循環流化床鍋爐循環流率在線測量方法研究

劉賢東，吳玉新，張 揚，周 帥，楊海瑞，張 海，呂俊復，張 凱

(1. 清華大學 能源與動力工程系 熱科學與動力工程教育部重點實驗室，北京 100084；2.太原鍋爐集團有限公司，山西 太原 030023)

0 引 言

循環流化床(circulating fluidized bed，CFB)鍋爐燃燒技術一種高效低污染的燃煤技術，近些年來發展迅猛[1-4]。目前我國在建以及投運的CFB鍋爐累計4 000余臺，總裝機容量也超過1億kW[5]。循環流率(Gs，kg/(m2·s))是循環流化床設計與運行的重要參數，定義為CFB爐膛中單位截面內循環灰的質量通量。不同Gs值對應于不同流動狀態，只有當爐膛內Gs超過飽和攜帶率時，爐膛內才能達到快速流態化狀態[6]，進而獲得較好的燃燒狀態和傳熱能力[7]。新近研究[8]表明，如果爐膛內流態設計合理，CFB鍋爐可在不使用選擇性催化還原、選擇性非催化還原等煙氣脫硝技術條件下，達到原始NOx排放低于50 mg/Nm3的超低排放水平。循環流率Gs是流態的表征變量，Gs的實時在線監控對CFB鍋爐流態優化與調整，乃至CFB鍋爐整體性能提升具有重要意義。

雖然Gs備受關注，但目前尚無成熟的可應用于實際鍋爐中的Gs在線監測技術[9]。部分學者在實驗室開發了一些測量CFB的Gs值方法，但大多受限于鍋爐內高溫環境和強烈的顆粒磨損而不能直接應用于真實CFB鍋爐的在線實時測量。Burkell等[10]總結了CFB循環流率測量中常用的5種方法：孔板流量計、量熱法、蝶閥法、下降時間法和沖擊式流量計法。對于孔板流量計而言，低流率時示數太小難以檢測，高流率時波動太大，且對流動的干擾破壞比較嚴重。蝶閥法常用于冷態試驗，但高溫時該方法會破壞鍋爐正常循環且難以對物料堆積速率進行觀測[11]。量熱法測量精度受限于傳熱系數估計的準確性，會為鍋爐帶來額外熱損失[12]。下降時間法是通過測量示蹤顆粒的下降速度來估算床料速度，但高溫下難以對示蹤顆粒進行測量[13]。沖擊式流量計法是將沖擊片放入立管中，并通過懸臂梁的結構將顆粒沖擊信號轉化為受力信號后進行測量。該方法已在冷態試驗臺上得到應用[14]，該方法的機械測量特性使其有望推廣到高溫測量。

此外，一些學者提出其他方法。Davies等[15]對聲學方法測量固體循環流率進行總結，但這些方法均無法耐受高溫環境。Medrano等[16]采用顆粒提取、粒子圖像測速(particle image velocimetry，PIV)及數字圖像分析(digital image analysis，DIA)、壓降法3種方法測量循環流率，但顆粒取樣法會破壞鍋爐正常運行、PIV/DIA方法需要透明壁面用于觀測。壓降法是將提升管中稀相區壓降與循環流率關聯，但該關聯公式參數與鍋爐設計有關，只能對同一臺鍋爐進行定性估計，不具有可推廣性。

總之，目前尚未有能夠成熟應用于工業CFB鍋爐中的循環流率測量方法。理想測量方法應具有能在線測量、對流場影響小、能耐受高溫等特點，而通過對現有方法的比較與分析，沖擊式流量計法有潛力滿足以上需求。本文基于沖擊法的原理，提出了一種CFB鍋爐Gs在線測量方法，并開發出了原理樣機在實際CFB鍋爐上進行工業試驗，驗證了其可行性。本文的研究成果是該方法的初步探索，為Gs測量技術的進一步開發提供了理論指導。

1 CFB鍋爐循環流率Gs的沖擊式測量原理

流體繞流掠過物體時，會對物體產生一定的作用力，作用力大小與流體掠過物體的速度有關。沖擊式流量計就是利用這種原理實現對循環流率的測量。沖擊式流量計測量示意如圖1(a)所示。該流量計的原理性核心部件有靶片、靶桿和固定端3部分。靶片即為放入流場中的物體，可為圓盤、圓柱、圓球狀；固定端與外壁面相連且保持穩定，不隨流速變化而發生位移；靶桿是一根金屬細長桿，將靶片和固定端相連，在靶桿靠近固定端的一側安裝應變傳感器，用來測量靶桿當地的應變。測量時，此裝置應安裝在分離器下方立管密相區中靠上的位置。靶桿穿過壁面和保溫層，將靶片放置在立管下方密相區中(圖1(b))。鍋爐運行時，立管密相區內氣固兩相流可視為擬流體[17]，處在單向黏性流動狀態[18]。此密相區靠下的部分受到返料閥結構和返料風的影響，橫截面速度分布較為復雜。而此密相區靠上的部分處在近似最小流態化狀態[19]。除去壁面附近邊界層內固體顆粒流速較慢外，其余部分流速分布均勻，且流速較小(量級O(0.1)，m/s)，若獲得了該截面上某個點的流速，則可視為平均速度并以此計算得到立管整個橫截面的質量流速，進而推出CFB鍋爐爐膛內的Gs值。基于上述分析，本文提出Gs測量方法。

