多流程循环流化床锅炉热力计算方法研究.pdf
多流程循环流化床锅炉热力计算方法研究 丛堃林，李清海，鲁伟，张衍国 (清华大学-滑铁卢大学微纳米能源环境联合研究中心，热科学与动力工程教育部重点实验室， 清华大学 能源与动力工程系，北京 100084) 摘 要：由于多流程循环流化床锅炉炉膛中颗粒运动、燃烧和传热过程的实验结果和工业数据较为缺乏， 因此有必要对多流程循环流化床锅炉的炉膛热力计算进行详细研究。根据多流程循环流化床锅炉的特点， 推荐了适用于多流程循环流化床锅炉的分离器效率、燃烧份额和传热系数的计算方法，建立了以物料平 衡、能量平衡为主的多流程循环流化床锅炉热力计算模型。利用建立的热力计算模型对一台在用的多流程 循环流化床锅炉进行了计算，得到了炉内的物料分布、温度分布和热量分布规律。计算结果与该锅炉的工 业测试数据的对比分析结果表明了热力计算结果符合锅炉实际运行情况。面向工程应用建立了一种多流程 循环流化床锅炉的热力计算方法，可以为工业锅炉设计与改造提供理论指导。 关键词：多流程循环流化床；锅炉；热力计算；物料平衡；能量平衡 中图分类号：TK222 文献标志码：A DOI：10.11930/j.issn.1004-9649.201803127 0 引言 随着中国社会经济的快速发展，资源枯竭和 环境污染问题日益严重，节能减排已成为可持续 发展的必然出路1。在冶金、化工、纺织、建筑 采暖等领域，工业锅炉是一种重要的热能动力设 备。目前，中国燃煤工业锅炉年耗煤约 4 亿 t，约 占全国煤炭消耗总量 1/4，存在燃烧效率低、煤种 适应性差、污染严重等问题2-3。目前中国投入使 用工业锅炉总数约 62 万台，其中燃煤工业锅炉 约 47 万台，占总数的 80% 以上4-5。从锅炉容量 上看，工业锅炉平均容量不到 3 t/h，小于 35 t/h 的 锅炉占总量的 95% 以上6。从效率上看，全国工 业锅炉平均运行效率不到 65%，低于国际水平。 随着中国节能减排工作的持续推进，将逐步淘汰 10 t/h 及以下的燃煤锅炉，原则上不再新建 20 t/h 以下的燃煤锅炉7。因此，提高工业锅炉的设计 制造水平和运行效率迫在眉睫。 与层燃技术相比，循环流化床燃烧技术具有 燃料适应性广，燃烧效率高，脱硫脱氮性能好， 负荷易调节等优点8-10，得到了广泛的发展。华 中科技大学、中科院等先后开发了循环流化床工 业锅炉，包括双床循环、带外置换热器、下排气 分离器等多种炉型11。但对于 35 t/h 以下的小型 工业锅炉，受限制于炉膛高度，难以满足循环流 化床对物料流态化和停留时间的要求，影响锅炉 的热效率。所以一般认为 35 t/h 以下锅炉不适宜 采用循环流化床技术12，这限制了循环流化床技 术在小容量工业锅炉中的应用。 为了适应工业锅炉容量普遍较小的特点，同 时保持传统循环流化床燃烧的技术优势，清华大 学开发了多流程循环流化床燃烧技术及系列化锅 炉13-14。对于容量小于 35 t/h 的工业锅炉，多流程 循环流化床锅炉综合运行效率比层燃技术高 10% 20%，污染物排放量少，广泛适用于褐煤、烟梗 等各种劣质燃料的燃烧，同时由于降低了锅炉的 总高度，节省了建材，降低了建设成本15-17。 多流程循环流化床锅炉炉膛采用水平布置， 锅炉设计和热力计算与传统流化床锅炉相差很大18， 有必要对多流程循环流化床的炉膛热力计算进行 详细研究，为锅炉的设计与运行提供依据。本文 根据多流程循环流化床锅炉的特点，建立了以物 料平衡、能量平衡为主的多流程循环流化床锅炉 热力计算模型，并针对在用的一台 DHX-15 锅炉 进行了热力计算，获得了炉内的物料分布、温度 收稿日期收稿日期：20180320。 基金项目基金项目：国家重点研发计划资助项目 (2017YFB0603901)。 第第 51 51 卷卷 第第 8 8 期期中国电力中国电力Vol. 51, No. 8Vol. 51, No. 8 2018 2018 年年 8 8 月月 ELECTRIC POWER Aug. 2018Aug. 2018 139 分布和热量分布规律，同时利用 DHX-15 锅炉的 工业测试数据对计算模型进行了验证。 