雙循環流化床顆粒循環流率的冷態實驗研究與預測

陳鴻偉， 楊 新， 梁占偉， 許文良， 孫 超

(1. 華北電力大學 能源動力與機械工程學院， 河北保定 071003；2. 河北水利電力學院 教務處， 河北滄州 061001)

符號說明：

Hc——收集裝置中的堆積高度，m

ρb——石英砂堆積密度，kg/m3

Gs——快速床中單位面積顆粒循環流率，kg/(m2·s)

Ssp——立管橫截面積，m2

Sfb——快速床橫截面積，m2

Utr,0.21——dp=0.21 mm顆粒進入快速流態化時的速度，m/s

dp——顆粒平均粒徑，mm

Ub——鼓泡床流化風速，m/s

Utr,0.35——dp=0.35 mm顆粒進入快速流態化時的速度，m/s

Hb,int——鼓泡床靜床層高度，mm

Ufb,f——快速床一次風速，m/s

Utr,0.49——dp=0.49 mm顆粒進入快速流態化時的速度，m/s

Δt——物料達到一定高度時的時間，s

Ufb,s——快速床二次風速，m/s

Umf——臨界流化風速，m/s

Xfb,f——快速床中一次風量比例

Ufb——快速床總流化風速，m/s

dft——返料管直徑，mm

Hb——鼓泡床反應器高度，mm

隨著社會的發展，人類對能源的需求量不斷增加，但煤等化石燃料仍是主要的能源供給原料。由于煤特別是優質煤的儲量不斷下降，劣質煤種燃燒產物又存在難以消除的缺點，如何實現煤的高效清潔燃燒和尋求新的能源替代成為眾多研究者關注的重點[1]。

我國可再生能源中生物質能源儲存豐富，生物質氣化技術的產物熱含量在12～20 MJ/m3，其利用率高，是替代化石能源利用的新型技術[2]。循環流化床燃燒作為近幾十年的新興燃燒方式，在熱量、質量和強化傳遞過程,固體物料穩定循環及低溫的動力控制燃燒等方面具有明顯的優勢。在此基礎上，國內外學者耦合不同形式的流化床，進行生物質氣化研究[3-8]，發現雙循環流化床裝置因強化氣化過程中的反應分區，可以有效提高最終產物的生成效率和質量。

雙循環流化床裝置包括鼓泡流化床(生物質氣化反應區)和快速流化床(燃燒反應區)。在鼓泡流化床(以下簡稱鼓泡床)中，生物質與水蒸氣等氣化劑進行反應，生成的CH4、CO和H2等氣化產物經分離、凈化裝置后進行儲存，而生物質未完全氣化的半焦等與惰性熱載體(提供氣化反應所需熱量)一并進入快速流化床(以下簡稱快速床)，在該區與空氣混合燃燒，釋放的熱量被熱載體吸收。燃燒形成的飛灰經分離裝置后與煙氣進入后續處理裝置，而分離裝置分離下來的熱載體再次進入鼓泡床，為氣化反應提供熱量，持續進行兩床間的循環[9]。

雙循環流化床系統中兩床間合理的物料循環流率是高效完成生物質氣化過程的關鍵，并在一定程度上反映床內運行水平[10]。合理的物料循環流率可維持床內流態穩定，保證兩床間較小的溫度差值，提高產氣效率。因此，筆者在自行設計的雙循環流化床冷態系統上進行不同控制參數和顆粒特性下的顆粒循環流率實驗研究，分析各參數對顆粒循環流率的影響，并建立其計算關聯式，以期為雙循環流化床系統的設計和運行提供參考。

1 實驗系統

自行設計搭建的雙循環流化床冷態實驗系統見圖1。為便于觀察實驗過程中的物料流化現象，選用6 mm厚的有機玻璃搭建實驗系統，其主要構件包括快速床、旋風分離器、立管、鼓泡床、下部返料管以及其他輔助裝置。其中鼓泡床為圓柱形，內徑為200 mm，高度為2 m；快速床內徑為75 mm，高度為6 m；立管內徑為50 mm，下端距離鼓泡床布風板10 cm，運行過程中保證立管下端出口位于物料中；下部返料管內徑為30 mm，布置角度為55°，上端進口與鼓泡床布風板的距離為8 cm。布風裝置采用密孔板式，開孔率為25%，開孔直徑為6 mm，為防止物料進入風室，在密封孔板上鋪設一層孔徑為160 μm的篩網。快速床二次風進口布置在距離布風板15 cm的高度位置，采用4個風口切向布置的方式，單個噴口橫截面積為4.906×10-3m2。實驗系統中不同分區的送風由2臺風機分別提供，風機型號為9-26No5.6，送風管道上設有轉子流量計和蝶閥,分別測量和控制空氣流量，調整不同分區的流化風速。實驗中循環物料選用石英砂，其真實密度為2 450 kg/m3，堆積密度為1 480 kg/m3，球形度為0.57，顆粒粒徑范圍為 0.150～0.550 mm，對其進行物料篩分，根據不同比例配比獲得不同顆粒平均粒徑(dp=0.21 mm、0.33 mm和0.49 mm)的物料。采用吹空法[11-13]對3種顆粒平均粒徑下的顆粒在本實驗系統中達到快速流態化時起始輸送速度進行測定，可得Utr,0.21=2.85 m/s，Utr,0.33=3.36 m/s，Utr,0.49=4.06 m/s。

