1、第三章 循環流化床鍋爐中煤粒的燃燒50第三章第三章 循環流化床鍋爐中煤粒的燃燒循環流化床鍋爐中煤粒的燃燒3.1 循環流化床鍋爐中煤粒的燃燒過程循環流化床鍋爐中煤粒的燃燒過程加入流化床的煤粒將經過如下過程：干燥和加熱；揮發分析出和燃燒；膨脹和一級破碎；焦炭燃燒和二級破碎、磨損。圖 3-1 定性地給出了煤粒燃燒所經歷的各個過程。3.1.1 干燥和加熱干燥和加熱 當新鮮煤粒被送入流化床后立即被大量灼熱的床料所包圍并被加熱至接近床溫，加熱速率在1001000 /s 的范圍。影響加熱速率的因素不少，其中之一為煤的粒度，粒度大則加熱速率小。3.1.2 揮發分析出及燃燒揮發分析出及燃燒揮發分析出過程是指煤分

2、解并產生大量氣態物質的過程。揮發分由多種碳氫化合物組成，并在不同階段析出。揮發分的第一個穩定析出階段大約發生在溫度 500600 的范圍內。第二個析出階段則在溫度 8001000 的范圍內。實際上揮發分析出和燃燒是重疊進行的，很難把兩個過程的時間區分開來。因此，較有實際意義的方法是測試揮發分析出和燃燒時間。1980 年 Pillai 對 12 種不同的煤在鼓泡流化床中的揮發分火焰持續時間進行了測試，得出了揮發分析出燃燒時間和煤的初始直徑間的經驗公式： (3-1)p0Vadt式中 tV揮發分析出燃燒時間，s；煤的初始直徑，mm；p0dp指數，在 0.320.8 之間；a常數，與成反比，在 0.2

3、222 之間。3.8BT揮發分燃燒在氧和未燃揮發分的邊界上呈擴散火焰，燃燒過程通常是由界面處揮發分和氧的擴散所控制的。對于煤粒，擴散火焰的位置是由氧的擴散速率和揮發分析出速率所決定的。氧的擴散速率低，火焰離煤粒表面的距離就遠。對于粒徑大于 1 mm 的大顆粒煤，揮發分析出時間與煤粒在流化床中的整體混合時間具有相同的量級。因此，在循環流化床鍋爐中，在爐膛頂部有時也能觀察到大顆粒煤周圍的揮發分燃燒火焰。圖圖 3-1 煤粒燃燒所經歷的各個過程煤粒燃燒所經歷的各個過程第三章 循環流化床鍋爐中煤粒的燃燒513.1.3 煤粒在流化床中的破碎特性煤粒在流化床中的破碎特性破碎特性是煤粒在進入高溫流化床后其粒度

4、發生急劇減小的一種性質。煤粒破碎的直接結果是在煤粒投入床內后很快形成大量的細小粒子，特別是一些可揚析粒子的產生會影響鍋爐的燃燒效率。此外，煤粒的破碎也顯著改變了給煤的粒度分布。單用原始的燃料粒度分布預計煤的燃燒過程，會偏離實際情況。煤粒的破碎會使流化床內的燃燒熱分配(即密相區的燃燒份額和稀相區的燃燒份額)偏離設計工況，進而影響到流化床鍋爐的運行。因此，了解煤粒在高溫流化床中的破碎特性具有現實意義。Massimilla 等人發現了煤粒破碎在流化床燃燒系統中的重要性，并提出了“一級破碎”的概念，即認為一級破碎是由于揮發分逸出產生的壓力和孔隙網絡中揮發分壓力增加而引起的。而 Sundback 等人根

5、據他們對單顆燃料粒子破碎特性的研究結果進一步提出了“二級破碎”的概念，即二級破碎是由于作為顆粒的聯結體形狀不規則的聯結“骨架”(類似于網絡結構)被燒斷而引起的破碎。流化床中破碎和磨耗主要是由機械和熱力兩種因素造成的。機械影響是指碰撞和磨損，如煤顆粒之間；煤顆粒與床料(砂、灰石灰石等)；煤顆粒與流化床爐膛壁面；煤顆粒與床內受熱面；由于床內煤的數量較少(12%)，因此煤顆粒之間的碰撞和磨損機率較小。熱力影響是指由于化學反應而發生的許多化學變化(熱解)和物理變化(破碎和磨耗)時，等溫和非等溫熱分解引起的熱力影響，所有這些都取決于床溫、加熱速率、煤質、煤顆粒尺寸、時間、壓力、流化速度和 O2濃度等。簡

6、單地講，煤顆粒在流化床內的爆裂特性是指煤粒在進入高溫流化床后，其粒度發生急劇減小的一種性質。而就流化床內粒度變化而言，引起的因素除爆裂外，還有顆粒與劇烈運動的床層間磨損以及顆粒與埋管受熱面的碰撞等。事實上，對爆裂和磨耗很難確切區分，磨耗就其本質而言是一種緩慢的破碎過程，它著重于固體顆粒間的機械摩擦作用，作用的結果是顆粒表面粗糙不平的物質以磨耗細小顆粒形式分離，因此影響顆粒磨耗的主要因素是顆粒表面的結構特性、機械強度以及外部操作條件等，磨耗的過程貫穿于整個燃燒過程。而燃料顆粒的爆裂則主要是自身因素引起的使粒度變化的過程，并且具有短時間內快速改變粒度的特點。煤粒在進入高溫流化床后，受到熾熱床料的快

7、速加熱，首先是水分蒸發，然后當煤粒溫度達到熱解溫度時，煤粒發生脫揮發分反應，由于熱解的作用，顆粒物理化學特性發生急劇的變化，對有些高揮發分煤，熱解期間將伴隨一個短時發生的擬塑性階段，即顆粒在熱解期間經歷了固體轉化為塑性體，又由塑性體轉化為固體的過程。對于大顆粒煤來講，由于溫度的不均勻性，顆粒表面部分最早經歷這一轉化過程，即在顆粒內部轉化為塑性體時，顆粒外表面可能已經固化。因此，隨著熱解的進行以及熱解產物的滯留作用，顆粒內部將產生明顯的壓力梯度，一旦壓力超過一定值，已固化的顆粒表層可能會崩裂形成破碎，而對于低揮發分劣質煤，塑性狀態雖不明顯，但顆粒內部的熱解產物需克服致密的孔隙結構才能從煤粒中第三

