双支腿循环流化床炉膛翻床条件与防止控制试验研究

周星龙， 程乐鸣， 岑可法， 谢建文， 黄 军， 周 棋， 聂 立

（1.神华国华（北京）电力研究院有限公司，北京100025；2.浙江大学 能源清洁利用国家重点实验室，杭州310027；3.东方锅炉集团股份有限公司，自贡643001）

作为一项清洁高效的燃煤发电技术，循环流化床（CFB）锅炉不断向大型化发展［1］.为了解决CFB锅炉大型化过程中出现的炉膛二次风穿透不足和颗粒流化不均问题，Lurgi公司提出了“双支腿”炉膛结构［2］，然而双支腿炉膛在实际运行中存在床料“翻床”问题，影响锅炉的安全稳定运行［3］.

针对双支腿炉膛的翻床问题，工程师们总结出不少运行与调试经验［4－6］.为深入了解翻床过程，李金晶等［7－9］进行了冷态试验与仿真建模研究，探讨了双支腿床料翻床过程的颗粒输送机理.采用计算流体力学方法［10－12］，研究者发现了两侧炉膛横向气体流量对床料流量的主导作用、布风板阻力特性对翻床的影响以及两侧风量与床料的互反馈机理.上述研究提高了人们对翻床问题的认识，但是对于工程实际中不同运行参数下锅炉是否翻床的预测和原因分析，以及目前的锅炉控制逻辑对翻床的控制效果仍缺乏具体的指导.

笔者利用双支腿循环流化床冷态试验台研究了双支腿炉膛的床料平衡特性，得到不同流化参数下风量和床压的动态曲线，基于并行流道阻力特性分析，提出双支腿炉膛翻床条件的预测方法，并模拟了控制逻辑对翻床的控制效果，对双支腿循环流化床炉膛的安全运行具有指导意义.

1 试验装置及方法

图1为双支腿循环流化床冷态试验台示意图.试验台主体包括双支腿炉膛、分离器、立管和回料器.炉膛高5.5m，下部双支腿段高1m，双支腿段以上为单炉膛结构，截面长为0.7m，宽为0.4m.炉膛顶部两侧墙连接6个分离器，呈中心对称布置.试验台主要部件由有机玻璃制成，以保证气固流动的可视化.

试验台压力测口布置见图2，两侧支腿炉膛的流化风量（QL和QR）采用翼型流量计配合差压变送器进行在线测量.炉膛的二次风风量和回料器的回料风风量采用转子流量计测量.炉膛两侧沿高度方向各布置8层压力测口，其中1层布置于布风板以下，用于测量2个流化风室压力（pL0和pR0）；另外7层压力测口布置于布风板以上，用于测量炉膛两侧不同高度的床压（pL1～pL7和pR1～pR7），第1～3层位于炉膛双支腿段，第4～7层位于炉膛上部区域.通过差压变送器和数据采集仪实现各测点风室压力和床压的在线测量，数据采集仪的采样频率为1次／s.

试验台运行控制参数主要包括总流化风量QT和静止床料高度H0.试验过程中，在不同静止床料高度工况下，控制流化风量从最大值逐渐减小，直至双支腿炉膛内床料发生翻床，采集整个过程中床压和风量的数据，研究流化风量变化过程中左、右双支腿段炉膛料层阻力的变化情况，并作为双支腿系统运行状态理论分析的基础.

图1 双支腿循环流化床试验台示意图Fig.1 Schematic diagram of the breeches－legs CFB test rig

试验床料采用白色玻璃珠，其粒径分布见图3，平均粒径dp为114μm，床料真实密度ρp为2 446 kg／m3，临界终端速度Ut为0.64m／s.试验在常温常压下进行，流化介质为空气.

图3 床料颗粒的粒径分布Fig.3 Distribution of bed material particle size

2 结果与分析

2.1 床料翻床的动态特性

图4给出了总流化风量（QT）逐渐减小直至出现翻床现象过程中流化风量的变化曲线，该工况的静止床料高度H0＝400mm.由图4可以看出，在QT逐渐减小过程中，一开始QL和QR能够同步减小.当QT减小到约1 300m3／h时，开始发生翻床，QL瞬间增大，而QR相应减小，直至QR减小为零，全部流化风都从左侧炉膛通过，整个翻床过程时间约为125s.

