第二章数学模型的比较与建立
2. 1与论文研究内容相关的研究成果
循环流化床传热模型的研究是从80年代才开始的，并b‘一直与流体动力学特性的研究紧密相联。主要可分为以下四类「11] [13] [13] [11] [i8]
(1)颗粒絮团更新模型
起初的研究主要基十鼓泡流化床的乳化相更新传热理论，主要观点为，换热表面处均交替与颗粒絮团和分散相接触，颗粒的对流换热通过与换热表面间的瞬态导热方式进行。
随着对循环流化床流体动力学特性研究的进展，环一核(Core-annulus)流体动力学模型对循环流化床气固流动特性进行了比较成功的解释，一些研究者提出了将循环流化床环核流动结构特性与乳化相更新传热理论相结合的模型。环一核流动结构的观点认为，在循环流化床床层核心区域，气流火带着离散的固体颗粒向上运动，这一区域颗粒较稀，空隙率较大;Ifu周围颗粒则向下流动，形成一周边环形边界层，这一区域颗粒较密，空隙率较小。
(2)气体间接传热模型
与颗粒絮团更新模型相对的一类模型是气体间接传热模型。这类模型认为，颗粒的对流换热并不是通过与换热表面的直接接触进行，Ifu是首先由颗粒通过对流将热量传递给换热表面附近的气体，然后再由气体传给换热表面。
(3)微分模型
一些研究者从两相流动和传热的基本方程出发，建立了循环流化床流动和传热过程的微分模型。
(4)经验模型
由十循环流化床中传热过程的复杂性，存在着许多不确定性的因素，以上二种机理模型的研究一直未达到能够直接应用十设计的程度。因Ifu，一些研究者通过试验研究，采用因次分析法，提出了一些较简单的经验模型，力图获得较为实用的关联式。
尽管各研究者宣称自己的研究热力计算结果如何准确，但事实是，迄今为止所进行的循环流化床传热研究相当部分所针对的工业应用背景实际是化工反应器，Ifu非锅炉燃烧室;由十冷态小规模实验装置和实际工业应用情况差异很大，所以通过实验获得的多为一般趋势}fu非定量关系。
2. 2关于循环流化床热力计算一些方法
常规锅炉的炉膛热力计算方法是以气固均相流动为理论基础的，该计算方法不适用十循环流化床锅炉。循环流化床内粒子分布明显不均匀，粒子浓度沿床的高度方向呈非线性递减分布。在炉膛出口附近，粒子浓度又有较小幅度的递增。尤其是粒子沿床的横截面方向的不均匀性，靠近壁面区域的粒子浓度是中心区域的数倍乃至数十倍。另外，粒子运动特性也很复杂，炉膛中心区的粒子向上运动，Ifu靠近壁面的粒子则向下回落(大量贴壁回落的粒子与受热面直接接触，存在导热过程)，炉膛出口附近还有一个气固两相运动的漩涡区。
因为床内的工况非常复杂，其燃烧和传热过程不可能有一个准确的解析解。热力计算必须使用大量的试验数据。目前投运的循环流化床锅炉数量还不多，燃料种类也不齐全，Ifu炉型又非常杂，所以还很难总结出一般性的规律。另一个问题是，在锅炉容量不断增大的过程中，大量试验数据需要重新验证和修正，以符合较大容量的实际需要，并希一望由此总结出与实际情况基本相符的相似准则。
由十原始数据从运行实炉取得，现场无法单独控制影响传热系数的各种因素，因Ifu在分析其对传热系数的影响时，对多种因素交互作用的结果，只能分别按某一因素所起的主要作用来分析研究。
论文主要针对100MW级循环流化床进行运行数据的收集分析计算比较。在试验研究和不同锅炉运行数据的基础上，对公式所涉及的各项进行修正。进Ifu计算炉膛密相区和稀相区的传热系数。
从事循环流化床热力计算的有浙江大学的骆仲映、程乐鸣;清华大学的吕俊复、张建胜;东北电力学院的姜秀民、刘辉等;上海锅炉厂的朱国祯、徐洋等。
(1)骆仲映、程乐鸣等提出的循环流化床热力计算方法「11][12][15][16]