8、章 循環流化床鍋爐中煤粒的燃燒52逸出，因此顆粒內部亦會產生較高的壓力。另外，顆粒投入床內受到高溫粒子群的擠壓、大顆粒內部溫度分布的不均勻引起的熱應力以及流化床中氣泡上升引起的壓力波動均會影響到燃料顆粒的爆裂特性。爆裂過程是比較復雜的。煤顆粒進入流化床后會經歷一個熱解，破碎和燃燒的過程最后變為許多以灰分為主的顆粒，這一過程可以根據不同的破碎機理區分為一次爆裂，二次破碎，滲透破碎和磨耗等現象，如圖 3-2 所示。由于揮發分在煤顆粒內析出并產生較大的壓力，從而導致顆粒爆裂破碎成具有一定粒徑分布的碎片，這一現象稱為煤顆粒的一次爆裂。某些煤種的顆粒在這一過程中會有膨脹現象發生。經歷過熱解過程以后，煤顆

9、粒基本變為焦炭顆粒，由于燃燒反應和顆粒碰撞的綜合作用，顆粒網絡結構中某些聯結部分可以斷開，破碎為更小聯結的焦炭顆粒，這一過程稱為二次爆裂。焦炭顆粒在繼續燃燒時會形成具有一定孔隙率的灰殼，由于氧氣的滲透作用其碳核會逐漸趨于燃盡，使得整個顆粒的孔隙率不斷加大，當孔隙率增大到某個臨界值后，整個顆粒就會崩潰，變為許多更小的以灰分為主的顆粒(一般稱為灰顆粒)，這就是滲透破碎現象。在許多文獻中應用滲透理論模擬，運用 Monte-Carlo 方法計算，或直接通過實驗測得了前述的孔隙率臨界值，其范圍為 0.70.8。在煤顆粒的熱解和燃燒全過程中還始終存在著磨耗現象，它是由于固體顆粒間的碰撞磨擦而造成的顆粒表面

10、的磨損現象，其特征是由顆粒表面剝落下來許多微粒。圖 3-2 對這幾種現象作了形象的描繪。3.1.4 破碎機理分析與定量表征破碎機理分析與定量表征盡管研究了各種煤的爆裂特性(包括熱解和焦炭燃燒時)，但是很少有研究者提出一些機理來解釋觀察到的顆粒爆裂。熱解時的爆裂已經公認為與揮發分的析出有關，石油焦顆粒和熱解后的南非煙煤焦炭顆粒在流化床中不發生爆裂，而南非煤顆粒在熱解時發生爆裂，這些數據表明，熱解過程中的爆裂與揮發分的析出密切相關，至少對于煙煤來說是這樣的。仔細研究 Acampora 和 Chione 的爆裂實驗數據發現，很明顯，熱解時的爆裂不僅僅是揮 時間 一次爆裂 燃燒過程 二次爆裂 磨耗 滲

11、透破碎 圖圖 3-2 流化床燃燒中的顆粒破碎現象流化床燃燒中的顆粒破碎現象第三章 循環流化床鍋爐中煤粒的燃燒53發分含量或煤質的函數，除了 Snibston 煙煤外，Nout/Nin(破碎比，即爆裂后收集到的顆粒數與給煤顆粒數之比)都隨著煤質的提高或揮發分含量的降低而升高，按爆裂的程度排序為：無煙煤煙煤褐煤。隨著揮發分含量減少，爆裂程度增加的原因可能是與煤的孔隙結構有關。由于顆粒的內部壓力(此壓力為揮發分析出速率與傳輸速率之差的函數)對于一個毫米級的顆粒可達3000atm，當煤的結構無法承受巨大的內部壓力時就會發生爆裂。變形的煙煤在熱解過程中的爆裂也可能與顆粒內部的較高壓力有關。熱解過程中煙煤

12、的變形產生了一種無法穿透的孔結構，這種孔結構導致當揮發分析出時在塑性物質內部形成高壓區。Simons 認為變形的煙煤顆粒之所以會爆裂是因為這種塑性顆粒不可能在結構上承受高達 10atm 的內部壓力。Ragland和 Weiss 以及 Daw 和 Krishnan 都觀察到煙煤在熱解時的爆裂，盡管 Daw 和 Krishnan 認為爆裂是由于內嵌的灰片和黃鐵礦。這樣，熱解時一次爆裂就是內嵌內部壓力的函數，至少某種程度上是。焦炭燃燒時發生的二次爆裂比熱解時的一次爆裂理解的要少。Ragland 和 Weiss 以及Beer 都認為 Montana 褐煤顆粒在燃燒時的二次爆裂是在熱解階段就預先注定的，

13、因為熱解后的顆粒內部通常都有裂隙，也許這些顆粒在流化床中的擾動下發生破碎，或者 O2滲透至顆粒內部的裂隙，當裂隙之間的焦炭被燒掉之后就破碎了。Kerstein 和 Niksa 假設完全被氧氣滲透的顆粒，當其孔隙率達到 7080%時，就會發生爆裂，這種爆裂機理也可以應用于未被完全滲透的顆粒。當被 O2滲透的顆粒的外殼的孔隙率達到臨界孔隙率時，會發生外圍爆裂。在流化床中燃燒的大焦炭顆粒的氧氣滲透深度與顆粒半徑相比很小，因為一個大焦炭顆粒在它燃燒的整個過程就象一個收縮的球體，因此，Kerstein和 Niksa 提出的爆裂機理可能有利于解釋發生于顆粒外圍的次要的爆裂，以及當氧氣滲透深度可以與顆粒半徑