1 多流程循环流化床锅炉热力计算方法 多流程循环流化床锅炉采用不同于传统立式 循环流化床锅炉的结构设计（如图 1 所示），采 用新型多流程气固流动和反应的流态化燃烧方 式。将传统的上行床炉膛分段水平布置，形成由主燃室、 副燃室、燃尽室 3 部分组成的多流程结构19。 多流程循环流化床锅炉内部的物料流动和循 环有其特殊性，主要体现在以下 2 个方面。 （1）炉膛内主燃室和燃尽室是上行床，副燃 室是下行床，这样气固流动就是逆重力场和顺重 力场交替流动。由于上行床和下行床的物料流动 分布特性有很大区别，同时多流程循环流化床锅 炉炉膛高度降低，其内部气固流动不能充分发展。 相比传统的单一上行床循环流化床，多流程循环 流化床内部物料浓度分布与气固流动更加复杂。 （2）多流程循环流化床的副燃室、燃尽室及 其底部的连接部分形成一个惯性分离器，分离器 底部连有一级返料装置，在燃尽室出口设置有旋 风分离器和二级返料装置。这样炉内就形成了两 级物料循环，对炉膛中的物料平衡和能量平衡均 产生了较大影响。 1.1 物料平衡模型 循环流化床锅炉是集流动、燃烧、传热为一 体的复杂动力装置，其中物料平衡是循环流化床 运行的核心和基础20。循环流化床中的物料循环 包括炉膛内部的内循环和由炉膛、分离器以及返 料装置构成的外循环。多流程循环流化床物料平 衡的示意如图 2 所示。 考虑到尽量适用于工程开发，所以对物料平 衡模型进行了一定简化，忽略炉膛内部的内循环 对物料平衡的影响。 把多流程循环流化床锅炉作为整体分析，这 是一个“一进两出”的系统。“一进”指的是燃 料的进入，“两出”指的是炉膛底部的炉渣排放 和分离器未能捕集的飞灰排放。从图 2 可以看出 物料在炉膛内部的宏观运动表现：（1）物料由 一次风的携带下，从主燃室密相区进入稀相区， 在密相区的上界面有大量的物料扬析和回落； （2）副燃室底部回落和分离器收集的物料经过 一、二级返料进入密相区，继续参与物料循环； （3）物料夹带量在主燃室稀相区内沿炉膛高度 方向呈指数衰减，当烟气夹带的物料从主燃室出 口进入副燃室后，物料流率为定值，在副燃室内 均匀分布。经过副燃室底部的一级分离后，部分 物料进入燃尽室，在燃尽室内均匀分布。 针对炉膛这个开口体系，应对所有颗粒均达 到平衡，即 Gin(i) =Gout(i)+F(i)（1） 主燃室 副燃室 燃尽室 分离器 图 1 多流程循环流化床锅炉结构示意 Fig. 1 Schematic of a multi-path horizontal CFB boiler 飞灰 F(i) 上行床 物料浓度 均衡 下行床 物料浓度 均衡 稀相区 物料浓度 指数衰减 挥发分析出 碳燃烧 二次风 一次风 进料 Gin(i) 密相区 物料均匀混合 挥发分析出 碳燃烧 排渣 Gout(i) 二级反料 R2(i) 一级反料 R1(i) 扬析量 E(i)X(i) 图 2 多流程循环流化床物料平衡示意 Fig. 2 Material balance diagram of a multi-path horizontal CFB boiler 中国电力中国电力第第 51 51 卷卷 140 式中：Gin(i) 为进入炉膛粒度为 di的燃料流率； F(i) 为分离器出口粒度为 di的飞灰流率；Gout(i) 为 粒度为 di的物料排渣流率。 在密相区内，有从副燃室回到主燃室的一级 返料 R1(i)，有从旋风分离器回到主燃室的二级返 料 R2(i)。多流程循环流化床密相区的物料平衡方 程为 Gin(i)+R1(i)+R2(i) =Gout(i)+E(i)X(i)（2） 式中：X(i) 为粒度为 di的物料所占比例；E(i) 为粒 度为 di的物料夹带率。 一级返料物料流率为 R1(i) = E(i)X(i)1(i)（3） 二级返料物料流率为 R2(i) = E(i)X(i)(11(i)2(i)（4） 式中：1(i) 为惯性分离器内粒度为 di的物料的分 离效率；2(i) 为旋风分离器内粒度为 di的物料的 分离效率。 