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　　人類(lèi)大規模利用化石能源排放大量的溫室氣體被普遍認為是導致全球變暖的重要因素。我國的能源消費結構以煤為主，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(guò)提高煤炭利用效率達到少用煤減少CO2排放目的，另一方面，對燃煤產(chǎn)生的CO2進(jìn)行捕集，如富氧燃燒，煙氣中CO2分離，然后對高濃度的CO2進(jìn)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，大規模應用幾乎不能接受，因此，近年來(lái)在CO2捕集方面具有顯著(zhù)低能耗優(yōu)勢的化學(xué)鏈燃燒技術(shù)的研究進(jìn)程明顯加速。

　　化學(xué)鏈燃燒是一種潔凈、高效新型無(wú)火焰燃燒技術(shù)。與傳統燃燒相比，該技術(shù)的非常大優(yōu)點(diǎn)是借助于中間載體在氧化－還原反應器間的循環(huán)，避免了燃料與空氣直接接觸，在化學(xué)轉化同時(shí)實(shí)現CO2高效分離，在降低CO2捕集能耗方面具有優(yōu)勢?；瘜W(xué)鏈燃燒工藝包括空氣反應器和燃料反應器，雙流化床反應器被認為是化學(xué)鏈燃燒非常合適的反應器，其反應器中的燃料或載氧體流動(dòng)狀態(tài)與循環(huán)流化床鍋爐爐膛內的固體顆粒的流動(dòng)、循環(huán)類(lèi)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、調峰性能好、燃料適應性強等優(yōu)點(diǎn)在電力行業(yè)獲得廣泛應用，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。

　　化學(xué)鏈燃燒的概念首先由德國科學(xué)家Ｒichter1983年提出，用來(lái)替代傳統燃燒提高火電廠(chǎng)熱效率;1987年日本學(xué)者Ishida與中國金紅光指出CLC具有CO2內分離的特性，并進(jìn)行了實(shí)驗研究與理論分析，2004年瑞典學(xué)者Lyngfelt等人實(shí)現了串行流化床化學(xué)鏈燃燒中試實(shí)驗，證明了化學(xué)鏈燃燒可以實(shí)現CO2內分離。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(kāi)發(fā)與測試以及小型試驗裝置運行方面進(jìn)行相關(guān)研究?；瘜W(xué)鏈燃燒動(dòng)力系統已成為世界能源領(lǐng)域研究的重要方向，是解決CO2減排的主要發(fā)展的先進(jìn)技術(shù)之一［1］。

　　化學(xué)鏈燃燒/氣化技術(shù)應用了流化床技術(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)鍵參數直接影響到爐內的氣固流動(dòng)、燃燒/氣化反應、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)能夠實(shí)現工業(yè)化應用的關(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(yáng)基地試驗中心，采用爐膛內截面為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(kāi)展不同物料特性對流化床內顆粒濃度分布和物料循環(huán)流率影響規律試驗研究，為化學(xué)鏈燃燒/氣化技術(shù)工程化應用提供重要的技術(shù)支撐。

　　1實(shí)驗裝置及方法

　　流化床冷態(tài)實(shí)驗系統主要包括爐膛、分離器、下降管、返料器、供風(fēng)系統、引風(fēng)系統、壓力采集系統、風(fēng)量測量系統等。爐膛高度(距離布風(fēng)板)為10m，布風(fēng)板截面為280mm400mm，下?tīng)t膛變截面段高度為900mm，上部爐膛內截面為400mm400mm，下降管內圓直徑為120mm。為了保證流化床內部氣固流動(dòng)的可視化，試驗部件均采用有機玻璃制成。實(shí)驗臺沿爐膛高度布置有10個(gè)壓力測點(diǎn)，旋風(fēng)分離器出口和入口均布置1個(gè)壓力測點(diǎn)，下降管上布置有4個(gè)壓力測點(diǎn)，返料器上布置有4個(gè)壓力測點(diǎn)，返料腿上設置1個(gè)壓力測點(diǎn)，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(gè)壓力測點(diǎn)。采用壓力變送器實(shí)時(shí)采集實(shí)驗臺各點(diǎn)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為相鄰兩側點(diǎn)壓力差Pa;g為重力加速度m/s2;h爐膛相鄰兩側點(diǎn)高度差m。試驗過(guò)程中，由于流化床內物料湍流流動(dòng)狀態(tài)極其強烈，爐膛內壓力值波動(dòng)較大，測量壓力數據為穩定工況下，一分鐘內壓力測量數據的算術(shù)平均值。物料循環(huán)流率采用積料法測量，在實(shí)驗臺返料器上設置有回料截止閥，在系統穩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(guò)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截面積m2;S爐膛為爐膛的內截面積m2;為物料顆粒堆積時(shí)間s。