1-送風機； 2-蝶閥； 3-轉子流量計； 4-快速床風室； 5-鼓泡床風室； 6-快速床布風板； 7-鼓泡床布風板； 8-快速床反應區； 9-旋風分離器； 10-立管； 11-物料收集裝置； 12-鼓泡床反應區； 13-旋風分離器； 14-下部返料管； 15-二次風進口

圖1 雙循環流化床冷態實驗系統

Fig.1 Cold state test apparatus of a double-circulating fluidized bed

2 實驗方法與物料

實驗時，首先在鼓泡床中加入一定高度的循環物料量后開啟風機，調整風量穩定后，啟動快速床側風機，依次開啟二次風控制蝶閥和一次風控制蝶閥，待工況穩定后，快速關閉立管處的收集裝置，該裝置上開有75 μm的小孔，即可順利通過空氣，同時對循環物料進行有效收集。測量一定時間Δt內，收集裝置內物料所能達到的高度Hc，根據物料堆積密度和各裝置的尺寸，最終由式(1)計算快速床區域的顆粒循環流率。實驗過程中各參數的選取見表1。

(1)

表1 實驗參數匯總

3 實驗結果與分析

3.1 臨界流化風速

鑒于不同粒徑區間物料顆粒的流化特性會對雙循環流化床的物料循環產生影響，尤其是臨界流化風速Umf會對不同分區內物料流態的變化起決定作用，最終影響整個系統的穩定運行，因此首先對表1中3種粒徑顆粒的臨界流化風速Umf進行測定，在單獨的鼓泡床中采用“降速”進行不同粒徑區間臨界流化風速的測量。具體方法是在實驗開始階段首先通入較高流化風速(高于臨界流化風速)的空氣，然后逐漸降低流化風速，并記錄每個流化風速下的床層壓降，所繪制的壓力-流速特性曲線如圖2所示。

圖2 不同顆粒平均粒徑物料的壓力-流速特性曲線

Fig.2 Pressure-flow rate characteristics curve of materials under differentdp

由圖2可以看出，各粒徑區間石英砂顆粒均具有較好的流化特性，適合作為雙循環流化床系統中的流化介質，可以強化生物質顆粒的流化特性。由圖2還可以看出，dp=0.49 mm、0.33 mm和0.21 mm 3種粒徑區間物料對應的臨界流化風速分別為0.515 m/s、0.246 m/s和0.163 m/s，隨著dp的增大，單顆粒物料重力增加，流化所需的曳力和氣體對顆粒的浮力增加，從而使完全流化時對應的Umf相應增加[13]。在臨界流化風速測定結果的基礎上對雙循環流化床冷態實驗系統的各參數進行選取，以保證實驗時物料完全流化。臨界流化風速的測定結果對雙循環流化床氣化、燃燒工況的控制參數選取具有指導作用，便于整個顆粒循環流率的控制。

3.2 鼓泡床流化風速的影響

在本實驗系統中鼓泡床區域主要進行生物質氣化反應。其反應效率與生物質顆粒、流化介質間的混合和流動特性有關，因此通過實驗來研究鼓泡床流化風速對顆粒循環流率的影響，實驗方法為固定其他控制參數，依次改變鼓泡床流化風速Ub，測量各流化風速下的顆粒循環流率Gs(見圖3)，其中Hb,int=240 mm，Ufb,f=1.26 m/s，Ufb,s=4.72 m/s。

