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　　人類大規(guī)模利用化石能源排放大量的溫室氣體被普遍認(rèn)為是導(dǎo)致全球變暖的重要因素。我國的能源消費結(jié)構(gòu)以煤為主，其中燃煤發(fā)電消耗煤量巨大，燃煤產(chǎn)生巨量的CO2排放。目前CO2的減排措施，一方面是通過提高煤炭利用效率達(dá)到少用煤減少CO2排放目的，另一方面，對燃煤產(chǎn)生的CO2進行捕集，如富氧燃燒，煙氣中CO2分離，然后對高濃度的CO2進行壓縮、輸送、地下封存。然而，不管是采用富氧燃燒還是煙氣中CO2分離措施，能耗均非常大，大規(guī)模應(yīng)用幾乎不能接受，因此，近年來在CO2捕集方面具有顯著低能耗優(yōu)勢的化學(xué)鏈燃燒技術(shù)的研究進程明顯加速。

　　化學(xué)鏈燃燒是一種潔凈、高效新型無火焰燃燒技術(shù)。與傳統(tǒng)燃燒相比，該技術(shù)的非常大優(yōu)點是借助于中間載體在氧化－還原反應(yīng)器間的循環(huán)，避免了燃料與空氣直接接觸，在化學(xué)轉(zhuǎn)化同時實現(xiàn)CO2高效分離，在降低CO2捕集能耗方面具有優(yōu)勢。化學(xué)鏈燃燒工藝包括空氣反應(yīng)器和燃料反應(yīng)器，雙流化床反應(yīng)器被認(rèn)為是化學(xué)鏈燃燒非常合適的反應(yīng)器，其反應(yīng)器中的燃料或載氧體流動狀態(tài)與循環(huán)流化床鍋爐爐膛內(nèi)的固體顆粒的流動、循環(huán)類似。循環(huán)流化床鍋爐燃燒技術(shù)以燃燒效率高、環(huán)保特性好、調(diào)峰性能好、燃料適應(yīng)性強等優(yōu)點在電力行業(yè)獲得廣泛應(yīng)用，技術(shù)已很成熟，為化學(xué)鏈燃燒技術(shù)發(fā)展奠定了良好基礎(chǔ)。

　　化學(xué)鏈燃燒的概念首先由德國科學(xué)家Ｒichter1983年提出，用來替代傳統(tǒng)燃燒提高火電廠熱效率;1987年日本學(xué)者Ishida與中國金紅光指出CLC具有CO2內(nèi)分離的特性，并進行了實驗研究與理論分析，2004年瑞典學(xué)者Lyngfelt等人實現(xiàn)了串行流化床化學(xué)鏈燃燒中試實驗，證明了化學(xué)鏈燃燒可以實現(xiàn)CO2內(nèi)分離。清華大學(xué)、東南大學(xué)、華中科技大學(xué)和華北電力大學(xué)在載氧體開發(fā)與測試以及小型試驗裝置運行方面進行相關(guān)研究。化學(xué)鏈燃燒動力系統(tǒng)已成為世界能源領(lǐng)域研究的重要方向，是解決CO2減排的主要發(fā)展的先進技術(shù)之一［1］。

　　化學(xué)鏈燃燒/氣化技術(shù)應(yīng)用了流化床技術(shù)，采用載氧體循環(huán)物料的化學(xué)鏈燃燒/氣化技術(shù)，爐膛顆粒濃度分布和循環(huán)流率等關(guān)鍵參數(shù)直接影響到爐內(nèi)的氣固流動、燃燒/氣化反應(yīng)、傳熱特性、磨損和產(chǎn)物生成特性，也是關(guān)系到化學(xué)鏈技術(shù)能夠?qū)崿F(xiàn)工業(yè)化應(yīng)用的關(guān)鍵所在［2－4］。本文在東方電氣東方鍋爐股份有限公司德陽基地試驗中心，采用爐膛內(nèi)截面為400mm400mm，爐膛高度(距離布風(fēng)板)為10m循環(huán)流化床試驗臺，以鈦鐵礦和循環(huán)灰為床料開展不同物料特性對流化床內(nèi)顆粒濃度分布和物料循環(huán)流率影響規(guī)律試驗研究，為化學(xué)鏈燃燒/氣化技術(shù)工程化應(yīng)用提供重要的技術(shù)支撐。

