛翻床條件的預(yù)測方法，并模擬了控制邏輯對(duì)翻床的控制效果，對(duì)雙支腿循環(huán)流化床爐膛的安全運(yùn)行具有指導(dǎo)意義.

1 試驗(yàn)裝置及方法

圖1為雙支腿循環(huán)流化床冷態(tài)試驗(yàn)臺(tái)示意圖.試驗(yàn)臺(tái)主體包括雙支腿爐膛、分離器、立管和回料器.爐膛高5.5m，下部雙支腿段高1m，雙支腿段以上為單爐膛結(jié)構(gòu)，截面長為0.7m，寬為0.4m.爐膛頂部兩側(cè)墻連接6個(gè)分離器，呈中心對(duì)稱布置.試驗(yàn)臺(tái)主要部件由有機(jī)玻璃制成，以保證氣固流動(dòng)的可視化.

試驗(yàn)臺(tái)壓力測口布置見圖2，兩側(cè)支腿爐膛的流化風(fēng)量（QL和QR）采用翼型流量計(jì)配合差壓變送器進(jìn)行在線測量.爐膛的二次風(fēng)風(fēng)量和回料器的回料風(fēng)風(fēng)量采用轉(zhuǎn)子流量計(jì)測量.爐膛兩側(cè)沿高度方向各布置8層壓力測口，其中1層布置于布風(fēng)板以下，用于測量2個(gè)流化風(fēng)室壓力（pL0和pR0）；另外7層壓力測口布置于布風(fēng)板以上，用于測量爐膛兩側(cè)不同高度的床壓（pL1～pL7和pR1～pR7），第1～3層位于爐膛雙支腿段，第4～7層位于爐膛上部區(qū)域.通過差壓變送器和數(shù)據(jù)采集儀實(shí)現(xiàn)各測點(diǎn)風(fēng)室壓力和床壓的在線測量，數(shù)據(jù)采集儀的采樣頻率為1次／s.

試驗(yàn)臺(tái)運(yùn)行控制參數(shù)主要包括總流化風(fēng)量QT和靜止床料高度H0.試驗(yàn)過程中，在不同靜止床料高度工況下，控制流化風(fēng)量從最大值逐漸減小，直至雙支腿爐膛內(nèi)床料發(fā)生翻床，采集整個(gè)過程中床壓和風(fēng)量的數(shù)據(jù)，研究流化風(fēng)量變化過程中左、右雙支腿段爐膛料層阻力的變化情況，并作為雙支腿系統(tǒng)運(yùn)行狀態(tài)理論分析的基礎(chǔ).

圖1 雙支腿循環(huán)流化床試驗(yàn)臺(tái)示意圖Fig.1 Schematic diagram of the breeches－legs CFB test rig

試驗(yàn)床料采用白色玻璃珠，其粒徑分布見圖3，平均粒徑dp為114μm，床料真實(shí)密度ρp為2 446 kg／m3，臨界終端速度Ut為0.64m／s.試驗(yàn)在常溫常壓下進(jìn)行，流化介質(zhì)為空氣.

圖3 床料顆粒的粒徑分布Fig.3 Distribution of bed material particle size

2 結(jié)果與分析

2.1 床料翻床的動(dòng)態(tài)特性

圖4給出了總流化風(fēng)量（QT）逐漸減小直至出現(xiàn)翻床現(xiàn)象過程中流化風(fēng)量的變化曲線，該工況的靜止床料高度H0＝400mm.由圖4可以看出，在QT逐漸減小過程中，一開始QL和QR能夠同步減小.當(dāng)QT減小到約1 300m3／h時(shí)，開始發(fā)生翻床，QL瞬間增大，而QR相應(yīng)減小，直至QR減小為零，全部流化風(fēng)都從左側(cè)爐膛通過，整個(gè)翻床過程時(shí)間約為125s.