圖1 沖擊式流量計測量原理Fig.1 Measurement principle of impact flowmeter

立管密相區內顆粒向下流動并沖擊靶片，該沖擊力可根據流體理論與沖擊速度、沖擊投影面積相關聯(式(1))[20]。

(1)

其中，F為顆粒對靶片沖擊力，N；CD為氣固繞流阻力系數；ρs為立管底部密相氣固兩相流表觀密度(固體顆粒主導)，kg/m3；v為沖擊速度，m/s；At為靶片在受力方向的投影面積，m2，由靶片結構及布置方向決定。立管中的固體顆粒質量流率可表示為

f=ρsv

(2)

式中，f為立管內物料顆粒向下運動的質量通量，kg/(m2·s)。

該沖擊式流量計整體呈懸臂梁結構，故施加在靶片上的顆粒沖擊力F與靶片本身重力(mg)的合力會造成靶桿彎曲，產生形變，被安裝在靶桿根部的應變傳感器感知，進而根據應變大小、靶桿幾何結構和材料性質計算出沖擊力大小(式(3))[21]。

(F+mg)L=Wzσ=WzEε

(3)

其中，L為靶片至靶桿根部應變傳感器間距，m；Wz為靶桿根部截面抗彎截面系數，m3，由靶桿幾何結構決定；σ為靶桿在應變傳感器布置位置處所受應力，Pa；E為靶桿材料的彈性模量，Pa；ε為傳感器所測應變值。基于式(3)，可根據傳感器所測應變值得到顆粒沖擊力F大小，即為式(1)中氣固繞流阻力。

鍋爐處在穩態運行時，鍋爐內的物料近似符合連續性方程(式(4))為

GsAr=fAs

(4)

式中，Ar、As分別為爐膛(提升管)和立管的橫截面面積，m2。

聯立式(1)～(4)可以得到Gs值。確定氣固繞流阻力系數CD是準確獲得Gs值的關鍵。本文通過實驗室直接測量的方法確定CD值和靶片的受力情況，進而使用CD值開展該方法在實際CFB鍋爐上的應用研究。

2 試驗研究方法裝置

本文試驗研究分2個層次：一是在開展實驗室規模的研究工作，確定氣固流動的繞流阻力系數CD；二是開展工程試驗應用，確定該方法的可行性。

2.1 氣固流動繞流阻力研究

阻力系數CD與氣固繞流雷諾數、靶片形態有關，其影響因素較為復雜，故本文通過試驗進行標定。根據式(1)測量原理，密度ρs表征氣固兩相流表觀密度，考慮到立管密相區內氣固流態為最小流化狀態[19]，該密度值可對循環灰取樣后測量得到。

阻力系數測量試驗裝置如圖2所示。考慮到直接采用氣固兩相流沖擊靶片較難實現，因此試驗中轉換研究對象，將固體顆粒流化至最小流化狀態，控制沖擊式流量計以不同速度沖擊“靜止”顆粒并測得其受力F(圖2(a))。由式(1)計算得到不同沖擊速度下的氣固繞流阻力系數。試驗所用物料為石英砂，密度約為2 600 kg/m3。對物料進行窄篩分(圖2(b))，其平均粒徑為187.23 μm。實際鍋爐運行過程中循環灰密度約為2 800 kg/m3，粒徑為80～200 μm，冷態試驗與實際鍋爐中物料具有一致性，與實際鍋爐中循環灰粒徑相近。裝置中料層厚度為300 mm，試驗過程中將靶片完全沒入料層中，并控制靶片以不同速度沖擊流化后的顆粒。根據以往運行經驗，立管內氣固流動速度在0.1～0.2 m/s，試驗中將覆蓋該速度范圍。實際鍋爐運行時靶桿為水平放置且靶片受豎直沖擊力，而本試驗中靶桿為豎直放置且靶片并受水平沖擊力，因此需要考慮二者不同對試驗結果的影響。靶桿水平放置時，計算靶片受力時需要額外考慮靶片重力和氣固兩相流浮力帶來的影響，但靶片重力在實際計算中將予以修正(式(3))，而氣固兩相流浮力Fb可根據式(5)計算。

Fb=ρsVg

(5)