图4 总流化风量逐渐减小过程中风量的动态曲线Fig.4 Dynamic curves of various air flow rates during reduction of total fluidization air rate

图5给出了总流化风量逐渐减小过程中床压偏差的动态曲线.由不同高度左右侧床压偏差动态曲线可见，翻床过程中左右侧床压偏差与流化风量偏差的方向相反，这也反映了双支腿循环流化床在床料翻床过程中表现出的阻力与风量的正反馈特性.当发生翻床时，右侧炉膛床压大于左侧炉膛，即右侧炉膛的床料量大于左侧炉膛.根据能量最小原则，此时流化风自然更多地从阻力较小的左侧炉膛通过，反过来又将更多的床料带到右侧炉膛，这种正反馈作用的结果便导致了翻床.

图5 总流化风量逐渐减小过程中床压偏差的动态曲线Fig.5 Dynamic curves of bed pressure during reduction oftotal fluidization air rate

2.2 双支腿的自平衡特性

双支腿炉膛在某些工况参数下具有一定的床压自平衡特性，在自平衡状态下两侧炉膛的流化风量和床压均处于动态平衡，瞬时的流化风量和床压偏差能够相互纠正，使两侧炉膛保持平衡.这种自平衡特性会随运行参数的变化而变化，如在自平衡状态下持续减小总流化风量最终会导致双支腿翻床现象的发生.可见，双支腿炉膛内的床料平衡状态与运行参数直接相关.

双支腿炉膛可以视为2个并行气流通道，其总阻力由风道、布风板和双支腿区料层阻力组成.由于风道阻力远小于布风板和料层阻力，可忽略不计.因此，双支腿系统的总阻力Δptotal简化为

式中：Δpd和Δppl分别为布风板阻力和双支腿区料层阻力，Pa.

布风板阻力与流化风量的平方成正比.图6给出了通过试验得到的布风板阻力特性曲线.两侧炉膛的布风板阻力特性基本一致，阻力拟合公式为

式中：Q为通过该侧布风板的流化风量，m3／h.

流化状态下的料层阻力与颗粒悬浮质量浓度ρsus有关，忽略壁面摩擦和颗粒加速作用，料层阻力可以根据Δppl＝ρsusgΔH 计算.若维持炉膛床料总量不变（即静止床料高度H0不变），逐渐增大流化风量将使炉膛底部双支腿区的颗粒更多地被气流携带至炉膛上部空间，从而使双支腿区的颗粒悬浮质量浓度减小，炉膛上部区域颗粒质量浓度增大［13］.因此，双支腿区的料层阻力随着流化风量的增大而减小.图7给出了H0＝500mm时双支腿区料层阻力随流化风量的变化.料层阻力与流化风量的关系可以近似采用一次函数的形式进行拟合.

图6 布风板阻力与流化风量的关系Fig.6 Pressure drop of air distributor vs.fluidization air rate

图7 双支腿区料层阻力与流化风量的关系Fig.7 Pressure drop of bed－inventory vs.fluidization air rate

根据Δpd和Δppl的拟合式可以得到双支腿并行流道系统的总阻力Δptotal与流化风量的拟合式.图8给出了H0＝500mm时Δpd、Δppl和Δptotal随流化风量的变化曲线.由图8可见，系统总阻力曲线为倒置的抛物线，通过总阻力的曲线形式可以分析双支腿炉膛的运行状态.

在抛物线对称轴右侧，Δptotal随Q增大而增大，两者为负反馈关系，即风量增大，阻力增大，从而反过来抑制风量的增大.两侧炉膛的Q和Δptotal将始终保持动态相等，双支腿表现出自平衡特性.在抛物线对称轴左侧，Δptotal随Q增大而减小，两者为正反馈关系，如果由于系统的一个微小波动使两侧Q不相等，则Q较大的一侧，其Δptotal反而较小，又将反馈回去进一步使该侧Q增大，最终系统有2个结果：

（1）在一侧Q减小过程中，另一侧Q增大并越过了抛物线对称轴，Δptotal得到回升，而Q减小的一侧Q尚未衰减为零，此时两侧炉膛的Q分别位于抛物线对称轴两侧，理论上系统存在稳定状态，虽然Q存在较大偏差，但Δptotal是平衡的.