14、相比時的燃燒后期的主要爆裂。Sundback 根據熱解后的焦炭顆粒外觀及簡單的傳熱模型的結果，熱解時顆粒的爆裂機理如下：三種爆裂可以觀察到：F 型、FC 型和 CS 型，如圖3-3 所示。它們分別構成煤爆裂主要和次要的機理。典型地，F 型爆裂形成一個大的焦炭顆粒和一個或多個較小的焦炭顆粒(2mm 或更小)，CS 型爆裂會形成兩種焦炭顆粒，一個較圓的顆粒和一個或多個殼片(0.51.0mm 厚)，FC 型爆裂形成的顆粒一般為 25mm，F 型和 CS 型很可能發生在煤為塑性的階段，因為一層床砂附著于焦炭的暴露表面，并且所有焦炭表面均略為發圓。F 型發生在煤的塑性階段之后，因為焦炭顆粒破裂面上既沒有

15、床砂附著，形狀也不圓。F 型爆裂機理與顆粒外表面的流動性有關，因為煤只在 150350K 大小的溫度范圍內呈煤 F 類爆裂 C+S 類爆裂 FC 類爆裂 圖圖 3-3 一次爆裂的三種類型一次爆裂的三種類型第三章 循環流化床鍋爐中煤粒的燃燒54現塑性狀態，一個 7mm 的顆粒的徑向流動性不是相同的，因為熱解時顆粒內部存在一個較大的溫度梯度一個 7mm 顆粒的周圍的塑性殼的厚度大約為 1mm(根據簡單的傳熱模型)，這種高流動性的殼片會被床內的床料顆粒和氣流的作用而從主體顆粒上撕裂下來，而流動性差或未軟化的部分保持原樣，計算的塑性殼的厚度(1mm)與實驗中測得的殼片的厚度一致。CS 型爆裂與顆粒的流

16、動性及其內部的壓力有關。如果顆粒的流動性較差，則揮發分只能塑性的煤慢慢逸出，以致于使得顆粒內部的壓力升高，Simons 指出變形的顆粒的爆裂可能發生于較高壓力下。實驗證實了 CS 型爆裂的機理，顆粒爆裂前，其內部壓力較高，這與實驗中聽到的爆裂聲一致，而且殼片的厚度(0.51.0mm)與估算的顆粒外圍的塑性殼的厚度一樣。此外，隨著塑性顆粒流動性的降低(煤的預氧化程度提高)，CS 型爆裂發生的頻率相對于 F 型提高了。最后，FC 型爆裂與焦炭顆粒的宏觀結構有關。未爆裂的 Kentucky9焦炭顆粒內部有較大的裂隙，并且焦炭很脆，FC 型爆裂發生于類似的裂隙。因此發生于焦炭燃燒之時的爆裂，可以基于以

17、下四個機理：滲透破碎：在化學反應控制的反應中，當顆粒的孔隙率達到 7080%時，滲透破碎可能發生。如果顆粒未被 O2完全滲透，當顆粒外殼的孔隙率達到臨界孔隙率時，也會發生外圍破碎。化學選擇性破碎：由于無機質和各巖相組分在顆粒內部并非均勻分布，所以煤顆粒的反應性也不可能是完全相同的，如果顆粒內部反應性強的部分優先氧化，那么在較高轉化率時可能發生爆裂。床內擾動：流化床內的劇烈擾動、摻混也可能導致破碎的發生。顆粒宏觀結構的氧化：熱解后的焦炭顆粒通常內部有較大的孔隙(裂隙)，如果這些裂隙足夠大，氧能夠完全滲透進去，那么當裂隙之間的顆粒物質被燃盡時，就有可能發生破碎。破碎產生的炭粒一般將保留在床內，而磨

18、損產生的炭粒則很快揚析掉，當風速加大時，由破碎產生的細顆粒的揚析粒度也就增大了。Chirone 和Massimilla 等人對南非煤做了試驗，并記 Nin為投入的煤粒數，Nout為破碎后的煤粒總數，得出了破碎比 Nf(Nout/Nin)隨時間變化的曲線，如圖 3-4 所示。煤粒在流化床中的破碎，對揮發分的析出有一定影響。Stubington 等人認為，由于煤種的不同，煤粒的破碎特性也不同，但破碎總是發生在揮發分析出的早期。破碎增加了揮發分的析出率，減少了圖圖 3-4 破碎比破碎比 Nf 隨時間變化的曲線隨時間變化的曲線第三章 循環流化床鍋爐中煤粒的燃燒55揮發分的析出時間。煤粒在流化床中受到高

19、強度的加熱，其破碎程度較大，因而揮發分析出時間更短。前面提到的破碎比 Nf值的大小一定程度上反映了煤粒的破碎特性，其值越大表示單位顆粒的破碎數越多。但 Nf值不能全面反映煤的破碎特性，它無法體現破碎后的粒度組成。還須結合分析其破碎后的粒度分布來判斷，為此再引入第二個參數粒度變化率 Fd。其定義式為： (3-2)01iidddXFni式中 Xi某粒度范圍內的質量比率；di某粒度范圍的平均直徑，mm；d0投入時原始煤粒直徑，mm。從式(3-2)可以看出，粒度變化率 Fd綜合反映了破碎后的粒度分布。顯然，Fd值越小，破碎后的粒度越細，也即破碎程度越厲害。綜上所述，破碎比 Nf和粒度變化率 Fd各體現

20、了破碎的一個方面，如結合起來分析，可全面判斷煤粒在流化床內的破碎特性。為此浙江大學引入一個綜合的破碎指數 Fs，其定義式為： (3-3)dfs/ FNF 從式(3-3)可以看出，破碎比 Nf越大，破碎后粒度變化率 Fd越小，則 Fs越大，表明該煤種的破碎程度越嚴重；反之，Nf越小、Fd越大，即破碎指數 Fs越小，表示破碎程度越輕。因此式(3-3)確定的破碎指數能正確反映流化床內燃料顆粒破碎的實際情況，可作為區分不同煤種破碎特性的判據，即具有相近破碎指數值的煤種其破碎特性也基本相同。煤粒的破碎主要是在煤熱解期間，由揮發分析出所產生的熱應力的不均勻和內部壓力造成的。煤粒在投入高溫床內后，顆粒外層已