文章认为循环流化床锅炉炉膛的流体动力学特性和传热特性比较复杂，各种物理特性很不均匀，随床高、床径方向都有变化。认为把炉膛作为一个各种物理性质均匀一致的整体来处理不合理，所以分段进行计算，即把炉膛分为几个区段，认为每个区段内各种物理性质、参数基本均匀一致，然后按照能量平衡方程式来计算每个区段。在稳定工况下，能量平衡方程式决定了该区段内放热与换热之间的关系。通过分段计算，可确定沿炉膛高度的局部负荷。每个区段可根据炉内流体动力学特性、传热特性，建立适当的能量平衡方程式来计算。并提出以下假设:假设相邻区段的辐射换热只能在相互接触的两个区段之间进行;一个区段向相邻区段的辐射被相邻区段内烟气全部吸收，不能穿透到达周围壁面，也不能到达更远的区段，则每个区段的能量平衡式基本形式如下: OH; _ -Q换+Q放+Q进一Q出(2-1)密相区热平衡方程式:100一q3一}a
(2一3)
文章认为，循环流化床炉膛内密相区的流体动力特性和鼓泡流化床相似，密相区直接采用鼓泡流化床模型直接计算。稀相区传热模型由十循环流化床稀相区内传热特性很复杂，采用颗粒团更新理论。
(2)清华大学吕俊复、张建胜等提出的循环流化床热力计算方法「}}} }}}o
吕俊复、张建胜等在数台实际运行的循环流化床锅炉测试分析的基础上，结合实验室的实验研究，深入分析了循环流化床锅炉内部流动、燃烧、传热和脱硫等主要过程的机理，应用这些基本原理对影响循环流化床锅炉设计的主要因素进行了分析和讨论;指出了现有设计方法存在的错误和缺陷:借鉴实际循环流化床锅炉的设计和运行经验以及前人和作者对炉内各种单独过程的模型化研究成果，结合热态测试数据，首次提出了循环流化床锅炉定态设计的概念，全面阐述了这一概念的内涵，并依此推论出循环流化床锅炉的设计导则以及流动、燃烧、传热和脱硫的设计计算方法:依据循环流化床锅炉内部机理对锅炉部件结构尺寸的特殊要求，参考实际循环流化床锅炉结构设计特点，介绍和分析了锅炉各关键部件的结构设计方法及要求。结合实际运行的循环流化床锅炉的热态测试数据和实验室研究结果，作者提出了循环流化床锅炉燃烧室传热系数的计算方法;并对循环流化床锅炉对流竖井受热面的传热计算进行了分析和改进。
循环流化床炉膛内由蒸发或过热器受热面所吸收的热量Q由下式表示:
Q=F·K·4T(2 -4)
式中F一流化床中的金属受热面积，m",
K一基十烟气侧总面积的传热系数，W/ (m"K) ;
4T一传热温差，Ko
传热热阻包括床侧热阻、工质侧热阻、受热面本身热阻和附加热阻四部分，并与结构有关，按照扩展受热面传热系数的形式，写作(2一5)
十C十—
凡
l一拭
K=
一乓
一价
(3)朱国祯、徐洋等提出的循环流化床热力计算「31] [33] [33] 主要是基十循环流化床炉膛内热量交换规律的热平衡方程式(2-6) (2-7) _「
“/’Cl一甲’“/「‘’}}s-
一(} n一厂二).立一《
H
(2-6)
﹁|||||||习
B} }Q,'n =K}H}(}n -tb} C2-7)
式中:
Q! ,一每Kg燃料燃烧产物及循环灰烩向炉膛受热面内工质传递的热量，KJ/Kg; 《一炉膛出口烟气烩，KJ/Kg; H」一炉膛计算受热面积，m"o反过来推着计算炉膛内的传热系数。炉膛内不同位置的受热面处十不同的流态和状态，它们的受热强度不同，为此把各类受热面都折算程循环流化床密相区受热面的传热效果，引入循环流化床锅炉炉膛计算受热面积、稀相区面积折算系数屯、、稀相区敷设耐火耐磨层面积折算系数} }"}}. }n密相区敷设耐火耐磨层面积折算系数屯、、寸的概念。