圖4 總流化風(fēng)量逐漸減小過程中風(fēng)量的動(dòng)態(tài)曲線Fig.4 Dynamic curves of various air flow rates during reduction of total fluidization air rate

圖5給出了總流化風(fēng)量逐漸減小過程中床壓偏差的動(dòng)態(tài)曲線.由不同高度左右側(cè)床壓偏差動(dòng)態(tài)曲線可見，翻床過程中左右側(cè)床壓偏差與流化風(fēng)量偏差的方向相反，這也反映了雙支腿循環(huán)流化床在床料翻床過程中表現(xiàn)出的阻力與風(fēng)量的正反饋特性.當(dāng)發(fā)生翻床時(shí)，右側(cè)爐膛床壓大于左側(cè)爐膛，即右側(cè)爐膛的床料量大于左側(cè)爐膛.根據(jù)能量最小原則，此時(shí)流化風(fēng)自然更多地從阻力較小的左側(cè)爐膛通過，反過來又將更多的床料帶到右側(cè)爐膛，這種正反饋?zhàn)饔玫慕Y(jié)果便導(dǎo)致了翻床.

圖5 總流化風(fēng)量逐漸減小過程中床壓偏差的動(dòng)態(tài)曲線Fig.5 Dynamic curves of bed pressure during reduction oftotal fluidization air rate

2.2 雙支腿的自平衡特性

雙支腿爐膛在某些工況參數(shù)下具有一定的床壓自平衡特性，在自平衡狀態(tài)下兩側(cè)爐膛的流化風(fēng)量和床壓均處于動(dòng)態(tài)平衡，瞬時(shí)的流化風(fēng)量和床壓偏差能夠相互糾正，使兩側(cè)爐膛保持平衡.這種自平衡特性會(huì)隨運(yùn)行參數(shù)的變化而變化，如在自平衡狀態(tài)下持續(xù)減小總流化風(fēng)量最終會(huì)導(dǎo)致雙支腿翻床現(xiàn)象的發(fā)生.可見，雙支腿爐膛內(nèi)的床料平衡狀態(tài)與運(yùn)行參數(shù)直接相關(guān).

雙支腿爐膛可以視為2個(gè)并行氣流通道，其總阻力由風(fēng)道、布風(fēng)板和雙支腿區(qū)料層阻力組成.由于風(fēng)道阻力遠(yuǎn)小于布風(fēng)板和料層阻力，可忽略不計(jì).因此，雙支腿系統(tǒng)的總阻力Δptotal簡化為

式中：Δpd和Δppl分別為布風(fēng)板阻力和雙支腿區(qū)料層阻力，Pa.

布風(fēng)板阻力與流化風(fēng)量的平方成正比.圖6給出了通過試驗(yàn)得到的布風(fēng)板阻力特性曲線.兩側(cè)爐膛的布風(fēng)板阻力特性基本一致，阻力擬合公式為

式中：Q為通過該側(cè)布風(fēng)板的流化風(fēng)量，m3／h.

流化狀態(tài)下的料層阻力與顆粒懸浮質(zhì)量濃度ρsus有關(guān)，忽略壁面摩擦和顆粒加速作用，料層阻力可以根據(jù)Δppl＝ρsusgΔH 計(jì)算.若維持爐膛床料總量不變（即靜止床料高度H0不變），逐漸增大流化風(fēng)量將使?fàn)t膛底部雙支腿區(qū)的顆粒更多地被氣流攜帶至爐膛上部空間，從而使雙支腿區(qū)的顆粒懸浮質(zhì)量濃度減小，爐膛上部區(qū)域顆粒質(zhì)量濃度增大［13］.因此，雙支腿區(qū)的料層阻力隨著流化風(fēng)量的增大而減小.圖7給出了H0＝500mm時(shí)雙支腿區(qū)料層阻力隨流化風(fēng)量的變化.料層阻力與流化風(fēng)量的關(guān)系可以近似采用一次函數(shù)的形式進(jìn)行擬合.

圖6 布風(fēng)板阻力與流化風(fēng)量的關(guān)系Fig.6 Pressure drop of air distributor vs.fluidization air rate

圖7 雙支腿區(qū)料層阻力與流化風(fēng)量的關(guān)系Fig.7 Pressure drop of bed－inventory vs.fluidization air rate

根據(jù)Δpd和Δppl的擬合式可以得到雙支腿并行流道系統(tǒng)的總阻力Δptotal與流化風(fēng)量的擬合式.圖8給出了H0＝500mm時(shí)Δpd、Δppl和Δptotal隨流化風(fēng)量的變化曲線.由圖8可見，系統(tǒng)總阻力曲線為倒置的拋物線，通過總阻力的曲線形式可以分析雙支腿爐膛的運(yùn)行狀態(tài).