则有 F(i) = E(i)X(i)(11(i)(12(i)（5） 再考虑物料平衡式有 Gin(i) =Gout(i)+E(i) X(i)11(i)(11(i)2(i)（6） X(i) = 1（7） 通过求解以上物料平衡方程组即可求得密相 区的物料循环流率，一级返料流率，二级返料流 率，进而求得排渣率和飞灰流率。 多流程循环流化床锅炉炉膛内物料扬析夹带 率采用 Wen-Chen 模型21计算，密相区物料在平均 粒径下的最小流化速度参照岑可法宽筛分公式22。 1.2 能量平衡模型 借鉴循环流化床锅炉的定态设计理论23，受 热面的吸热应该和燃料释放的热量及由返料带入 的热量相互配合，以保证炉膛内温度的均一性。 但是由于多流程循环流化床特殊的结构布置，主 燃室、副燃室和燃尽室内物料浓度分布有很大的 差异性，导致各区段内温度分布差异巨大。从工 业测试的数据来看，主燃室密相区和燃尽室出口 烟气的温度差可达 200300。因此将多流程循 环流化床锅炉炉膛分为主燃室密相区、主燃室稀 相区、副燃室和燃尽室 4 个区（如图 3 所示）， 在每个区段建立能量平衡方程进行计算。 QinQout 1 i i 图 3 中 T1T8依次为主燃室密相区、稀相区、 副燃室（一级返料）、燃尽室（二级返料）、过 热器、省煤器、空预器和排烟温度；和分 别为进入和带出各区段的热量。对能量平衡模型 做如下假设：（1）每个区段烟气、物料温度均 衡；（2）燃料从密相区进入，每一区燃烧份额 i（i=1,2,3,4）的燃料在该区燃烧放出热量，燃烧 份额（）的燃料加热到本区平均温度后进 入后段分区；（3）循环灰全部进入密相区，循 环灰温度近似为副燃室出口温度。 1.2.1 主燃室密相区 主燃室密相区能量平衡示意如图 4 所示，进 入主燃室密相区的热量有 3 项：一定燃烧份额的 尾部烟道 过热器 T5 省煤器 T6 空预器 T7 排烟 T8 二级反料 T4 一级反料 T3 密相区 T1 稀相区 T1 副燃室 T3 二次风 进料 稀相区出口烟气、循环灰 燃尽室出口烟气、循环灰 副燃室出口烟气、循环灰 分离器 绝热 燃尽室 T4 密相区出 口烟气、 循环灰 Qrj1 outQ rj2 out Qfr1 out Qmx1 out Qmx2 out Qmx3 in Qfr2 out Qxx4 in Qmx3 out 排渣 一次风 图 3 多流程循环流化床能量平衡示意 Fig. 3 Energy balance diagram of a multi-path horizontal CFB boiler 烟气带出热量Qmx1 out Qmx1 in Qmx2 in Qmx3 in 循环灰带出热量Qmx2 out Qmx4 out Qmx3 out Qmx R 主燃室 密相区 燃烧份额放热量 受热面吸热量 循环灰带入热量 一次风带入热量 热量损失 排渣带出热量 图 4 主燃室密相区能量平衡示意 Fig. 4 Energy balance diagram of dense phase area in the primary chamber 第第 8 8 期期丛堃林等：多流程循环流化床锅炉热力计算方法研究 141 Qin mx1 Qin mx2 Qin mx3 燃料在主燃室密相区的放热量、循环灰带入 主燃室密相区的热量和一次风带入主燃室密 相区的热量。 Qin mx= Qinmx1+Qinmx2+Qinmx3 （8） Qin mx1= 1Qr （9） Qin mx2= BxhI mxh BJ （10） Qin mx3= Q1I0 1 BJ （11） BxhI mxh BJQ1 I0 1 式中：为循环灰量，kg/h；为进口循环灰 焓值，kg/h；为燃料消耗量，kg/h；为一次风 量，m3/h；为一次风焓值，kg/h。 Qout mx1 Qout mx2 Qout mx3 Qout mx4 带出主燃室密相区的热量有 4 项：烟气带出 主燃室密相区的热量、循环灰带出主燃室密 相区的热量、排渣带出主燃室密相区的热量 和主燃室密相区热量损失。 