a(t。一t)
K rr=，拼‘，.` ,
It、一才。)
(2一10)
(4)姜秀民、刘辉等提出的循环流化床热力计算方法「33] [33] [10]
姜秀民等计算方法在密相区计算采用现行鼓泡流化床的计算方法并进行修正，稀相区计算采用“环/核”模型，假定循环流化床床内的空隙率沿床高方向是一维的。同时对计算公式进行了改进，并开发了基十Borland公司的C++Builde:软件的循环流化床热力计算通用程序。原有公式在计算密相区吸热量时，只考虑r1一、试 、B燃料水分蒸发吸收的热量，当密相区燃烧份额较刁、、燃料水分较大日。
戈/lVV少
计算误差不容忽视，进行修正如下:
「_100一la。
}rn=甲·万，·}C、一，:二二----’ft
「1VV一la
叭户w,
100一qa 100
0.0124(0，二」
(2一11)
考虑外循环灰对飞灰浓度的影响，飞灰浓度的修正公式为:
A_「_100一C }, } 100 100
} }r=二二一甲}a fir+大·—卜甲二二-二二-·二二二---
my’U, } J huY」my一‘fj7my一la
(2一12)
2. 3本论文建立的热力计算数学模型:
尽管各位研究者声称自己的计算方法如何精确，Ifu事实上是:由十循环流化床内动力学特性非常复杂，在理论上没有对其做出更让人信服的理论基础上，所采用的各种热力计算方法只是在计算手段上对实验得到的传热系数值进行修正，以使计算结果和实验结果相符。Ifu I}J时由十实验过程的复杂性和出十商业考虑的保密性。得到的实验数据相差是很大的。基十此本文主要针对已经运行的某热电厂450t/h循环流化床运行实测数据，对锅炉进行传热系数的计算。
2 .3
(1)
密相区热平衡的几点假定(2)(3)
燃料从密相区输入，只有6燃烧份额在该区燃烧并放出热量，其余(1-6)燃烧份额的燃料在该区被加热到密相区温度后进入稀相区，这部分燃料中的水分被加热蒸发，使水蒸汽的温度达到密相区的温度。由十无法测量燃料在高温下的比热数据，以灰的比热代替燃料的比热;循环灰全部进入密相区，循环灰中的碳在该区进行化学反应}fu放热;一次风进入的风量与燃烧份额相匹配;(4)密相区与稀相区的分界面取二次风入口高度平面。
2. 3. 2循环流化床内热量分析〔76]
进入密相区的热量有:燃烧份额在密相区的放热量}mx尸、循环灰进入密相区的热量}mx}、返料风带入密相区的热量Qmx3、脱硫剂的化学反应热带入密相区的热量QlllX。iu}mx-I、燃烧所需空气带入密相区的热量QlllXSiumx5共五项。不考虑冷渣器内冷却气流、返混气固两相流对密相区热平衡的影响，IfIJ将冷渣器也计入炉膛密相区整体对待，带出密相区的热量有:密相区出口烟气带出的热量Qmxlout}mxl ,密相区出口循环灰烩带出热量Qmx:out}mx} ,给煤燃烧产生的灰渣带出密相区的热量Qmx3out}mx3、未燃尽的燃料带出密相区的物理显热量毓。outI、与相邻的稀相区的辐射换热毓5out、冷渣器水冷排管带出的热量Qmx6ou}mx6‘共六项。
带入稀相区的热量有:燃烧份额在稀相区的放热量QXXIiu}xxl、烟气带进的热量Qxxiu}xx} ,循环灰带进的热量QXX3iu}xx3、未燃尽的燃料带进的物理显热Qxx。iu}xx-I ,相邻密相区传递来的辐射热量Qxx5iu}xx5共五项;带出稀相区的热量有:稀相区出口烟气带出的热量Qxxlout}xxl ,与下一区段进行的辐射换热}xx尸、炉膛出口循环灰带出的热量}xx尸、屏式过热器吸收的热量QXXoou}xx-I‘共四项。为了计算的准确性，在稀相区带出热量中将屏式过热器的吸热量按运行实测数据计算工质侧的热量，计算出的传热系数用烟气侧的屏式过热器吸热量进行验算。