在拋物線對(duì)稱軸右側(cè)，Δptotal隨Q增大而增大，兩者為負(fù)反饋關(guān)系，即風(fēng)量增大，阻力增大，從而反過來抑制風(fēng)量的增大.兩側(cè)爐膛的Q和Δptotal將始終保持動(dòng)態(tài)相等，雙支腿表現(xiàn)出自平衡特性.在拋物線對(duì)稱軸左側(cè)，Δptotal隨Q增大而減小，兩者為正反饋關(guān)系，如果由于系統(tǒng)的一個(gè)微小波動(dòng)使兩側(cè)Q不相等，則Q較大的一側(cè)，其Δptotal反而較小，又將反饋回去進(jìn)一步使該側(cè)Q增大，最終系統(tǒng)有2個(gè)結(jié)果：

（1）在一側(cè)Q減小過程中，另一側(cè)Q增大并越過了拋物線對(duì)稱軸，Δptotal得到回升，而Q減小的一側(cè)Q尚未衰減為零，此時(shí)兩側(cè)爐膛的Q分別位于拋物線對(duì)稱軸兩側(cè)，理論上系統(tǒng)存在穩(wěn)定狀態(tài)，雖然Q存在較大偏差，但Δptotal是平衡的.

（2）在一側(cè)Q減小而另一側(cè)Q增大的過程中，Q減小的一側(cè)Q衰減為零，而另一側(cè)Q無法到達(dá)對(duì)稱軸右側(cè)，或者Q已經(jīng)到達(dá)對(duì)稱軸右側(cè)但是Δptotal無法與另一側(cè)抗衡，最終都將導(dǎo)致雙支腿翻床.

圖8 雙支腿系統(tǒng)總阻力與流化風(fēng)量的關(guān)系Fig.8 Total pressure drop of breeches－legs vs.fluidization air rate

用Δptotal＝aQ2＋bQ＋c來表示系統(tǒng)總阻力隨流化風(fēng)量的變化關(guān)系，在H0為300mm、400mm、500mm和600mm的4個(gè)靜止床高條件下Δptotal的函數(shù)式見表1，變化曲線見圖9.表1中的臨界翻床風(fēng)量Qcr為雙支腿爐膛的總風(fēng)量，為拋物線對(duì)稱軸處風(fēng)量值的2倍.H0主要影響Δppl曲線的斜率，H0越大，爐膛底部雙支腿區(qū)的顆粒質(zhì)量濃度越高，受流化風(fēng)量的影響越小.因此，雙支腿的Qcr隨著H0的增大而減小.通過理論分析得到的試驗(yàn)臺(tái)臨界翻床風(fēng)量與試驗(yàn)結(jié)果一致.

表1 雙支腿系統(tǒng)總阻力的函數(shù)表達(dá)式Tab.1 Function for total pressure drop of the breeches－legs system

綜上所述，獲得雙支腿循環(huán)流化床的布風(fēng)板阻力和料層阻力特性曲線，分析雙支腿循環(huán)流化床系統(tǒng)總阻力隨流化風(fēng)量的變化，可以對(duì)雙支腿循環(huán)流化床的翻床條件進(jìn)行預(yù)測.

2.3 控制邏輯的平衡效果

為了應(yīng)對(duì)翻床問題，目前常用的做法是給工業(yè)過程中的雙支腿循環(huán)流化床鍋爐的分散控制系統(tǒng)（DCS）增加風(fēng)量邏輯控制，根據(jù)兩側(cè)流化風(fēng)量的偏差調(diào)整流化風(fēng)門擋板開度以實(shí)現(xiàn)平衡控制［3］.本文試驗(yàn)系統(tǒng)中也建立了類似的平衡控制系統(tǒng)，采用可編程邏輯控制器（PLC）實(shí)現(xiàn)邏輯控制.當(dāng)試驗(yàn)臺(tái)發(fā)生翻床時(shí)，控制系統(tǒng)將根據(jù)QL和QR的偏差計(jì)算并調(diào)節(jié)兩側(cè)流化風(fēng)閥門開度，使QL和QR恢復(fù)平衡，從而控制床壓平衡.流化風(fēng)閥門采用通徑為100 mm的電動(dòng)球閥，全行程動(dòng)作時(shí)間為30s，采用4～20mA標(biāo)準(zhǔn)電流作為輸入輸出信號(hào).控制邏輯的閥門開度的計(jì)算公式為