21、不能承受內部揮發分析出造成的壓力和顆粒的熱應力，破碎也就發生了。隨著煤粒尺寸的增加，破碎程度加劇。這是因為，粒度增大后，熱解引起的壓力梯度以及顆粒內部溫度不均勻性問題更加突出，也就是說，大粒度的煤比小粒度的煤更易破碎。床層溫度主要是通過影響揮發分析出過程而對煤粒的破碎特性產生影響的。煤種對一次爆裂特性也有重要影響。一般地，隨著揮發份含量的升高，爆裂程度增強；灰份對爆裂程度有雙重影響，一方面增加顆粒不均勻，形成內部分界面，加劇一次爆裂，另一方面灰份又可以提高顆粒的強度；碳含量對爆裂特性的影響與揮發份含量的影響恰恰相反。第三章 循環流化床鍋爐中煤粒的燃燒56一次爆裂最直接的結果就是影響了固體顆粒在

22、流化床內的粒度分布，進而對物料的揚析夾帶過程、床內傳熱過程、煤和焦炭顆粒的燃燒過程以及燃燒室內熱負荷的分布都有重要的影響。爆裂前后顆粒的粒度分布有較明顯的變化，初始給煤的粒度分布較窄，而爆裂后焦炭顆粒的粒度分布要比原煤寬。而且，原煤的粒度越大，原煤粒度分布和爆裂后焦炭的粒度分布差別越大，爆裂后焦炭的粒度范圍越大。爆裂后的焦炭顆粒中，相當大的一部分質量集中于較大的碎片，而小顆粒雖然數量較多，但是其所占的質量份額卻很低。3.1.5 煤粒的磨損煤粒的磨損流化床中被揚析的煤顆粒的來源有 3 個：原始給煤中的細顆粒；煤在揮發分析出階段破碎形成的細顆粒；在燃燒的同時，由于磨損造成的細顆粒。DAmore 等

23、人認為，與原始給煤中的細粒量相比，磨損和破碎對細粒的產生起著決定作用。Chirone 等人把磨損又分為純機械磨損和有燃燒的磨損兩種，它們的磨損機理見圖 3-5。他們發現，在有燃燒的情況下發生的磨損比純機械磨損要嚴重得多。有燃燒時的焦炭磨損率可表達為下式： (3-4)ccBscaattr)/(dmGuKm式中 (uc-Gs/B)焦炭顆粒與床料間的平均相對速度，m/s；mc焦炭的質量，kg；dc焦炭的直徑，m；Ka磨損速率常數；uc焦炭顆粒速度，m/s；B床層(床內固體物料)的密度，B=s(1-)，kg/m3；s顆粒密度，kg/m3；Gs床內的固體粒子循環流率，kg/(m2s)；mattr有燃燒時

24、的焦炭磨損速率，kg/s。 圖圖 3-5 磨損機理圖磨損機理圖(a) 純機械磨損 (b) 有燃燒的磨損第三章 循環流化床鍋爐中煤粒的燃燒57總之，破碎的發生可使揮發分析出速率增加，對早期的著火和燃燒有利；破碎和磨損的結果可產生更多的揚析粒子。細粒子有利于燃燒，但由于停留時間的減少，對難燃煤種可能造成更多的飛灰可燃物損失。事實上，煤的磨耗對循環流化床燃燒過程的影響是非常重要的，因為它是燃燒過程焦炭反應活性失活的重要原因。研究發現，煤粉爐飛灰中殘碳的反應性的降低與焦炭中碳的散亂微晶結構的有序程度即焦碳分子定向排列特征尺寸的大小有明顯的關聯。高溫條件下，碳結構有序化程度隨時間逐步提高，1000180

25、0C 下熱解短短 2s 反應性便下降 30 到 50 倍。但是在 CFB 燃燒條件下，盡管溫度并不高，但仍然存在失活的現象。若以標準實驗條件下 TGA在 500oC 下等溫得到的平均反應速率作為反應活性的指標，對四個煤種的焦炭在管式爐熱解過程中的反應性變化進行測量，得到典型的結果見圖 3-6。焦炭失活的兩個條件是溫度和時間。在 CFB 燃燒條件下，盡管宏觀床溫較低，在 900oC 左右，但燃燒的顆粒內部的溫度是比較高的，例如采用模型分析，對粒徑為400m 的焦炭顆粒的進行計算，床溫 900oC時，計算結果中，顆粒的溫度可達 1500oC；同時，由于本身的氣固兩相流動特性，CFB鍋爐中煤顆粒，無

26、論是大顆粒還是大于分離器的分離臨界直徑的小顆粒，在主循環回路中的停留時間都很長；因此，CFB 燃燒條件下，焦炭失活是存在的。焦炭反應活性降低的本質，是燃燒過程中碳原子的重新排列。一般認為，單原子層平面內的碳原子的活性比邊緣的碳原子要低。在熱處理過程中，焦炭的原子排列會變得越來越規則，碳原子有序排列區域增大。因此了解焦炭微觀結構有利于對失活進行分析。焦炭的微觀結構可以用 X 射線衍射(XRD)技術進行測量。芳香層堆垛高度 Lc是表征碳結構有序化的指標，Lc越小，表示碳層間距越小，可由 XRD 衍射譜上計算得到。焦碳中碳結構越緊密有序，反應性越差。對E1、E2、E3和 E4四個煤種測量發現，Lc隨

27、著焦炭顆粒的溫度增加而增大，有序化程度提高，見圖 3-7。入爐煤在脫掉揮發份后形成煤焦，煤焦燃燒是煤燃燒過程的重要組成部分。對于粒徑 dp小于 300m 的小顆粒，其 Bi 遠小于 1，可以認為炭粒內溫度相對比較均勻。進入爐內后很 0 0 10 20 30 40 50 3.2 10 32 100 316 停留時間 lgrs/min 反應活性指標 R500/%min-1 熱處理溫度 800C 熱處理溫度 900C 圖圖3-6焦炭熱處理過程中的活性變化焦炭熱處理過程中的活性變化 0 10 20 30 40 50 芳香層堆積高度 Lc/10-10m 煤 E4 煤 E3 煤 E2 煤 E1 3.2 1