式中，V為靶片體積，m3；g為重力加速度，kg/m3。

計算得到浮力Fb僅為顆粒沖擊力F的2%左右，實際計算中可忽略。因此，修正重力后的實驗室測量結果可以應用于實際工業過程中的測量。

圖2 氣固兩相流繞流阻力測量系統Fig.2 Gas-solid flow resistance measurement system

2.2 Gs在線測試方法在實際CFB鍋爐中的試驗研究

在線Gs測試系統如圖3所示。整個系統分為沖擊式Gs傳感系統、送風系統和電控系統(圖3(a))。沖擊式Gs傳感系統能夠將靶片位置的f值轉化為電壓信號；送風系統為測量裝置提供儀表風；控制電控系統能夠進行信號處理，輸出Gs數據，同時對數據采集過程、送風閥門等進行控制。

圖3 Gs在線測試系統Fig.3 Gs in-situ measurement system

Gs傳感系統設備安裝位置選擇立管底部密相區上部。實際使用過程中，考慮到顆粒沖擊力的測量通過靶桿彎曲實現，因此需要為靶桿安裝護套，護套為圓筒形，正好包裹住靶桿。護套僅使柱狀靶片暴露于顆粒沖擊下，提高測量精度。同時向護套內空隙處以流量0.5～1.0 Nm3/h送入儀表風，風量選取的原則是既能夠對靶桿進行有效冷卻，又防止高溫物料沿靶桿反竄以保證靶桿的彎曲空間，同時防止氣流量過大對靶片附近的氣固流動特征產生影響。儀表風從鍋爐壓縮空氣母管引出，通過電控閥門調節流量后送入循環流率測量裝置內。在測量位置處提前在保溫層內開孔，并在外壁面焊好配合法蘭。靶片伸入立管內1/4D深度(D為立管直徑)，以避開流動邊界層。此外，在靶柱內側安裝熱電偶測量靶柱處溫度。

為實現高溫下測量需求，該樣機全部采用2520鋼加工制作。應變傳感器采用BHB120-4AA250型中溫應變片，耐溫250 ℃。該裝置長度為600 mm，其中伸入立管內150 mm。利用前文所測阻力系數預估顆粒沖擊力，以此作為靶片尺寸設計依據。其幾何結構采用圓柱形式，尺寸為φ25 mm×30 mm。該靶片尺寸下，靶片投影面積與立管橫截面投影面積之比為0.28%，故可認為該裝置的放置不會對立管內氣固流場造成影響。由于密相區內會隨機產生一些氣泡對傳感器讀數產生干擾，控制系統采取了濾波處理，去掉測量曲線上的毛刺。

測量方法的優勢在于將感受器和傳感器分開：靶片作為感受器布置于立管內，接收顆粒沖擊信號，該信號通過機械方式傳遞給位于靶桿根部的應變傳感器。該測量形式使相對脆弱的傳感器遠離立管高溫區，且信號的機械傳遞方式也易于在高溫下實現。該方法能夠解決實際爐內高溫、磨損等問題，也能實現實際鍋爐的在線測量。

3 結果與討論

3.1 氣固繞流流動阻力測量

氣固兩相流繞流阻力F和阻力系數CD測量試驗結果如圖4所示。試驗所測沖擊速度為0.12～0.22 m/s，基本涵蓋了立管內物料流速波動范圍。試驗中氣固流態接近最小流化狀態。隨著速度v的增加，靶球的受力F也單調增加。根據式(1)計算得到的阻力系數CD在測試范圍內隨著v的增加而減小。文獻[22]研究表明CD與雷諾數和表觀黏度有關，而氣固兩相“擬流體”存在顯著的“剪切變稀”現象，即表觀黏度隨剪切率的增加而減小。這與圖4的測量現象一致。試驗表明該氣固兩相流中繞流阻力系數較大，為后續裝置設計提供了數據參考。

圖4 氣固兩相流繞流阻力系數測量結果Fig.4 Measurement results of resistance coefficient of gas-solid flow

3.2 實際鍋爐中Gs在線測量

樣機在某116 MWth循環流化床鍋爐進行試驗，考慮到立管密相區處于正壓，因此本裝置安裝在起爐前進行，鍋爐運行后保持裝置密封。本文選取了該鍋爐起爐后60 h內數據開展分析，該段時間內鍋爐運行參數與裝置測量應變值如圖5所示。初始時爐膛截面風速vr和爐膛稀相區壓差Δp不為0，這是由于壓火期間一次風全關，而二次風關小。但二次風布置位置較高，起不到流化作用，因而此時實際循環流率為0。在起爐階段，一次風迅速全開，因而爐膛截面風速上升，鍋爐負荷隨之上升。由于系統慣性較大，稀相區壓差緩慢上升。在停爐階段應變測量信號不變，這是由于裝置所測信號為靶桿彎曲應變，停爐時靶桿會隨機停留在某一彎曲狀態，因此此時雖然測量信號值不為0，但系統識別一段時間內信號值無變化，即判定此時處于停爐狀態，循環流率為0。而起爐時存在一個明顯的脈沖信號，且該脈沖信號緩慢減小至穩定后繼續增長。這是由于剛起爐階段立管內堆積物料從靜止開始運動，轉變初始時有較大的沖擊力，導致了明顯的脈沖信號。由于停爐時物料堆積于立管內，因而在剛起爐時立管物料流率f較大，且物料流出值大于爐膛物料返回值。

