循環流化床鍋爐的穩定運行需要合適且穩定的爐膛床壓以及正常的流化，而爐膛床壓的控制是通過爐膛底部排放底渣來實現的，同時從爐膛底部排出粗顆粒及焦塊以防止進一步的結焦。當鍋爐燃用煤種為低熱值煤種時，其灰分通常占到40%－60% ，甚至更高。由于CFB鍋爐底渣含有大量的物理熱，因此當灰渣不經過冷卻直接排出時，灰渣物理熱損失可超過3%。如果灰渣物理熱采用汽機冷凝水冷卻回收，又會因排擠抽汽而帶來較大的汽機側冷源熱損失。因此在CFB鍋爐燃燒劣質煤時，應盡量采用流化床冷渣器，通過空氣和高壓給水吸熱，將底渣物理熱回收到鍋爐中。為此，課題組開發了混流式流化床冷渣技術，并已投入工業應用。該冷渣器配有一種在結構上可調節的L型進渣閥，該進渣閥是在常規L閥的基礎上加裝可伸縮的噴氣管而形成的，其基本工作原理與L閥相同，但工作特性有所不同，主要不同點在于：該L閥處理的不是細顆粒，而是較粗的鍋爐底渣。

    國內外學者對對L閥的研究較多，但主要集中在粒徑小于90μm的Geldart－A類顆粒和90～650μm的Geldart－B類顆粒，而對于顆粒尺寸及密度較大的Geldart－D類顆粒的研究則很少。但實際循環流化床鍋爐排出的底渣則是具有寬篩分特性的顆粒，D類顆粒所占比例可達50%乃至更高。

    為進一步掌握該進渣閥在處理底渣床料時的氣固流動特性，本研究對混流式流化床冷渣器配套的進渣閥的氣固流動特性進行了較系統的試驗研究，其研究結果也可用于其它類似系統的進渣控制。

    1 試驗系統

    1.1 試驗系統

    試驗系統由3部分組成： 試驗臺本體、送風系統和試驗數據采集系統。

    試驗臺本體包括立管、排渣導管、引渣風管、冷渣器本體、排渣稱重盒。立管直徑219mm，高600mm；排渣導管直徑159mm，長400mm。數據采集系統包括采集壓力分布的KYB14A型差壓變送器、Adam4117型號壓力模塊、Adam4520 型號轉換模塊及工業計算機。試驗系統如圖1所示。

圖1 冷態試驗裝置系統

    1.2 試驗物料及方法

    試驗物料采用引進技術制造的某300MWCFB鍋爐底渣，粒徑范圍0～20mm，堆積密度1430kg/m³，真實密度2419kg/m³，平均粒徑1.32mm。試驗物料粒徑分布如圖2所示。

圖2 試驗物料篩分特性曲線

    試驗過程中，分別調節引渣風管噴嘴出口處的表觀引渣風風速、引渣風管在閥體內的深入比例（即引渣風管深入閥體立管段的長度與立管直徑的比值，如圖1中深入比例X_L=0.5） 、引渣風來流處聯箱壓力和試驗物料平均粒徑。試驗時間30～60s。數據采集系統記錄各試驗工況的時間和壓力，進渣量由排渣稱重盒稱取，并反復進行多次試驗，在進行方差檢驗后對實驗結果取平均值以便計算進渣速率。

 ♂

    2 進渣特性的試驗結果及分析

    2.1 表觀引渣風風速對進渣特性的影響

    圖3為引渣風管深入比例分別為0、0. 2、0.4時的表觀引渣風風速對進渣特性的影響。引渣風管深入比例為零時，當表觀風速達到7.37m/s時系統開始進渣。隨表觀風速增加，進渣速率增大。當表觀風速為15.98m/s時，進渣速率達到最大值8.46kg/s。隨著表觀風速的進一步增大，進渣速率開始逐漸減少，最終穩定在7.15kg/s。即存在一個轉折風速，表觀風速小于該轉折風速時，進渣速率隨表觀風速的增加而增加； 表觀風速大于該轉折風速時，進渣速率隨表觀風速的增加而減小。引渣風管深入比例為0.2～0.4時也同樣存在轉折風速，其值分別為11.05和9.21m/s。存在轉折風速的原因在于：進渣閥在運行時，進渣所需要的壓頭由立管段的料位提供，該壓頭存在一個最大值，其值為該料位下的床料處于臨界流化時對應的床層壓降。在本試驗中，料斗的截面尺寸為1.2×0.8m，立管段的直徑為0.219m，在試驗過程中料斗料位高度變化不超過0.2m。根據張偉等人的研究，此時料位波動對進渣速率的影響很小；而隨著表觀風速的增大水平管段的阻力是逐漸增加的，這就導致了該進渣速率在隨表觀風速增加的過程中存在一個最大值。另外，隨著深入比例的增加，所需的啟動表觀風速及最大進渣速率值均減小。