28、0 32 100 316 停留時間 lgrs/min 圖圖3-7芳香層堆垛高度芳香層堆垛高度Lc隨停留時間的變化隨停留時間的變化(900oC)第三章 循環流化床鍋爐中煤粒的燃燒58快被煙氣攜帶上升至爐膛上部溫度和氧濃度均較低的區域，隨即進入分離器，且不能被捕集下來，所以停留時間很短，不能燃盡而形成殘碳。但對于大顆粒焦炭來說，其 Bi 大于 1 或接近于 1，焦炭顆粒的溫度分布不再均勻，尤其是流化床內的床料處于流化狀態，炭顆粒表面的溫升非常快，使得炭粒內部溫度的不均勻程度尤為加劇，這樣就產生了熱應力，導致煤焦發生燃燒破碎。這時在炭粒的內部產生較高的熱應力，特別是在炭粒內部的氣孔、裂隙處會產生很高

29、的應力集中，當該應力大于炭的極限抗壓強度時，炭粒將發生破碎，形成大量的細小顆粒。如圖 3-2 所示，破碎和磨耗將產生大量的細顆粒。若這些顆粒來源于相對直徑較大的焦炭顆粒，則由于焦炭顆粒在高溫區的停留時間足夠長，顆粒表面的部分碳結構反應性降低，那么磨耗下來的細小焦炭顆粒將成為飛灰中的高含碳量部分。這是小粒徑飛灰中，含碳量較高的顆粒的主要來源。因此，從燃燒效率的角度來看，給煤中大顆粒的份額應控制在一定范圍內，盡管使其在密相區的停留時間延長，但是長時間的伴隨著磨耗的燃燒過程，將產生大量的反應性很低的細小碳顆粒，這些顆粒既不能被分離器分離下來，而且一次通過燃燒室不能夠燃盡，導致產生大量的高含碳量小飛灰

30、顆粒。與此同時，也要合理控制給煤中的細小顆粒，這些顆粒不能夠被分離器分離下來，一次通過爐膛，若沒有非常好的氣體混合，也將形成未完全失活的大飛灰碳顆粒。3.1.6 焦炭燃燒焦炭燃燒焦炭燃燒通常是揮發分析出完成后開始，有時這兩個過程也有所重疊。在焦炭燃燒過程中，氣流中的氧先被傳遞到顆粒表面，然后在焦炭表面與碳氧化生成 CO2和 CO。焦炭是多孔顆粒，有大量不同尺寸和形狀的內孔，這些內孔面積要比焦炭外表面積大好幾個數量級。有些情況下，氧通過擴散進入內空并與內空表面的碳產生氧化反應。在不同的燃燒工況下，焦炭燃燒可在外表面或內孔孔壁發生。燃燒工況由爐膛的工作條件和焦炭特性決定。循環流化床鍋爐中的焦炭按照

31、燃燒模式可分為 3 類：即細顆粒、碎片和粗顆粒。(1) 細顆粒焦炭燃燒當燃用 010 mm 寬篩分煤粒時，其中必然有一部分細顆粒。不同煤種所占份額會不同。另外粗顆粒煤在燃燒時經一級、二級破碎和磨損也會產生一部分細顆粒焦炭。細顆粒焦炭一般小于 50100 m。燃燒區域大部分在爐膛上部的稀相區，也會有少量在高溫分離器內燃燒。部分細顆粒由于隨顆粒團運動而被分離器捕集，其余部分則逃離分離器，構成鍋爐飛灰未燃盡損失的主要部分。由于設計、布置的困難和降低鍋爐造價，不得不采用大直徑旋風分離器，這使分離器的切割直徑增大，降低了分離效率。但在實際循環流化床鍋爐中，分離效率要比理論計算值高得多。這是因為在快速流化

32、床中進入旋風分離器的氣固混合物中固體顆粒濃度比其他應用場合中要高得多，這樣細顆粒就容易以顆粒團的形式出現，分離器的分離效率就比普通假定氣固均勻布流時的預測值高。第三章 循環流化床鍋爐中煤粒的燃燒59固體物料除了通過爐膛、旋風分離器和再循環系統的外循環以外，也在爐膛內部產生內循環。細顆粒焦炭在中心區隨氣流作向上運動，在貼近爐墻區向下運動。因此細顆粒焦炭在爐內停留時間取決于內循環、爐膛高度和分離裝置的性能。為使細顆粒焦炭充分燃盡，其停留時間必須大于燃盡所需的時間。細顆粒焦炭燃盡時間取決于反應表面積、反應特性和反應級數。(2) 焦炭碎片燃燒碎片尺寸相對較大，它們由一次破碎和二次破碎產生。代表性尺寸為

33、 100500m。對于焦炭碎片，作為飛灰逃離爐膛和由床層底部冷渣口排出爐膛的可能性不大。因此外循環倍率是影響焦炭燃燒碎片停留時間的主要因素。分離器效率高，固氣比高，循環倍率也會提高，有利于焦炭碎片燃盡。(3) 粗顆粒焦炭燃燒粗顆粒焦炭直徑大于 1mm，這些顆粒焦炭和床料間的相對速度高。這些粗顆粒一部分在爐膛下部密相區燃燒，一部分被帶往爐膛上部稀相區繼續燃燒。被夾帶出爐膛的這些顆粒也很容易被分離器捕集后送回爐膛內再燃，因而粗顆粒在爐內的停留時間長，燃盡度高。粗顆粒一般從爐膛底部的冷渣口排出。粗顆粒爐渣的含碳量很低，由粗顆粒煤粒產生的固體未完全燃燒損失最小。3.2 CFB 鍋爐燃燒份額的分布鍋爐燃