由圖3可以看出，隨著鼓泡床流化風速的增加，顆粒循環流率呈緩慢增大趨勢，但增幅較小，且在某些工況下出現波動。如3種粒徑下顆粒循環流率增幅最大的為dp=0.49 mm，Ub從0.75 m/s增加到1.22 m/s時，顆粒循環流率從14.21 kg/(m2·s)增大到15.5 kg/(m2·s)，增幅僅為9.11%。造成該種現象的原因是實驗條件下Ub大于Umf，整個床層進入完全流化狀態。即使流化風速增加，床層壓力基本保持不變[14]，返料管進口處的壓降和提供給物料顆粒在兩床之間循環的動力壓降基本為定值，因而顆粒循環流率基本保持不變。

圖3 鼓泡床流化風速對顆粒循環流率的影響

3.3 鼓泡床靜床層高度的影響

鼓泡床靜床層高度Hb,int代表整個系統內循環物料量，其值的大小影響到床層濃度以及兩床之間的壓差，進而影響到顆粒循環流率的大小。分別對3種Hb,int下的顆粒循環流率進行實驗測量，得到靜床層高度對顆粒循環流率的影響見圖4，其中Ub=0.84 m/s，Ufb,f=0.63 m/s，Ufb,s=4.40 m/s。

由圖4可以看出，隨著Hb,int的增加，3種粒徑顆粒的循環流率均有不同程度的增大，但增大速率略微不同。以dp=0.21 mm顆粒為例，當Hb,int為200 mm時，顆粒循環流率為17.43 kg/(m2·s)；當Hb,int為240 mm時，顆粒循環流率為20.41 kg/(m2·s)；當Hb,int為280 mm時，顆粒循環流率為21.45 kg/(m2·s)。這是因為Hb,int增加，引起鼓泡床物料量增加。相同工況下，返料管進口處上方的物料數量和濃度均有不同程度的增大，返料口處的壓力升高，推動更多的物料進入返料管和快速床中參與循環。顆粒循環流率的增大速率存在差異可能與顆粒特性和床體結構等有關。

圖4 鼓泡床靜床層高度對顆粒循環流率的影響

3.4 顆粒平均粒徑的影響

循環物料顆粒平均粒徑直接體現其流化特性，從而影響到雙循環流化床系統內的顆粒循環流率。不同工況下顆粒循環流率與顆粒平均粒徑的關系見圖5，其中Ub=0.84 m/s,Ufb,f=0.94 m/s，Ufb,s=4.72 m/s。

由圖5可以看出，在3種不同靜床層高度下，隨著dp的增大，顆粒循環流率減小。當Hb,int為240 mm，dp從0.21 mm增大到0.49 mm時，顆粒循環流率從22.5 kg/(m2·s)減小至10.77 kg/(m2·s)，減小趨勢明顯，且床層越高時，顆粒平均粒徑對顆粒循環流率的影響越大。這是因為當顆粒平均粒徑較小時，顆粒的臨界流化風速較小，在相同流化風速時，較多的顆粒能夠經返料管進入快速床中。在快速床中，又因其具有較小的終端速度，密相區流化狀態較好，較多的物料可由飛濺區進入到稀相區，最終經旋風分離器，進入鼓泡床參與整個循環[15]。隨著dp的增大，流動阻力相應增大，氣固間相對速度減小，顆粒不易流化，使得可進入燃燒室的物料量減少，且燃燒室中能夠進入稀相區參與循環的物料量減少，都會導致顆粒循環流率減小。此外返料管對顆粒平均粒徑較大顆粒的阻力作用明顯大于對顆粒平均粒徑較小顆粒的阻力作用，也在一定程度上加劇了顆粒循環流率的減小趨勢。

圖5 顆粒平均粒徑對顆粒循環流率的影響

3.5 快速床配風的影響

快速床內的風分為一次風和二次風2種形式，2種風量比例在一定程度上影響了床內顆粒的流動特性，從而影響整個系統內的顆粒循環流率。在快速床給風量相同時，對不同一次風量比例下的顆粒循環流率進行測量。實驗過程中將一次風速、二次風速統一折算到快速床橫截面積下進行計算。

圖6給出了不同一次風量比例Xfb,f對顆粒循環流率的影響，其中Ub=0.84 m/s，Ufb=5.68 m/s。由圖6可以看出，當快速床總流化風速一定時，隨著一次風量比例的增加，顆粒循環流率總體呈增大趨勢，但增大速率逐漸減小，以dp=0.21 mm，Hb,int=200 mm工況為例，當Xfb,f為5.55%時，顆粒循環流率僅為7.10 kg/(m2·s)；當Xfb,f為11.1%時，顆粒循環流率迅速增大至22.42 kg/(m2·s)；而當Xfb,f為27.8%時，顆粒循環流率只增大了4.42 kg/(m2·s)。其原因可能是一次風量的增加將增大飛濺區出口處的物料濃度，到達稀相區和快速床出口的物料量增加，快速床攜帶顆粒的能力增強，參與兩床間循環的概率增大，從而導致總的顆粒循環流率增大。另一方面,當一次風量比例達到一定程度后，繼續增加一次風量，一次風會對返料管中物料的進入產生一定的阻力，從而控制由返料管進入到快速床中的物料量趨于穩定，且在總風量一定的情況下，因一次風作用由飛濺區進入稀相區的物料量變化不大，最終共同導致顆粒循環流率增大速率隨快速床總流化風速的增加而逐漸變緩。