Qout mx= Qoutmx1+Qoutmx2+Qoutmx3+Qoutmx4 （12） Qout mx1= 1I 0 y+(ft1)I0k （13） Qout mx2= BxhI mxh BJ （14） Qout mx3= BpzI pz BJ （15） Qout mx4= q3mx+q4mx+q5mx 100 Qr（16） I0 y ft I0 k I mxh BpzI pz q3q4 q5 式中：为烟气焓值，kJ/kg；为名义空气过量 系数；为空气焓值，kJ/kg；为出口循环灰焓 值，kJ/kg；为排渣量，kg/h；为排渣焓值， kJ/kg；为气体燃烧热损失，%；为固体燃烧 热损失，%；为烟气热损失，%。 1.2.2 主燃室稀相区 Qin xx1 Qin xx2 Qin xx3 Qin xx4 主燃室稀相区平衡示意如图 5 所示，进入主 燃室稀相区的热量有 4 项：一定燃烧份额的燃料 在主燃室稀相区的放热量、循环灰带入主燃 室稀相区的热量、烟气带入主燃室稀相区的 热量和二次风带入主燃室稀相区的热量。 Qin xx= Qinxx1+Qinxx2+Qinxx3+Qinxx4 （17） Qin xx1= 2Qr （18） Qin xx2= BxhI xxh BJ （19） Qin xx3= 1I 0 y+(ft1)I0k （20） Qin xx4= Q2I0 2 BJ （21） Q2I0 2 式中：为二次风量，m3/h；为二次风焓值， kJ/kg。 Qout xx1 Qout xx2 Qout xx3 带出主燃室稀相区的热量有 3 项：烟气带出 主燃室稀相区的热量、循环灰带出主燃室稀 相区的热量和主燃室稀相区热量损失。 Qout xx = Qout xx1+Q out xx2+Q out xx3 （22） Qout xx1= (1+2)I 0 y+(ft12)I0k （23） Qout xx2= BxhI xxh BJ （24） Qout xx3= q3xx+q4xx+q5xx 100 Qin xx1 （25） 1.2.3 副燃室 Qin fr1 Qin fr2 Qin fr3 副燃室能量平衡示意如图 6 所示，进入副燃 室的热量有 3 项：一定燃烧份额的燃料在副燃室 的放热量、循环灰带入副燃室的热量和烟 气带入副燃室的热量。 Qin fr = Qin fr1+Q in fr2+Q in fr3 （26） Qin fr1= 3Qr （27） Qin fr2= BxhI frh BJ （28） Qin fr3= (1+2)I 0 y+(ft12)I0k （29） 带出副燃室的热量有 3 项：烟气带出副燃室 烟气带出热量Qxx1 out Qxx1 in Qxx2 in Qxx4 in 循环灰带出热量Qxx2 out Qxx3 out Qxx3 in Qxx R 主燃室 稀相区 燃烧份额放热量 受热面吸热量 循环灰带入热量 二次风带入热量 热量损失 烟气带入热量 图 5 主燃室稀相区平衡示意 Fig. 5 Energy balance diagram of dilute phase area in the primary chamber 中国电力中国电力第第 51 51 卷卷 142 Qout fr1 Qout fr2 Qout fr3 的热量、循环灰带出副燃室的热量和副燃 室热量损失。 Qout fr = Qout fr1+Q out fr2+Q out fr3 （30） Qout fr1 = (1+2+3)I0 y+(ft123)I0k （31） Qout fr2 = BxhI frh BJ （32） Qout fr3 = q3fr+q4fr+q5fr 100 Qin fr1 （33） 1.2.4 燃尽室 Qin rj1 Qin rj2 Qin rj3 燃尽室能量平衡示意如图 7 所示，进入燃尽 室的热量有 3 项：一定燃烧份额的燃料在燃尽室 的放热量、循环灰带入燃尽室的热量和烟 气带入燃尽室的热量。 Qin rj = Qin rj1+Q in rj2+Q in rj3 （34） Qin rj1= 4Qr （35） Qin rj2= BxhI rjh BJ （36） Qin rj3= (1+2+3)I 0 y+(ft123)I0k （37） Qout rj1 Qout rj2 带出燃尽室的热量有 3 项：烟气带出燃尽室 的热量、循环灰带出燃尽室的热量和燃尽 Qout rj3 室热量损失。 