34、燒份額的分布燃料燃燒熱量釋放規律表現為不同位置上燃燒份額的分布。如果知道了燃燒份額沿爐膛高度的分布，就可以把爐膛分為幾個區段，假設每個區段內各種物理性質、參數基本均勻一致，然后結合爐內流動特性、傳熱特性建立適當的能量和質量平衡方程，可計算出各區段內的各性能參數，并相應對整個系統進行設計，現在國內外大多數的循環流化床鍋爐的設計，采用了分區計算的方法。國外對于燃燒份額的計算是建立在大量的研究基礎上，通過計算各區域中炭顆粒和揮發分的燃燒量得到燃燒份額的分布，而國內循環流化床鍋爐設計中，沿床高的燃燒份額的選取主要是憑經驗。燃燒份額的概念最早應用在鼓泡流化床鍋爐的設計中，鼓泡流化床鍋爐中密相區和稀相區分

35、界較明顯，而且燃燒份額主要集中在密相區。我國長期的工程實踐對鼓泡流化床密相區燃燒份額的數量及影響因素已經積累了豐富的經驗，有關數據已經公開發表。而在循環流化床燃燒鍋爐中，由于其流動情況與鼓泡流化床鍋爐有很大區別，因此其熱量釋放規律也有較大不同。在循環流化床鍋爐中，稀相區的燃燒份額占相當大的一部分，并且在分離器中也有一定的燃燒反應發生。因此在設計過程中，需要知道鍋爐內燃燒份額的分布，由此才可確定受熱面的布置，使鍋爐各性能參數滿足設計要求。鼓泡流化床中，燃燒份額是一個確定值，密相區的熱量平衡取決于一次風冷卻效果、埋管吸熱及密相區床面對懸浮段的輻射換熱。而由揚析夾帶傳質引起的傳熱影響甚小。第三章 循

36、環流化床鍋爐中煤粒的燃燒60在循環流化床條件下，外部物料循環促使床內物料平均粒度變細。燃燒室上部物料濃度遠高于鼓泡床懸浮段。由此引起了燃燒室沿高度強烈的質交換，因而帶來了上下強烈的熱交換。這在很大程度上均化了燃燒室縱向溫度分布。外部循環物料進人燃燒室當然也參與了燃燒室的熱平衡。例如魯奇型帶有外置換熱床的循環流化床鍋爐，部分循環灰在外置換熱器中被冷卻到 650700，該循環灰返送回燃燒室時，必然起到冷卻燃燒室的作用。更典型的例子是德國 Circofluid 循環床技術，其循環灰被燃燒室上部的受熱面冷卻到 480500，該循環灰返送回燃燒室后其冷卻作用已經達到。循環流化床鍋爐和鼓泡流化床鍋爐中密相

37、區的燃燒狀況有著很大不同，鼓泡流化床鍋爐密相區燃燒表現為氧化狀態，而循環流化床鍋爐密相床燃燒處于一個很特殊的欠氧狀態，雖然床中有大量的氧氣存在，然而床內的 CO 濃度仍維持在很高的水平，如在密相區底部測得的氧氣濃度在 13%左右，而 CO 濃度高達近 2%，表明循環流化床鍋爐密相區燃燒局部處于欠氧狀態。通過對燃燒份額分布影響的實驗研究，可以得到下面燃燒份額分布的規律：(1)循環流化床鍋爐的燃燒份額分布與鼓泡流化床鍋爐的燃燒份額分布有很大不同，循環流化床鍋爐密相床內的燃燒份額遠低于鼓泡流化床鍋爐密相區的燃燒份額，雖然循環流化床鍋爐密相床內存在相當量的 O2，密相床內的燃燒表現為特殊的欠氧燃燒狀態

38、，而且在密相區會有大量的 CO 產生，這些 CO 會同部分的揮發分被帶到稀相區燃燒，從而將部分熱量轉移到燃燒室上部。(2)增加一次風比例，密相區的燃燒份額會有所上升，但是受密相區氣泡相和乳化相之間傳質阻力的限制，密相區燃燒份額的增加遠低于一次風增加的比例。(3)床溫增高會使密相區的燃燒份額有所增加，但增加的幅度并不大，然而床溫越高，加快了過渡區中揮發分的析出和炭顆粒的燃燒速率，過渡區的燃燒份額增加較多，整個燃燒室內燃燒量增加，燃燒效率有所提高。(4)煤中揮發分含量對燃燒份額分布的影響比較大，當揮發分含量增加，稀相區的燃燒份額將增加，這是由于大量的揮發分在稀相區燃燒的結果。(5)一二次風比固定，

39、在一定范圍內增加過量空氣系數，密相區的燃燒份額有所增加，床內物料的含碳量降低，整個床內的燃燒效率升高。(6)分離器分離效率是循環流化床鍋爐運行的關鍵部件，它的分離效率直接影響著燃燒份額的分布。提高分離器效率，則稀相區的燃燒份額增加，降低分離器的分離效率，密相區的燃燒份額會增加，而且如果分離器的分離效率過低，在循環流化床內無法形成大的循環量，此時循環流化床的運行類似于鼓泡流化床。這是目前國內密相床溫度超溫的一個很重要的原因。第三章 循環流化床鍋爐中煤粒的燃燒613.3 影響流化床燃燒的主要因素影響流化床燃燒的主要因素影響流化床燃燒的因素很多，如燃煤特性、燃煤粒徑級配、流化質量、給煤方式、床溫、床

40、體結構和運行水平等。3.3.1 燃煤特性的影響燃煤特性的影響燃煤的結構特性、揮發分含量、發熱量、灰熔融特性等對流化床燃燒均會帶來影響。對于揮發分含量較高、結構比較松軟的煙煤、褐煤和油頁巖等燃料，當煤進入流化床受到熱解時，首先析出揮發分，煤粒變成多孔的松散結構，周圍的氧向粒子內部擴散和燃燒產物向外擴散的阻力小，可以提高燃燒速率。對于揮發分含量少、結構密實的無煙煤、石煤等，當煤受到熱解時，分子的化學鍵不易破裂、內部揮發分不易析出、四周的氧氣難向粒子內部擴散，燃燒速率降低。對于揮發分含量少，揮發分析出后對煤質結構影響不大和那些灰分高、含碳量又低的石煤、無煙煤等，煤粒表面燃燒后形成一層堅硬的灰殼，阻礙