（2）在一侧Q减小而另一侧Q增大的过程中，Q减小的一侧Q衰减为零，而另一侧Q无法到达对称轴右侧，或者Q已经到达对称轴右侧但是Δptotal无法与另一侧抗衡，最终都将导致双支腿翻床.

图8 双支腿系统总阻力与流化风量的关系Fig.8 Total pressure drop of breeches－legs vs.fluidization air rate

用Δptotal＝aQ2＋bQ＋c来表示系统总阻力随流化风量的变化关系，在H0为300mm、400mm、500mm和600mm的4个静止床高条件下Δptotal的函数式见表1，变化曲线见图9.表1中的临界翻床风量Qcr为双支腿炉膛的总风量，为抛物线对称轴处风量值的2倍.H0主要影响Δppl曲线的斜率，H0越大，炉膛底部双支腿区的颗粒质量浓度越高，受流化风量的影响越小.因此，双支腿的Qcr随着H0的增大而减小.通过理论分析得到的试验台临界翻床风量与试验结果一致.

表1 双支腿系统总阻力的函数表达式Tab.1 Function for total pressure drop of the breeches－legs system

综上所述，获得双支腿循环流化床的布风板阻力和料层阻力特性曲线，分析双支腿循环流化床系统总阻力随流化风量的变化，可以对双支腿循环流化床的翻床条件进行预测.

2.3 控制逻辑的平衡效果

为了应对翻床问题，目前常用的做法是给工业过程中的双支腿循环流化床锅炉的分散控制系统（DCS）增加风量逻辑控制，根据两侧流化风量的偏差调整流化风门挡板开度以实现平衡控制［3］.本文试验系统中也建立了类似的平衡控制系统，采用可编程逻辑控制器（PLC）实现逻辑控制.当试验台发生翻床时，控制系统将根据QL和QR的偏差计算并调节两侧流化风阀门开度，使QL和QR恢复平衡，从而控制床压平衡.流化风阀门采用通径为100 mm的电动球阀，全行程动作时间为30s，采用4～20mA标准电流作为输入输出信号.控制逻辑的阀门开度的计算公式为

图9 不同静止床料高度下双支腿系统总阻力随流化风量的变化Fig.9 Total pressure drop of breeches－legs vs.fluidization air rate at different static bed heights

式中：KL、KR分别为左、右炉膛流化风阀门的实时开度；K0为阀门平衡开度；ξ为阀门开度调节系数.

图10和11所示为试验台处于翻床工况时，在平衡控制系统作用下风量和床压的动态曲线.该工况参数为 H0＝400mm，QT＝1 300m3／h.由图10可见，在系统控制下QL和QR的动态曲线为2条周期相同、相位相差半个周期的波动函数，函数周期约为90s，振幅约为300m3／h.当一侧风量处于波峰时，另一侧风量则处于波谷，总流化风量基本保持恒定.由图11可见，炉膛两侧床压偏差曲线同样为周期波动函数，且与两侧风量偏差曲线周期相同、相位相差半个周期.实际上，调节阀门开度的控制方法是利用阀门阻力来平衡双支腿区料层阻力的偏差，使得双支腿系统总阻力相同，从而实现两侧风量和床压的平衡.

从风量逻辑控制的结果可以看出，虽然通过调节流化风门开度能够防止床料翻床，但是在该状态下，控制系统需要一直保持介入，床料在双支腿两侧炉膛之间往复地迁移，实际上并没有彻底解决翻床问题.因此，对于实际双支腿循环流化床锅炉来说，该方法只能作为一种翻床发生时的应急控制措施.双支腿炉膛床料平衡的首要策略是使双支腿系统处于自平衡状态运行.

图10 控制系统作用下的流化风量动态曲线Fig.1 0 Dynamic curves of air flow rate with action of control system

图11 控制系统作用下的床压动态曲线Fig.1 1 Dynamic curves of bed pressure with action of control system

3 结 论

（1）双支腿炉膛的自平衡特性与运行参数有关，自平衡状态下两侧炉膛的流化风量和床压的瞬时偏差能够相互纠正，两侧炉膛处于动态平衡.

（2）获得布风板阻力和料层阻力特性曲线，分析双支腿循环流化床系统总阻力随流化风量的变化，可对双支腿系统的翻床条件进行预测.

（3）当流化风量大于临界翻床风量时，双支腿炉膛处于自平衡区；当流化风量小于临界翻床风量时，将发生翻床现象；双支腿炉膛的临界翻床风量随着静止床料高度的增加而减小.