圖3 進渣速率與觀引渣風風速的關系曲線

    2.2 引渣風管深入比例對進渣特性的影響

    表觀引渣風風速分別為7.37、8.6、9.82和11.05m/s時引渣風管深入比例對進渣特性的影響如圖4所示。由圖可見，隨著引渣風管深入比例的增加，引渣風管噴嘴前端可被吹動的物料量減少，閥體內因不易流動所引起的死區所占比例增大，因此進渣速率大體上呈現出減小的趨勢。但在表觀引渣風風速較小為7.37m/s時，進渣速率先減小后增加而后又減少。這是由于在引渣風管深入比例的增加的同時，試驗物料在水平管段中運動所受到的阻力也在相應地減小。

    2.3 聯箱壓力對進渣特性的影響

    圖5為聯箱壓力分別為0.05、0.1和0.15MPa時進渣特性曲線圖。隨著聯箱壓力的增大，進渣速率呈現出不同程度的增加。主要原因是：當聯箱壓力變大而流量保持不變時，由于管路的沿程阻力損失是一定的，因此引渣風的壓頭變大，引渣風氣流的動量增大、剛性增強，其攜帶能力增強，導致進渣速率增加2～15%不等。在表觀引渣風風速越大時，聯箱壓力對進渣特性的影響更為顯著。

圖4 進渣速率與引渣風管深入比例的關系曲線

圖5 進渣速率與聯箱壓力的關系曲線

    2.4 顆粒物性對進渣特性的影響

    圖6為顆粒粒徑分別為1.32、1.92和2.22mm時的進渣特性曲線。表觀引渣風風速相同時，隨著試驗床料中4mm以上粗顆粒含量的增加，試驗物料的平均粒徑由1.32mm增大至2.22mm，氣流與固體顆粒之間的物性差異增大，氣流在延伸和前進過程中的動量消耗增加，氣流動量及剛度減小，因此在相同表觀引渣風風速下所能獲得的進渣速率減小。另外由于不同顆粒平均粒徑下的最大進渣速率由8.46降至5.62kg/s，對應轉折風速也相應地由15.96減少到12.28m/s。

 ♂

    2.5 進渣特性的關聯式

    試驗表明，影響進渣閥進渣特性的因素有：表觀引渣風風速υ、引渣風管深入比例X_L、引渣風來流聯箱壓力p、顆粒平均粒徑d_p、轉折風速v_mf。通過無量綱分析，可確定進渣特性關聯式為：

        （1）

    式中：G_P—進渣速率，ρ_g—氣體密度，D—進渣閥立管段直徑，υ—氣體運動粘度，ν—表觀引渣風風速，ν_mf—轉折風速，p—引渣風來流聯箱壓力，p₀—大氣壓，X_L—引渣風管深入比例，d_p—顆粒平均粒徑，A、a、b、c、d均為常數。

圖6 不同顆粒平均粒徑下的進渣特性曲線

    通過對轉折速度進行擬合，發現該轉折速度與引渣風管深入比例及顆粒平均粒徑有關，因此擬合得到轉折風速的關聯式為：

        （2）

    將實驗數據代入式（1）進行回歸，得到進渣特性關聯式為：

        （3）

    公式（3）的適用范圍：

    表觀引渣風風速ν：6.14～24.56m/s

    顆粒平均粒徑d_p：1.32～2.216mm

    聯箱壓力p：0.05～0.15MPa

    渣溫：室溫

    圖7為進渣速率G_P的計算值與測量值的比較。結果表明，式（3）的擬合相關度較好，誤差在25%以內。

圖7 G_p擬合值與測量值的比較

    3 結論

    （1）試驗表明隨著表觀引渣風風速的增大，進渣閥的進渣速率呈現出先增大后減小的趨勢，即存在一個轉折速度，在該速度下可獲得更經濟的進渣速率。實際運行中表觀引渣風風速的選取可以將轉折速度作為參考依據；

    （2）隨著引渣風管深入比例的增大、顆粒平均粒徑的增大，進渣速率減小； 隨著聯箱壓力的增大，進渣速率逐漸增加，且表觀引渣風風速越大時更為顯著；

    （3）對試驗數據進行多元回歸分析，分析得到了進渣閥進渣特性的關聯式。關聯式計算值與測量值吻合較好，可用于相應參數條件下進渣速率的計算，為進渣特性提供了理論依據。

    由于電廠現場的壓縮空氣壓力通常在0.5～0.7MPa左右，而且底渣的溫度高達850℃甚至更高，因此在更高壓力引渣風條件及高溫條件下的進渣閥的氣固流動特性，還需要進一步的試驗研究。