41、著燃燒產物向外擴散和氧氣向內擴散，煤粒燃盡困難。從燃用石煤的流化床鍋爐溢流渣切片分析表明，這些灰渣在床內雖經過了較長時間的停留和燃燒，但在灰殼所包覆的炭核中不僅存在可燃的固定碳，而且還含有揮發分。當一臺鍋爐燃用比設計煤種發熱量低得較多的煤種時，可能會使流化床密相區溫度偏低而對燃燒帶來影響。當煤的發熱量降低時，其折算灰分和折算水分必然增加，每公斤燃料帶出密相區熱焓增加，使密相區燃料放熱和吸熱可能失去平衡。如果其發熱量低至 7500 kJ/kg以下，會更加敏感。對于新設計的鍋爐，燃用低熱值的煤，應在密相區少布置受熱面，才能保證密相層溫度維持在正常燃燒所需要的溫度。不同的燃料具有不同的灰熔融溫度。當

42、溫度達到灰分的軟化溫度 t2時，灰分開始有黏性。在流化床中最忌諱結渣；結渣后流化床難以維持正常的硫化狀態，更無法保證燃煤在爐膛內有效燃燒，最終造成被迫停爐。3.3.2 燃煤粒徑的影響燃煤粒徑的影響在盡量降低顆粒揚析的情況下，適當減少燃煤粒徑，縮小篩分范圍乃是提高燃燒效率的一項有效措施。我國流化床鍋爐大多數燃用 010 mm 的寬篩分煤粒。由于采用反擊式破碎機加工，其中小于 0.5mm 的煤粒約占 25%30%，有的甚至更高。不同粒徑的燃料，有著各自的臨界速度和飛出速度。為使粗顆粒不致沉積，保證流化良好，一般選用的運行速度為平均粒徑 dp的臨界速度的 1.52 倍。計算表明，直徑為 2.0mm

43、的粒子的運行速度已經超過 0.5mm 顆粒的飛出速度。因此燃料中 0.5mm 以下的細煤粒送入流化床后很快就會隨煙氣帶出床層，固體不完全燃燒損失主要來自這部分細煤粒的不完全燃燒。為提高流化床鍋爐的燃燒效率，應采取措施力求減少細煤粒被帶出爐膛，并把帶出爐膛的細煤粒收集起來，再送回爐膛循環燃燒，提高循環倍率，可以提高燃燒效率。第三章 循環流化床鍋爐中煤粒的燃燒623.3.3 布風裝置和流化質量的影響布風裝置和流化質量的影響流化床要求布風裝置配風均勻，以消除死區和粗顆粒沉積，使底部流化質量良好。進入床層的空氣不僅要求分配均勻，而且要形成細流，以減小初始氣泡直徑。在鼓泡流化狀態中，氣泡在沿床層上升的過

44、程中不斷增長、合并，形成大氣泡。氣泡上升速度又隨氣泡直徑增大而增加，這導致從氣泡補充到乳化相中炭粒子表面的擴散阻力增加，燃燒速率降低。大氣泡動量大，上升到床層表面破裂時，把氣泡尾渦中攜帶的細顆粒拋向上部空間，增加了煙氣中顆粒的夾帶，這會造成燃燒效率降低。因此，合理的布風結構是減小氣泡尺寸，改善流化質量，減少細粒帶出量，提高燃燒效率的有效途徑。一般采用小直徑風帽，合理布置風帽數量和風帽排列方式，設計良好的等壓風室，對提高流化質量均有明顯的效果。我國的循環流化床鍋爐多數采用 010 mm 寬篩分煤粒。且床層底部按一次風量計算出的空塔速度比鼓泡流化床鍋爐也高不了多少。因此，我國很大一部分循環流化床鍋

45、爐密相區還是處于鼓泡流化的狀態。同樣有氣泡的生成、長大和破裂，有氣泡相和乳化相。所以在這種循環流化床的設計中同樣應注意布風的均勻性和流化質量。3.3.4 給煤方式的影響給煤方式的影響加入到床層的燃料要求在整個床面上播散均勻，防止局部碳負荷過高，以免造成局部缺氧。因此給煤點應分散布置，給煤量不宜集中加入。現在多數流化床鍋爐給煤口附近煤量過于集中，煤熱解后揮發物首先析出和燃燒，消耗了大量氧氣，在給煤口附近形成缺氧區，使該處的細顆粒因缺氧而無法燃燒，隨上升氣流直接穿過床層進入稀相區。如果在稀相區無足夠的停留時間和較高的溫度，就會形成飛灰的固體不完全燃燒損失，燃煤的細顆粒組分越高，這種損失也越大。對于

46、揮發物含量很高的煙煤、褐煤及洗煤矸石等，由于局部缺氧，甚至析出的揮發物都不能在床內完全燃盡，進入鍋爐尾部受熱面后受到冷卻，形成焦膠和灰分黏附在受熱面上，堵塞煙氣通道，影響鍋爐的安全運行。3.3.5 床溫的影響床溫的影響在床層中煤粒揮發物的析出速率和碳的反應速率隨床溫的增加而增大。因此，提高床溫有利于提高燃燒速率和縮短燃盡時間。但床溫的提高受到灰熔融溫度的限制。通常要求床溫比煤的變形溫度(DT)低 100200 。所以床溫的高限應根據煤的變形溫度來確定，一般床溫控制在 9001000，最高不超過 1050 。對于采用添加劑在床內進行脫硫的流化床鍋爐，脫硫的最佳反應溫度為 850870 ，床溫過高