2. 3. 2. 1密相区内热量平衡
各参数的计算考虑各方面因素的影响，根据该循环流化床锅炉具体情况密相区内输入的热量有(五项):
2.4.2计算结果数据分析
2. 4. 2. 1计算分析
从以上图2-3,图2-4中可以看到:稀相区的传热系数随着负荷的增加是逐渐增大的，Ifu在密相区内传热系数在80%负荷时最大。由十密相区内受热面被防磨耐火材料覆盖，密相区折算受热面积很小，微小的热量变化对密相区内传热、床温、安全运行带来极大的影响，甚至危及锅炉的正常工作。由此可以看出对十循环流化床锅炉的设计和运行，密相区内热平衡是至关重要的，只有密相区受热面合理布置，才能保证密相区的热平衡。对十燃料宽筛分特性的循环流化床，大颗粒很难被扬析到过渡区和稀相区，这样燃料的燃烧过程大部分在密相区内进行，如果燃料在这里释放的热量不能被受热面有效的吸收和及时带走，那么密相区内床温将升高，使锅炉容易结渣。相反地，密相区内受热面如果布置过多，燃料释放的热量大部分被受热面吸收将造成锅炉运行中床温偏低，也不能保证稳定地燃烧，甚至熄火。
与稀相区传热系数的变化不同，传热系数随负荷的变化的趋势并不严格，Ifu主要是随着变工况过程中各种运行参量的调整随机变化。
2.4.2.2计算结果验算
计算出来的稀相区传热系数K },}}，带入屏式过热器进行计算验证，不同负荷下的计算结果对比两者基本一致，结果见图2-_5:
烟气侧的计算传热量略小十工质侧根据运行数据计算的传热量，不少研究者在试验台上测量了室温下传热系数的横向分布，发现越靠近壁面处传热系数越大，这与局部颗粒浓度的变化是一致的。但是在高温炉膛中，情况会发生改变。在离开壁面的地方，颗粒的对流传热虽然是低的，但由十在炉子中心的角系数最大，辐射传热作用大大增强，因}fU总传热系数在离开壁面处稍高十或大致等十壁面处的传热系数，在颗粒浓度较低时尤其是这样。但在高颗粒浓度时则会由十颗粒对流的增强，其变化情况正相反「」2」。由本文的计算数据显示也反映了这一趋势，由十在计算烟气侧的传热量时的传热系数采用水冷壁面处的传热系数，导致烟气侧的计算传热量略小十工质侧根据运行数据计算的传热量。
2.4.2.3屏式过热器的辐射和对流传热计算公式
稀相区内，床层密度较小，传热主要由辐射控制。当锅炉满负荷运行时，炉膛中悬浮物料的热量吸收由对流和辐射两因素同时控制。低负荷时为了配合锅炉运行，通过调节运行参数，使炉膛水冷区的床层密度减小，从}fu辐射在炉膛中起主导作用的区域增加。
本文提出的屏式过热器的换热模型为以对流为主的对流一辐射模型。所以屏式过热器的总换热系数计算公式为:n}dla。一n}dl a、十2x}, }SZ(。一1)十d}N·H·of
将式(2-41)整理变形:
(2-41)
a0=a、十
2x}, }SZ (n一1}+d}N·H
a厂
(2-42 )
n}dl
式中各项:
s:一屏中间管的纵向节距，m;
d一管子外径，m;
x}一屏管的角系数;
H-一管屏投影高度，m;
n一每片屏的管数;
1一屏的管子长度，m;
N一屏式过热器片数;
屏式过热器按纯辐射方式的辐射放热系数:
a厂=a0
an+1
2
(2-43)
其中:
a.,一灰污壁面的黑度，一般取a,,=0. 8;
a一烟气在温度T时的黑度，按下式计算:
a=1一e_k}}s.e
考虑对流传热下的辐射放热系数:
a)二K fa厂
其中Kf为考虑对流影响的辐射放热修正系数，按下式(2-46)计算:
(2-44)
(2-4动
K}
/