（4）调节风门开度的方法能够防止床料翻床，但是并未彻底解决翻床问题.床料平衡的首要策略是使双支腿系统处于自平衡状态运行.

［1］程乐鸣，周星龙，郑成航，等.大型循环流化床锅炉的发展［J］.动力工程，2008，28（6）：817－826.CHENG Leming，ZHOU Xinglong，ZHENG Chenghang，et al.Development of large－scale circulating fluidized bed boiler［J］.Journal of Power Engineering，2008，28（6）：817－826.

［2］ENAULT C.Fluidized bed boiler furnace comprising two hearths separated by an inside leg area：United States，7152537B2［P］.2006－12－26.

［3］孙剑.大型循环流化床锅炉燃烧系统特性与建模研究［D］.北京：华北电力大学，2010.

［4］吴玉平，周嗣林，蒋茂庆.300MW循环流化床锅炉翻床现象及处理方法［J］.热力发电，2007，36（8）：55－57.WU Yuping，ZHOU Silin，JIANG Maoqing.Bed－overturn phenomenon of underpants leg in 300MW CFB boiler and remedial method thereof［J］.Thermal Power Generation，2007，36（8）：55－57.

［5］陈驰东.双支腿结构CFB锅炉长期低负荷运行的危险点分析及对策［J］.浙江电力，2011，30（5）：39－41，57.CHEN Chidong.Analysis and countermeasures of dangerous points for long－term operation of double supporting leg CFB boiler under low load［J］.Zhejiang Electric Power，2011，30（5）：39－41，57.

［6］赵凯，李前宇，米子德.双支腿循环流化床锅炉的燃烧调整［J］.华北电力技术，2007（7）：22－25，39.ZHAO Kai，LI Qianyu，MI Zide.Combustion adjustment of double dipleg CFB boiler［J］.North China Electric Power，2007（7）：22－25，39.

［7］李金晶，胡南，姚宣，等.裤衩腿型循环流化床炉膛的翻床试验［J］.中国矿业大学学报，2011，40（1）：54－59.LI Jinjing，HU Nan，YAO Xuan，et al.Experimental study of the bed inventory overturn in pant－legs furnace of CFB boiler［J］.Journal of China University of Mining ＆Technology，2011，40（1）：54－59.

［8］LI J，ZHANG H，YANG H，et al.The mechanism of lateral solid transfer in a CFB riser with pant－leg structure［J］.Energy ＆ Fuels，2010，24（4）：2628－2633.

［9］李金晶，李燕，刘树清，等.裤衩腿结构循环流化床锅炉床料不平衡现象的数值模拟［J］.动力工程，2008，28（1）：28－32.LI Jinjing，LI Yan，LIU Shuqing，et al.Numerical simulation of the bed material unbalance between the breeches－legs in a circulating fluidized bed boiler［J］.Journal of Power Engineering，2008，28（1）：28－32.

［10］杨志伟，王哲，李政，等.裤衩型循环流化床动态数学模型研究［J］.动力工程学报，2010，30（11）：820－826.YANG Zhiwei，WANG Zhe，LI Zheng，et al.Dynamic mathematic modeling study on circulating fluidized bed with breeches－legs［J］.Journal of Chinese Society of Power Engineering，2010，30（11）：820－826.

［11］孙纪宁，王哲，杨志伟，等.裤衩腿循环流化床流动特性及翻床机理的研究［J］.动力工程学报，2010，30（5）：336－341.SUN Jining，WANG Zhe，YANG Zhiwei，et al.Flowing features and mechanism of bed overturn in circulating fluidized bed with breeches－legs［J］.Journal of Chinese Society of Power Engineering，2010，30（5）：336－341.

［12］WANG Z，SUN J，YANG Z，et al.Bed－inventory overturn mechanism for pant－leg circulating fluidized bed boilers［J］.Powder Technology，2011，214（3）：469－476.

［13］周星龙，程乐鸣，张俊春，等.六回路循环流化床颗粒浓度及循环流率试验研究［J］.中国电机工程学报，2012，32（5）：9－14.ZHOU Xinglong，CHENG Leming，ZHANG Junchun，et al.Experiment study on solids suspension density and solids circulating rate in a CFB with six circulating loops［J］.Proceedings of the CSEE，2012，32（5）：9－14.