Qout rj = Qout rj1 +Qout rj2 +Qout rj3 （38） Qout rj1 = I0 y+(ft1)I0k （39） Qout rj2 = BxhI rjh BJ （40） Qout rj3 = q3rj+q4rj+q5rj 100 Qin rj1 （41） 1.3 分离器效率、燃烧份额与传热系数计算 在工程设计时，一级惯性分离器效率参考 U 型分离器效率模型24确定，并根据经验予以修 正。二级旋风分离器的设计参考边界层分离理 论，认为在任一截面上，存在均匀的颗粒浓度分 布，而靠近壁面处存在层流流动的边界层，当颗 粒进入分离器内在离心效应下靠近壁面进入边界 层内，就能被分离出来25。 燃烧份额是循环流化床锅炉设计的基本参 数，由燃料颗粒在炉膛的循环扩散运动和燃烧过 程决定26。将炉膛分为主燃室密相区、主燃室稀 相区、副燃室和燃尽室 4 部分，根据单颗粒燃料 在卧式床中的燃烧条件，耦合固体颗粒在炉膛内 位置随时间的变化规律，可推导出多流程循环流 化床锅炉热量释放份额。 传热系数的确定在循环流化床锅炉热力计算 中占有重要位置。由于循环流化床锅炉实际运行 工况的复杂性，很难从理论上揭示传热过程的本 质，针对多流程循环流化床的特点，最后选取清 华循环流化床锅炉的传热理论及计算方法27作为 工程设计计算的主要参考依据。 2 DHX-15 锅炉热力计算 DHX-15 多流程循环流化床锅炉采用三通道、 两级分离循环结构，锅炉结构与图 1 所示类似， 设计参数见表 1。由于烟梗挥发分高，灰分很 少，仅燃用烟梗难以满足多流程循环流化床锅炉 流化、燃烧的要求，故需要掺烧燃料煤。 计算采用 DHX-15 锅炉炉膛物料颗粒粒径分 布的工业测试数据，利用 Malvern Mastersizer2000 激光粒度分析仪进行分析，颗粒平均直径为104.5 m， 粒径分布见图 8。 为适用于工程计算，根据工业测试取样分 烟气带出热量Qfr1 out Qfr1 in Qfr2 in Qfr3 in 循环灰带出热量Qfr2 out Qfr3 out Qfr R 副燃室 燃烧份额放热量 受热面吸热量 循环灰带入热量 烟气带入热量 热量损失 图 6 副燃室能量平衡示意 Fig. 6 Energy balance diagram of secondary chamber 烟气带出热量Qrj1 Qrj1 out Qrj2 in in Qrj3 in 循环灰带出热量Qrj2 out Qrj3 out Qrj R 燃尽室 燃烧份额放热量 受热面吸热量 循环灰带入热量 烟气带入热量 热量损失 图 7 燃尽室能量平衡示意 Fig. 7 Energy balance diagram of burnout chamber 第第 8 8 期期丛堃林等：多流程循环流化床锅炉热力计算方法研究 143 析，将模型计算颗粒分为 3 种筛分尺寸。以图 8 中占体积份额最大的粒径为中心，选取体积份额 在 6% 以上的颗粒归为一类，小于此粒径范围的 为一类，大于此粒径范围的为一类。经过归一化 处理，得到三类物料颗粒粒径分别为 39.6 m、 140.9 m 和 294.2 m，所占比例分别为 20.1%、 48.4% 和 31.5%。 根据前述多流程循环流化床锅炉热力计算模 型，对 DHX-15 锅炉分别进行物料平衡计算，传 热系数计算、热平衡计算。在进行密相区的热平 衡计算时发现，由于循环灰的热容量远大于烟 气，循环灰带入和带出密相区的热量所占比例最 大，烟气带走热量次之。另外，实际炉膛受热面 表面覆盖耐火耐磨材料，吸热量很少。由此可以 得出，密相区的温度控制主要依靠对循环物料量 的控制来实现。整个锅炉热力计算汇总见表 2， 其中热平衡计算相对误差为 0.46%，满足设计要 求（允许误差2%28）。 在传热计算的同时对传热系数的影响因素以 及变工况下的结果变化进行了研究。传热系数随 物料浓度的变化如图 9 所示，物料浓度对传热系 数有重要影响。