2x}, }SZ (n一1}+d}N·H
(2-46 )
n}dl
按以上计算方法计算的辐射放热在总的传热中占的比例见图2-6:随着负荷的增加，辐射放热占的比例逐渐减小，在50%负荷时达到53. 41% o
2.5密相区燃烧份额的确定
循环流化床锅炉内热量释放规律非常复杂，它不仅受燃料本身的特性如粒度分布、挥发分含量、焦炭反应活性、挥发分析出规律等影响，同时受到床内流动、传质、传热以及分离器的分离效率的影响。刘辉、姜秀民等在文献[6别提出了基十烟气分析法、密相区热平衡、烟气量计算的二种燃烧份额计算数学模型，但在实际中由十计量的困难}fu难十实现。
在计算过程中采用试算的方法对密相区的燃烧分额进行取值。经过计算过程分析，循环流化床锅炉的燃烧份额只占60%，远低十鼓泡流化床的80%0稀相区的燃烧份额占整个床内燃烧量的很大一部分。并目‘在分离器中还有一定数量的燃烧反应继续。
循环流化床锅炉密相区的燃烧份额比鼓泡流化床锅炉密相区燃烧份额低的原因可以从碳颗粒在床内的分布和密相床中的燃烧情况两方面来分析。首先，循环流化床气体流速较高，床料粒度又比鼓泡流化床锅炉细得多，这样扬析到密相区的物料1量增多，稀相区碳颗粒在床内占的比例会有所增加，结果引起稀相区的燃烧份额上升，稀相区碳颗粒燃烧量的增加反过来会使密相区的含碳量降低，最终降低了密相区的燃烧份额。但仅凭这一点还不足以解释循环流化床锅炉密相区燃烧份额比鼓泡流化床锅炉密相区燃烧份额低这么多的现象，还需要从循环流化床锅炉密相区中的燃烧情况来分析。
循环流化床锅炉和鼓泡流化床密相区的燃烧状况有着很大不同，鼓泡流化床锅炉密相区燃烧表现为氧化状态，Ifu循环流化床锅炉密相区内燃烧行为是欠氧的。对比同时运行的燃用相同燃料的循环流化床锅炉和鼓泡流化床锅炉的排渣，发现循环流化床锅炉的排渣呈暗灰色，Ifu鼓泡流化床锅炉的排渣略显红色，这可能是由十铁兀素在它们中的不同存在状态引起的。
循环流化床锅炉密相区燃烧处十一个很特殊的欠氧状态，虽然床中有大量的氧气存在，然Ifu床内的CO浓度仍维持在很高的水平，如在密相区底部测得的氧气浓度在13%左右，Ifu CO浓度高达近2%，表明循环流化床锅炉密相区燃烧局部处十欠氧状态。Bo Leckne:用氧化错电池测定了密相区中氧化与还原的情况，发现密相区中氧化和还原气氛更替的频率特别快，这从密相区气固两相流的行为出发能较好地对这现象加以认识。由十两相流的行为，循环流化床锅炉密相区存在着气泡相和乳化相，气体主要以气泡的方式通过床层，Ifu固体颗粒主要存在十乳化相中。与鼓泡流化床锅炉相比，由十循环流化床锅炉气泡流速较高，固体颗粒粒度又比较细，气泡相和乳化相之间的传质阻力对燃烧的影响显得更为突出。一方面氧气不能充分进入到乳化相中，限制了碳颗粒的燃烧反应，Ifu b‘不完全燃烧产物CO和煤颗粒释放出的挥发分不能很快的传到气泡相中，因Ifu不能进一步反应完全。因此在密相区中虽然有氧气存在，碳颗粒的燃烧仍处十欠氧状态，密相区中会产生大量的CO，这些CO将和一部分挥发分被带到稀相区燃烧。这是循环流化床密相区中燃烧份额远低十鼓泡流化床密相区燃烧份额的一个主要原因「I1] [6-I] [65]
2. 6循环倍率的确定:
循环流化床锅炉中的物料循环量是设计和运行中最重要的参数之一。它与炉内传热、受热面的结构布置、燃烧特性、燃烧效率、脱硫效率、锅炉自用电率、磨损、积灰、分离效率及分离器的布置方式等密切相关。循环倍率的选取应考虑以下二者的关系:
①循环倍率与床温的关系;
②循环倍率与分离器的特性;
③循环倍率与燃烧效率。