　　1實驗裝置及方法

　　流化床冷態(tài)實驗系統(tǒng)主要包括爐膛、分離器、下降管、返料器、供風(fēng)系統(tǒng)、引風(fēng)系統(tǒng)、壓力采集系統(tǒng)、風(fēng)量測量系統(tǒng)等。爐膛高度(距離布風(fēng)板)為10m，布風(fēng)板截面為280mm400mm，下爐膛變截面段高度為900mm，上部爐膛內(nèi)截面為400mm400mm，下降管內(nèi)圓直徑為120mm。為了保證流化床內(nèi)部氣固流動的可視化，試驗部件均采用有機玻璃制成。實驗臺沿爐膛高度布置有10個壓力測點，旋風(fēng)分離器出口和入口均布置1個壓力測點，下降管上布置有4個壓力測點，返料器上布置有4個壓力測點，返料腿上設(shè)置1個壓力測點，在爐膛一次風(fēng)室、返料器的流化風(fēng)室和返料風(fēng)室分別布置1個壓力測點。采用壓力變送器實時采集實驗臺各點的壓力值，利用壓差濃度法P=P/(gh爐膛)計算爐膛沿高度方向的顆粒濃度，其中P為爐膛顆粒濃度kg/m3;P為相鄰兩側(cè)點壓力差Pa;g為重力加速度m/s2;h爐膛相鄰兩側(cè)點高度差m。試驗過程中，由于流化床內(nèi)物料湍流流動狀態(tài)極其強烈，爐膛內(nèi)壓力值波動較大，測量壓力數(shù)據(jù)為穩(wěn)定工況下，一分鐘內(nèi)壓力測量數(shù)據(jù)的算術(shù)平均值。物料循環(huán)流率采用積料法測量，在實驗臺返料器上設(shè)置有回料截止閥，在系統(tǒng)穩(wěn)定運行的瞬間截止回料，并測量物料在下降管的堆積速度，通過計算公式Gs=bh下降管S下降管/(TsS爐膛)計算循環(huán)流率，其中Gs為基于爐膛內(nèi)截面積的物料循環(huán)流率kg/(m2s);b為物料顆粒的堆積密度kg/m3h下降管為下降管的堆積高度m;S下降管為下降管的內(nèi)截面積m2;S爐膛為爐膛的內(nèi)截面積m2;為物料顆粒堆積時間s。

　　試驗物料采用鈦鐵礦和循環(huán)流化床鍋爐實際運行的循環(huán)灰，通過稱量測出其堆積密度分別為2620kg/m3、1200kg/m3。采用篩分裝置對鈦鐵礦和循環(huán)灰分別進行粒徑篩分(見圖1～2所示)，結(jié)果表明，鈦鐵礦粒徑范圍為0m～300m，D50中位粒徑約為160m，循環(huán)灰粒徑范圍是0m～300m，D50中位粒徑為110m，且均符合玻爾茲曼分布規(guī)律Y=A2+(A1－A2)/(1+EXP((X－X0)/DX))(BoltzmannModel)。本次整個試驗在常溫常壓下進行，流化介質(zhì)為空氣。

　　2實驗結(jié)果與討論

　　2.1循環(huán)流化床試驗臺壓力分布

　　本次試驗分別采用鈦鐵礦和CFB鍋爐循環(huán)灰為床料，采用壓力傳感器和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)實時采集壓力變化。試驗在爐膛空截面速度3.6m/s下，采用鈦鐵礦(靜止床料厚度310mm，床料量97.5kg)和CFB鍋爐循環(huán)灰(靜止床料厚度490mm，床料量60kg)的壓力分布趨勢如圖3和圖4所示。