47、，脫硫效率急劇降低，鈣硫比增大。稀相區的溫度也特別重要。對于燃燒細顆粒份額較高和揮發物含量大的燃料，提高稀相區溫度，可以使這部分可燃物進一步燃燒，降低煙氣中的可燃物損失。尤其對于循環流化床鍋爐，通過分離器收集送回爐膛的細顆粒，其中主要是固定碳，必需在 800 以上的溫度才會著火、燃燒，而這部分細顆粒的燃燒區域主要在稀相區。因此應保持稀相區溫度在850900 ，提高稀相區的溫度的措施主要是根據稀相區熱量的平衡，適當匹配稀相區受熱面。第三章 循環流化床鍋爐中煤粒的燃燒633.3.6 床體結構和飛灰再燃的影響床體結構和飛灰再燃的影響床體結構對燃燒效率有很大影響，除影響流化質量外，還影響細顆粒在爐膛內

48、的停留時間。設計床體結構時，應合理組織氣流，使可燃物與空氣在床內得到充分混合與攪拌，有利于細顆粒在床內進行重力分離。對于循環流化床鍋爐在設計中應適當減少稀相區斷面積，使稀相區達到一定的氣流速度和一定的粒子濃度，在爐膛內形成環核流動，形成內循環，延長粒子在爐膛內的停留時間。對飛出爐膛的細粒子，采用分離性能好的高溫或中溫分離器，將細粒子捕集下來，送回爐膛循環燃燒，也就是組織好爐膛外的循環。另外，將鍋爐尾部除塵器下的飛灰再循環也是提高燃煤效率的有效措施。3.3.7 運行水平影響運行水平影響流化床的燃燒與運行水平亦有密切關系。一臺設計比較好的流化床鍋爐，如運行水平不高，技術管理不善，有可能降低燃燒效率

49、。鍋爐在運行中應根據負荷和煤質的變化，隨時調整燃燒工況，保持正常的床溫和合理的風煤比，以降低氣體和固體不完全燃燒損失。要維持適當的料層高度。料層過高，不但會增大風機電耗，而且會增大氣泡尺寸和揚析帶來的損失；料層過薄，又會使燃燒工況不穩定，燃料在床內的停留時間縮短，增加溢流渣含碳量。排放冷渣應根據風室靜壓變化、勤排、少排，避免造成過大的冷渣不完全燃燒損失和物理熱損失。為保證循環流化床鍋爐飛灰循環系統正常運行，多采用自動調整型回料器，當采用流化密封回料器時應小心地調整松動和送灰風，維持料腿中一定的灰位高度。這股風過大會使料腿吹空，造成煙氣短路，送灰器結渣，并且分離器分離效果會明顯降低。這股風太小，

50、回送的飛灰太少，達不到設計的循環倍率，影響鍋爐負荷和燃燒效率。送灰風量應大于松動風量。松動風只松動料柱，而送灰風是輸送飛灰進爐膛。另外還要認真調整一、二次風的比例，很好地組織在密相區和稀相區的燃燒。3.4 CFB 鍋爐分離器內的后燃現象及其影響因素鍋爐分離器內的后燃現象及其影響因素3.4.1 后燃現象后燃現象循環流化床分離器內存在后燃現象，即部分可燃物在分離器內燃燒，導致分離器出口煙氣溫度升高，出入口溫差達 3070左右，見圖 3-8。分離器后燃導致煙氣溫度上升，使得煙氣對尾部對流受熱面傳熱量增加，運行中會導致再熱器超溫。具體表現為在高負荷時，再熱器的兩個事故噴水減溫器及兩個微量噴水減溫閥全開

51、，才能控制再熱器不超溫。類似的問題在 75480t/h 容量的其它鍋爐上也較普遍。分離器后燃導致再熱器超溫現象，說明鍋爐實際運行條件與鍋爐定態設計參數存在較大差異。圖圖 3-8 分離器進出口溫差分離器進出口溫差第三章 循環流化床鍋爐中煤粒的燃燒643.4.2 后燃特性的影響因素后燃特性的影響因素后燃現象與燃料在爐內不同位置的燃燒份額有關，與入爐總風量、一二次風量的配比有關，與入爐煤的粒度分布有關，同時還與煤的特性(Vdaf,Aar的大小及揮發分析出規律)有關。(1) 給煤粒徑分布的影響某廠給煤粒度變化見表 3-1表表 3-1 實際給煤粒度與要求得比較實際給煤粒度與要求得比較最大粒徑/mm中位粒

52、徑/mm4 占 10%0.6524%26%給煤實測值 26 占 22%1.268%在滿負荷條件下以給煤粒度 1(粒度較粗)運行時，分離器進出口溫差達到 50。以給煤粒度 2 在滿負荷工況下，爐膛內流化風速一定時，分離器內的進出口溫差降低到 30。這主要是進入分離器內燃燒的細顆粒減少的結果。(2) 煤特性影響運行表明，燃燒高揮發分煤種時，分離器進出口溫差要低于燃燒低揮發分煤種對應的分離器進出口溫差。國外循環流化床鍋爐大多燃用揮發分高的褐煤，因此分離器中后燃現象不明顯。鍋爐設計煤種為貧煤，揮發分較少，Vdaf在 1418 之間，碳含量大，灰分大(Aar約 30%左右)，煤粒的燃盡程度差，燃燒過程中

53、產生的灰殼將可燃物包裹其中，這都進一步延緩了碳的燃燒，使得大量的可燃物在分離器、立管內，甚至是在出口尾部煙道內繼續燃燒。分離器出口溫度比入口高 3050，立管內分離下來的循環物料溫度達到 910920，都證明了后燃現象的存在。(3) 總風量及一二次風配比影響隨著入爐總風量的增大，爐膛流化風速增加，在一定的給煤粒徑下，爐膛上部的灰濃度增加，密相區的燃燒份額降低，稀相區的燃燒份額會相應地加大，后燃現象也會加劇，分離器進出口溫差會加大。反之在鍋爐負荷較低或者總風量較小時，后燃現象會有所減弱。一二次風配比對燃燒份額的分布也有一定的影響，當一次風比例增大后，由于氧氣供應量增加，密相區內的燃燒份額會有所上升，但由于密相區氣泡相和乳化相之間傳質阻力的限制，密相區燃燒份額的增加遠低于一次風增加的比例。同時,一次風份額的增加會使得爐膛上部濃度有所增加，進入分離器內的可燃物也會增加。因此一次風份額的