计算中发现循环倍率的变化对传热系数的影响不明显，但它改变炉膛和尾部受热面的热量分配，以保证在煤种发生变化时床温保持稳定。当燃用优质煤时，可以加大物料循环倍率，以保证不会发生高温结渣，烧劣质煤时，可以减少物料循环倍率，以避免发生低温熄火。因此，对十燃用煤种变化较大的循环流化床锅炉，设计中循环倍率的选取应该留有足够的余量。 随着循环倍率的增加，燃烧效率也增加，但循环倍率过高不仅会带来不利的影响，Ifu b‘对燃烧效率增加的影响也不显著。如循环倍率过高，由十高循环倍率需要高的流化速度和高压头风机，这将导致电耗大;高循环倍率导致床内高粒子浓度，造成受热面磨损加剧;高循环倍率要以分离器的高分离效率作保证，这就对分离器的结构遇材料要求较高;另外高循环倍率对飞灰循环系统的要求严格。因此循环倍率的选取必须综合考虑各种因素的影响，合理的选择循环倍率关系到循环流化床锅炉能否正常运行以及能否到达其设计出力的保证。
循环倍率是以分离器的分离效率作为保证的。循环倍率越高，要求的分离效率越高。对十高倍率的循环流化床锅炉，分离效率必须大十99%, IfIJ对十低循环倍率的循环流化床锅炉，分离效率在95%即可到达要求。因此，采用较低的循环倍率，可以降低对分离器效率的要求，采用结构简单紧凑、阻力低的分离装置，以降低锅炉造价」2」。
进一步研究认识到循环倍率受给煤热值的影响变化，不能惟一地描述循环流化床地物料平衡状况，从}fu改用气固比(单位烟气携带的物料重量)。由十这个量地计量非常困难，国外循环流化床锅炉地气固比是一个商业机密，所公开的数据常常带有商业宣传性质，因此循环流化床锅炉的气固比应当是多少没有明确的结论。但人们公认循环流化床锅炉需要一个大的循环物料流，以维持燃烧室内沿高度方向物料1空间浓度从下向上逐渐变化，Ifu不能象鼓泡流化床锅炉那样密相区以上物料空间浓度迅速减少。仅当沿床高度方向物料浓度逐渐减小并维持一定数值时，才有可能产生高度方向上的较强回混，从}fu把燃料释放出的热量纵向传递并横向传给受热面。最近的研究工作证明，随着循环量的增加，燃烧室内物料的平均粒度明显降低，从Ifu使密相区气体的分配中气泡相的比例增大，气相与乳化相传质减弱，燃料在密相区的燃烧为欠氧态，相应抑制了密相区的热量释放份额，再加上高度方向上物料回混的加强，才能使循环流化床锅炉在密相区不设置受热面的条件下亦能达到热量平衡。因此鼓泡流化床锅炉与循环流化床锅炉不但可以从流动形态上，更可以从燃烧热量释放规律上加以区分。在很长一段时间里，人们曾把循环流化床锅炉物料循环的经验借用到鼓泡流化床以提高燃烧效率，这些改进型的鼓泡流化床锅炉得到很成功的工业应用，但也因称之为低倍率循环流化床锅炉，因Ifu混淆了循环流化床锅炉和鼓泡流化床锅炉的概念。但对十72t/h及以上容量的流化床，显然改进型的鼓泡流化床锅炉并不是发展方向「」‘」。
本文在作热力计算过程中，循环倍率的选取采用:
R二
(2 -47)
分离器的效率选取0. 98，实际上分离器的分离效率受到各种因素的影响，是变化的，为了问题简单化，Ifu将其简单化处理。
2.7 结论。
(1)文章避开复杂的循环流化床各种传热机理，针对某热电厂450t/h循环流化床锅炉实测运行数据，对密相区和稀相区进行热平衡计算，计算出传热系数。
(2)通过对循环流化床炉膛热力计算发现，与稀相区传热系数的变化不同，密相区传热系数随负荷的变化并不一定是线性单调趋势，Ifu主要是随着变工况过程中各种运行参量的调整随机变化。
(3)提出了计算稀相区辐射传热在总传热中占的份额的计算公式。
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