　　試驗結(jié)果表明，采用合適粒徑分布的鈦鐵礦為物料，能夠?qū)崿F(xiàn)在循環(huán)流化床冷態(tài)試驗臺的正常運行，且爐膛內(nèi)壓力分布趨勢與采用循環(huán)灰為物料的運行狀況規(guī)律一致。從壓力分布曲線可看出，鈦鐵礦比CFB鍋爐循環(huán)灰堆積密度大得多，其單位堆積厚度的床壓降比CFB鍋爐循環(huán)灰高，在流化狀態(tài)下，運行床壓與床料密度和堆積厚度有關(guān)。

　　2.2截面速度對爐膛顆粒濃度的影響

　　圖5給出采用鈦鐵礦試驗床料，靜止?fàn)t膛高度為310mm(即床料量58.2kg)，不同截面速度下沿爐膛高度方向鈦鐵礦顆粒的濃度分布趨勢圖，整體而言，爐膛顆粒濃度沿爐膛高度方向均呈現(xiàn)逐漸降低的趨勢，且顆粒濃度在h/H=0.045以下的爐膛區(qū)域急劇下降，在h/H=0.045以上的爐膛區(qū)域緩慢下降，其中h為爐膛壓力測點高度，H為爐膛總高度;

　　在試驗截面速度范圍內(nèi)(2.5m/s3.6m/s)，爐膛密相區(qū)(h=0～3500mm)和稀相區(qū)(h=3500mm～10000mm)壓降與截面速度的關(guān)系曲線見圖6，由曲線可知隨著截面速度增加爐膛密相區(qū)的壓差呈現(xiàn)下降趨勢(5800Pa5035Pa)，爐膛稀相區(qū)差壓值呈現(xiàn)上升趨勢(122Pa715Pa)，表明，隨著截面速度升高，爐膛密相區(qū)床料充氣膨脹更強烈，氣/固比升高，而稀相區(qū)壓差隨截面速度的升高而升高，說明氣體對鈦鐵礦顆粒的攜帶能力增強。

　　2.3截面速度對循環(huán)流率的影響

　　圖7給出采用鈦鐵礦為試驗床料，靜止?fàn)t膛高度分別為190mm、400mm、470mm(即對應(yīng)床料量分別58.2kg、128.3kg、153.2kg)，不同截面速度與循環(huán)速率的趨勢圖。由圖可知，對不同床料量鈦鐵礦而言，隨著爐膛截面流速的升高，單位爐膛截面的循環(huán)流率增大。圖8給出采用600MW超臨界CFB鍋爐燃煤機組的循環(huán)灰為試驗床料，靜止?fàn)t膛高度分別為295mm、410mm、490mm(即對應(yīng)床料量分別27.3kg、45.7kg、60.0kg)，不同截面速度與循環(huán)速率的趨勢圖。由圖可知，不同靜止?fàn)t膛高度的循環(huán)灰循環(huán)流率與爐膛截面速度均呈現(xiàn)線性關(guān)系。