　　試驗物料采用鈦鐵礦和循環(huán)流化床鍋爐實(shí)際運行的循環(huán)灰，通過(guò)稱(chēng)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(jìn)行粒徑篩分(見(jiàn)圖1～2所示)，結果表明，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律Y=A2+(A1－A2)/(1+EXP((X－X0)/DX))(BoltzmannModel)。本次整個(gè)試驗在常溫常壓下進(jìn)行，流化介質(zhì)為空氣。

　　2實(shí)驗結果與討論

　　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據采集系統實(shí)時(shí)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。

　　試驗結果表明，采用合適粒徑分布的鈦鐵礦為物料，能夠實(shí)現在循環(huán)流化床冷態(tài)試驗臺的正常運行，且爐膛內壓力分布趨勢與采用循環(huán)灰為物料的運行狀況規律一致。從壓力分布曲線(xiàn)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，靜止爐膛高度為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逐漸降低的趨勢，且顆粒濃度在h/H=0.045以下的爐膛區域急劇下降，在h/H=0.045以上的爐膛區域緩慢下降，其中h為爐膛壓力測點(diǎn)高度，H為爐膛總高度;

　　在試驗截面速度范圍內(2.5m/s3.6m/s)，爐膛密相區(h=0～3500mm)和稀相區(h=3500mm～10000mm)壓降與截面速度的關(guān)系曲線(xiàn)見(jiàn)圖6，由曲線(xiàn)可知隨著(zhù)截面速度增加爐膛密相區的壓差呈現下降趨勢(5800Pa5035Pa)，爐膛稀相區差壓值呈現上升趨勢(122Pa715Pa)，表明，隨著(zhù)截面速度升高，爐膛密相區床料充氣膨脹更強烈，氣/固比升高，而稀相區壓差隨截面速度的升高而升高，說(shuō)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，靜止爐膛高度分別為190mm、400mm、470mm(即對應床料量分別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(zhù)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，靜止爐膛高度分別為295mm、410mm、490mm(即對應床料量分別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，不同靜止爐膛高度的循環(huán)灰循環(huán)流率與爐膛截面速度均呈現線(xiàn)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，在稀相區高度段(即H3=3500mm～9760mm)爐膛差壓與循環(huán)流率的一元線(xiàn)性相關(guān)系數r=0.96，呈現線(xiàn)性關(guān)系。對循環(huán)灰床料而言，稀相區高度段(即H3=3500mm～9760mm)爐膛差壓與循環(huán)流率的一元線(xiàn)性相關(guān)系數r=0.91，呈現線(xiàn)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(xiàn)性關(guān)系與采用鈦鐵礦類(lèi)似，且兩者一元線(xiàn)性的斜率和相關(guān)系數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、床料顆粒在爐膛內的氣/固比等因素差異有關(guān)(注:分離器出口幾乎沒(méi)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(kāi)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(shí)，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(shí)，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。導致該現象的主要原因是兩種床料顆粒密度、粒徑分布和物性參數等存在差異，鈦鐵礦真實(shí)密度P=5000kg/m3，堆積密度b=2620kg/m3，D50=160m，循環(huán)灰真實(shí)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結語(yǔ)

　　由上述分析計算可得能下結論。

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

　　(2)本次試驗的鈦鐵礦顆粒濃度沿爐膛高度方向均呈現逐漸降低趨勢，顆粒濃度在h/H=0.045以下?tīng)t膛區域急劇下降，在h/H=0.045以上爐膛區域緩慢下降，其中h為爐膛壓力測點(diǎn)高度，H為爐膛總高度。試驗表明，隨著(zhù)截面速度升高，氣體對鈦鐵礦顆粒的攜帶能力逐漸增強，且密相區和稀相區的中間位置約為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(zhù)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(huì )影響到熱態(tài)試驗臺爐內傳熱和溫度場(chǎng)分布，因此實(shí)際化學(xué)鏈反應器設計時(shí)還需要進(jìn)一步優(yōu)化鈦鐵礦粒徑分布、靜止床層物料高度(床內存料量)、選擇合適運行速度(爐膛截面速度)，以及考慮有效防磨措施。