圖9 不同靜止床料高度下雙支腿系統(tǒng)總阻力隨流化風(fēng)量的變化Fig.9 Total pressure drop of breeches－legs vs.fluidization air rate at different static bed heights

式中：KL、KR分別為左、右爐膛流化風(fēng)閥門的實(shí)時(shí)開度；K0為閥門平衡開度；ξ為閥門開度調(diào)節(jié)系數(shù).

圖10和11所示為試驗(yàn)臺(tái)處于翻床工況時(shí)，在平衡控制系統(tǒng)作用下風(fēng)量和床壓的動(dòng)態(tài)曲線.該工況參數(shù)為 H0＝400mm，QT＝1 300m3／h.由圖10可見，在系統(tǒng)控制下QL和QR的動(dòng)態(tài)曲線為2條周期相同、相位相差半個(gè)周期的波動(dòng)函數(shù)，函數(shù)周期約為90s，振幅約為300m3／h.當(dāng)一側(cè)風(fēng)量處于波峰時(shí)，另一側(cè)風(fēng)量則處于波谷，總流化風(fēng)量基本保持恒定.由圖11可見，爐膛兩側(cè)床壓偏差曲線同樣為周期波動(dòng)函數(shù)，且與兩側(cè)風(fēng)量偏差曲線周期相同、相位相差半個(gè)周期.實(shí)際上，調(diào)節(jié)閥門開度的控制方法是利用閥門阻力來平衡雙支腿區(qū)料層阻力的偏差，使得雙支腿系統(tǒng)總阻力相同，從而實(shí)現(xiàn)兩側(cè)風(fēng)量和床壓的平衡.

從風(fēng)量邏輯控制的結(jié)果可以看出，雖然通過調(diào)節(jié)流化風(fēng)門開度能夠防止床料翻床，但是在該狀態(tài)下，控制系統(tǒng)需要一直保持介入，床料在雙支腿兩側(cè)爐膛之間往復(fù)地遷移，實(shí)際上并沒有徹底解決翻床問題.因此，對(duì)于實(shí)際雙支腿循環(huán)流化床鍋爐來說，該方法只能作為一種翻床發(fā)生時(shí)的應(yīng)急控制措施.雙支腿爐膛床料平衡的首要策略是使雙支腿系統(tǒng)處于自平衡狀態(tài)運(yùn)行.

圖10 控制系統(tǒng)作用下的流化風(fēng)量動(dòng)態(tài)曲線Fig.1 0 Dynamic curves of air flow rate with action of control system

圖11 控制系統(tǒng)作用下的床壓動(dòng)態(tài)曲線Fig.1 1 Dynamic curves of bed pressure with action of control system

3 結(jié) 論

（1）雙支腿爐膛的自平衡特性與運(yùn)行參數(shù)有關(guān)，自平衡狀態(tài)下兩側(cè)爐膛的流化風(fēng)量和床壓的瞬時(shí)偏差能夠相互糾正，兩側(cè)爐膛處于動(dòng)態(tài)平衡.

（2）獲得布風(fēng)板阻力和料層阻力特性曲線，分析雙支腿循環(huán)流化床系統(tǒng)總阻力隨流化風(fēng)量的變化，可對(duì)雙支腿系統(tǒng)的翻床條件進(jìn)行預(yù)測.

（3）當(dāng)流化風(fēng)量大于臨界翻床風(fēng)量時(shí)，雙支腿爐膛處于自平衡區(qū)；當(dāng)流化風(fēng)量小于臨界翻床風(fēng)量時(shí)，將發(fā)生翻床現(xiàn)象；雙支腿爐膛的臨界翻床風(fēng)量隨著靜止床料高度的增加而減小.

（4）調(diào)節(jié)風(fēng)門開度的方法能夠防止床料翻床，但是并未徹底解決翻床問題.床料平衡的首要策略是使雙支腿系統(tǒng)處于自平衡狀態(tài)運(yùn)行.

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