　　2.4爐膛差壓與循環(huán)流率的關(guān)系

　　對循環(huán)流化床鍋爐，工程上通常采用爐膛差壓值間接反映鍋爐循環(huán)速率大小。由圖9可知針對鈦鐵礦床料而言，在稀相區(qū)高度段(即H3=3500mm～9760mm)爐膛差壓與循環(huán)流率的一元線性相關(guān)系數(shù)r=0.96，呈現(xiàn)線性關(guān)系。對循環(huán)灰床料而言，稀相區(qū)高度段(即H3=3500mm～9760mm)爐膛差壓與循環(huán)流率的一元線性相關(guān)系數(shù)r=0.91，呈現(xiàn)線性關(guān)系。整體趨勢上看，循環(huán)灰的爐膛差壓與循環(huán)流率一元線性關(guān)系與采用鈦鐵礦類似，且兩者一元線性的斜率和相關(guān)系數(shù)r存在一定差異，造成上述差異原因與床料顆粒從分離器出口物料損失速率、床料顆粒在爐膛內(nèi)的氣/固比等因素差異有關(guān)(注:分離器出口幾乎沒有鈦鐵礦顆粒物料損失，而循環(huán)灰顆粒有不同程度物料損失)。

　　2.6不同物料顆粒對循環(huán)流率的影響

　　本文采用物料粒徑范圍為0m～300m鈦鐵礦(D50=160m，b=2620kg/m3)和循環(huán)灰(D50=110m，b=1200kg/m3)床料開展冷態(tài)試驗研究，圖10給出了不同物性床料顆粒的爐膛靜止床料質(zhì)量與循環(huán)流率關(guān)系圖。由圖可知，爐膛靜止床料質(zhì)量約60kg，爐膛截面風(fēng)速為2.8m/s時，循環(huán)灰顆粒循環(huán)流率為11.09kg/(sm2)明顯高于鈦鐵礦顆粒的循環(huán)流率2.70kg/(sm2);爐膛截面風(fēng)速為3.6m/s時，循環(huán)灰顆粒循環(huán)流率為17.40kg/(sm2)明顯高于鈦鐵礦顆粒的循環(huán)流率4.92kg/(sm2)，即循環(huán)灰的循環(huán)流率明顯高于鈦鐵礦的循環(huán)流率。導(dǎo)致該現(xiàn)象的主要原因是兩種床料顆粒密度、粒徑分布和物性參數(shù)等存在差異，鈦鐵礦真實密度P=5000kg/m3，堆積密度b=2620kg/m3，D50=160m，循環(huán)灰真實密度P=2500kg/m3，堆積密度b=1200kg/m3，D50=110m，非常終造成兩種床料顆粒的流化特性(相同物料量和流化速度)存在一定程度的差異。

　　3結(jié)語

　　由上述分析計算可得能下結(jié)論。

　　(1)采用合適粒徑分布的鈦鐵礦為物料，能夠?qū)崿F(xiàn)在循環(huán)流化床冷態(tài)試驗臺的正常運行，且爐膛內(nèi)壓力分布趨勢與采用循環(huán)灰為物料的運行狀況規(guī)律一致。

　　(2)本次試驗的鈦鐵礦顆粒濃度沿爐膛高度方向均呈現(xiàn)逐漸降低趨勢，顆粒濃度在h/H=0.045以下爐膛區(qū)域急劇下降，在h/H=0.045以上爐膛區(qū)域緩慢下降，其中h為爐膛壓力測點高度，H為爐膛總高度。試驗表明，隨著截面速度升高，氣體對鈦鐵礦顆粒的攜帶能力逐漸增強，且密相區(qū)和稀相區(qū)的中間位置約為h=3500mm(即h/H=0.35)。

　　(3)本次試驗鈦鐵礦和循環(huán)灰兩種顆粒均隨著爐膛截面流速的升高，單位爐膛截面的循環(huán)流率增大;在相同物料量和流化速度下，循環(huán)灰的循環(huán)流率明顯高于鈦鐵礦的循環(huán)流率。

　　(4)鑒于本次試驗條件下的鈦鐵礦顆粒的循環(huán)流率偏低，可能會影響到熱態(tài)試驗臺爐內(nèi)傳熱和溫度場分布，因此實際化學(xué)鏈反應(yīng)器設(shè)計時還需要進一步優(yōu)化鈦鐵礦粒徑分布、靜止床層物料高度(床內(nèi)存料量)、選擇合適運行速度(爐膛截面速度)，以及考慮有效防磨措施。