隨著立管內堆積物料逐漸流入爐膛，裝置所測立管物料流率逐漸減小，這與圖6規律一致。而隨著爐膛內風速增加且開始投煤，爐膛返回立管的物料量增加，導致立管內物料流率又開始上升。同時，爐膛內截面風速較短時間內即達到設定值并基本穩定，但裝置測量信號值上升速度較慢。這是因為：一方面，截面風速達到設定值后，通過持續投煤爐膛內Gs才能開始上升；另一方面，由于系統慣性，爐膛內Gs與立管內物料流率f緩慢達到平衡。鍋爐運行一段時間后，降低二次風風量并降低負荷，此時Gs下降，但由于系統狀態改變不大，因而系統延遲較小，立管響應較快，而裝置測量信號也捕捉到此時物料流率的瞬時變化。

圖5 60 h內鍋爐運行參數與應變信號值的變化Fig.5 Change of boiler operating parameter and measured strain signal in 60 hours

圖6 起爐階段測量信號的變化Fig.6 Change of strain signal in the boiler start-up process

根據前文所述測量原理可計算出該段時間內循環流率Gs實時變化值，如圖7所示，該Gs值在量級上與鍋爐定態設計相符[23]。目前尚未有成熟的工業循環流率測量方法，實際鍋爐中常用爐膛截面風速vr與稀相區壓差Δp對循環流率進行估算。爐膛截面風速vr與固體顆粒終端速度正相關，而爐膛上部稀相區壓差可認為近似等于氣固兩相流重力壓降。

Δp=ρrgΔh

(6)

其中，Δp為爐膛上部稀相區壓差，Pa；ρr為爐膛氣固兩相流密度，kg/m3；Δh為爐膛中部壓力測量點至爐膛頂部高度，m。考慮到爐膛出口壓力近似為大氣壓，因此認為爐膛中部壓力測量點所測差壓即為爐膛上部稀相區壓差。

由式(6)可知，爐膛稀相區壓差Δp與爐膛內氣固兩相流密度正相關，因此可以用Δp·vr估算爐膛Gs值。

圖7 Gs隨時間變化Fig.7 Change of Gs with time

考慮到剛起爐階段立管與爐膛內尚未達到流動平衡，因此選取流動穩定后24 h內運行數據(包含降負荷過程)并研究該時間段內Δp·vr與相對測量應變值間對應關系，如圖8所示。Δp·vr與所測應變信號有較好的單調對應關系，進一步證明了本測量方法的可行性。

圖8 Δp·vr與測量過程內相對應變對應關系Fig.8 Relationship between Δp·vr and relative strain

由前文分析可知，該新型沖擊式循環流率測量方法能較好地捕捉鍋爐起停爐、降負荷等過程中的循環流率變化趨勢。對測量結果進行量級分析且利用Δp·vr估算并校核Gs的測量結果，證明了該測量方法的可行性。但目前仍缺乏精確測量循環流率方法，因此本裝置測量數據暫時無法精確標定。后續工作中將進一步分析沖擊式流量計測量過程中測量應變信號與循環流率的轉換關系，進一步提高該測量方法的精度。

4 結 論

1)本文提出了一種循環流率的沖擊式在線測量方法，該方法可在實際循環流化床鍋爐高溫環境中運行，能實現在線實時測量且不會對鍋爐運行造成干擾。建立了該沖擊式流量計的理論模型，利用冷態試驗完善模型并在熱態鍋爐中進行測試。通過實驗室冷態試驗測量得到了不同沖擊速度下的氣固兩相流繞流阻力F和阻力系數CD，為后續裝置設計提供了數據參考。

2)基于該方法開發了Gs在線測量裝置樣機并在某116 MWth循環流化床鍋爐中進行了熱態測試，結果表明該方法能夠快速及時地捕捉到起爐、停爐、變負荷等過程中Gs變化情況。

3)在熱態測試中，根據量級分析，利用Δp·vr估算Gs并標定裝置，證明了本測量裝置的測量準確性。目前仍缺乏精確的循環流率測量方法，因此暫無法對測量信號進行精準標定。在后續工作將進一步分析裝置測量中物理過程并開發標定方法。