圖6 快速床中一次風量比例對顆粒循環流率的影響

當dp=0.21 mm，Hb,int=240 mm，Ub=0.84 m/s，Ufb=5.68 m/s時，不同一次風量比例下快速床的壓力分布見表2。由于二次風進口及其下方壓力波動較大，p1為快速床二次風進口上方2 cm位置處壓力值，p2為快速床出口位置處壓力值，其具體位置布置見圖1。

表2 快速床的壓力分布與壓降

由表2可以看出，隨著快速床中一次風量比例的增加，物料通過二次風進入飛濺區，參與循環的總物料量增加，因此快速床進口和出口壓力均有一定程度的升高，且整個快速床的壓降逐漸趨于穩定值，這與韓磊[16]的研究結果一致。實驗工況下壓力的變化過程表明整個快速床的氣體對顆粒的攜帶能力趨于飽和，從而導致當Xfb,f超過27.8%后，顆粒循環流率增大不明顯。

3.6 快速床總流化風速的影響

快速床總流化風速主要對快速床中物料濃度和流動特性等產生影響，從而影響顆粒循環流率。采用依次增加二次風速(保證一次風速為固定值)的方法研究快速床總流化風速對顆粒循環流率的影響，結果見圖7，其中Ub=0.84 m/s。

由圖7可以看出，顆粒循環流率隨著快速床總流化風速的增加而增大，且在較小風速下的增幅較大，達到某一風速后，顆粒循環流率的增幅逐漸變緩。以dp=0.49 mm，Hb,int=200 mm，Ufb,f=0.63 m/s為例，當快速床總流化風速從5.04 m/s增加至5.36 m/s時，顆粒循環流率增大了4.496 kg/(m2·s)；而在快速床總流化風速從5.36 m/s增加至6.00 m/s的過程中，顆粒循環流率只增大了2.140 kg/(m2·s)。其原因是快速床總流化風速(二次風速)增加在一定程度上減小了快速床稀相區物料濃度，導致快速床整體壓降降低，與鼓泡床間的相對壓降升高，提供給物料循環的動力增加。在快速床總流化風速較小時，其值的改變對稀相區物料濃度的影響較大，從而使得兩床間相對壓降較高，驅動較多物料進行循環，故顆粒循環流率增幅較大；而在快速床總流化風速較大時，其值的改變對稀相區物料濃度的影響減弱，相對壓降變化不再明顯，因而顆粒循環流率的增幅逐漸變緩。

圖7 快速床總流化風速對顆粒循環流率的影響

3.7 顆粒循環流率預測

雙循環流化床冷態實驗系統中顆粒循環流率與鼓泡床流化風速、靜床層高度、顆粒平均粒徑、快速床總流化風速及一次風量比例有關，在已測得的各工況下顆粒循環流率數據的基礎上，采用多元回歸方法建立計算關聯式：

(2)

顆粒循環流率實驗值與模型預測值的比較見圖8。由圖8可以看出，兩者的誤差在-18.2%～20.4%，說明該關聯式能夠較好地預測顆粒循環流率，可為雙循環流化床系統的設計和運行控制提供參考。

圖8 顆粒循環流率實驗值與模型預測值的比較

4 結 論

(1) 隨著鼓泡床流化風速的增加，顆粒循環流率變化不明顯；隨著快速床中一次風量比例和總流化風速的增加，顆粒循環流率均增大，但達到一定值后，其增幅逐漸變緩。

(2) 顆粒循環流率與鼓泡床靜床層高度和顆粒平均粒徑均有一定關系，隨著靜床層高度的增加而增大，隨顆粒平均粒徑的增大而減小，且顆粒平均粒徑的影響程度較大。

(3) 通過對各工況實驗數據進行回歸，建立了顆粒循環流率的預測模型關聯式，由關聯式計算所得的顆粒循環流率與實驗值的誤差在-18.2%～20.4%，該關聯式能夠較好地預測顆粒循環流率，可為雙循環流化床系統的設計和運行控制提供參考。

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