当炉膛内物料浓度增加时，直接 影响了炉膛内对流传热并间接增强了辐射换热。 图 10 显示了不同负荷工况下各区段传热系数 的变化规律。由于不同负荷工况时，炉膛内物料 浓度不同，引起传热系数发生改变，使其随负荷 增加而升高。从图 10 中可以看出，主燃室的传热 系数相比副燃室和燃尽室，对于负荷变化比较敏 感。这是因为主燃室为上行床，存在有强烈的内 循环和外循环，物料浓度随床高度成指数下降， 其平均物料浓度远大于副燃室和燃尽室。 为验证本文计算模型的结果，将计算结果与 DHX-15 锅炉工业测试数据相比较。由于工业测 表 1 DHX-15 锅炉设计参数 Table 1 Design parameters of DHX-15 项目数值 锅炉额定蒸发量/(th-1) 15 额定压力/ MPa 1.25 给水温度/ 104 预热空气温度/ 150 排烟温度/ 150 排烟过量空气系数 1.42 设计热效率/% 86 计算燃料消耗量/(kgh-1) 2 890 0.11101001 000 0 2 4 6 8 体积份额/% 0 20 40 60 80 100 累积体积份额/% 粒径/m 图 8 DHX-15 锅炉炉膛物料颗粒粒径分布 Fig. 8 Particle size distributions of materials in the furnace of DHX-15 51015202530 100 120 140 160 180 200 物料浓度/(kgm3) 传热系数/(W(m2C)1) 图 9 传热系数随物料浓度的变化 Fig. 9 Heat transfer coefficient vs material concentration 5060708090100 20 40 60 80 100 120 140 160 主燃室； 副燃室； 燃尽室 传热系数/(W(m2C)1) 负荷/% 图 10 不同负荷工况炉膛各区段的传热系数 Fig. 10 Heat transfer coefficient of three sections of the furnace at different operating conditions 中国电力中国电力第第 51 51 卷卷 144 试条件所限，主要比较了锅炉“一进两出”的物 料量（入炉煤量、排渣量和飞灰量）和炉膛内各 区段温度分布，见表 3。该锅炉以烟梗为主要燃料， 掺烧煤，模型中根据平均运行工况掺煤比定为 37%。 而在实际运行中，由于每天的工况变动较大，掺 煤比不固定，所以燃料特性有所变动，工业测试 数据只能给出一个大概范围。从表3中可以看出入炉 煤量、排渣量和飞灰量均在工业测试数据范围之 内，可以认为物料平衡模型计算结果基本合理。 在锅炉满负荷运行状态下，利用热电偶从炉 膛各区段工业测孔中测出的温度分布的平均值与 热力计算结果进行对比，如图 11 所示。通过对比 发现，测试与计算获得的温度分布结果相近，验 证了多流程循环流化床锅炉热力计算方法的合理 性。其中计算结果中的燃尽室温度偏高，是由于 惯性分离器分离效率取值偏大，导致燃尽室物料 浓度较低，使燃尽室传热系数计算值偏小。 3 结论 （1）建立了一套适用于多流程循环流化床锅 炉的热力计算方法。热力计算方法包括物料平衡 计算、炉膛内 4 个区的热平衡计算以及分离器效 率、燃烧份额和传热系数计算等。并且通过与工 业测试数据的对比，验证了本方法能够较好地描 述炉内物料流动和传热的物理过程，计算结果基 本符合实际锅炉实际运行情况。 （2）循环灰带入带出的热量占比最大，密相 区的温度主要依靠循环物料量来调节，而且物料 浓度是影响传热系数的最重要影响因素。 （3）设计多流程循环流化床锅炉时，应以物 料平衡作为基础，围绕确定的物料循环量来设计 锅炉受热面及相关设备。在锅炉实际运行时，也 应该根据选定的物料循环量，通过调节过量空气 表 2 DHX-15 多流程循环流化床锅炉热力计算汇总 Table 2 Summary of thermal calculation of DHX-15 MPHCFB boiler 序号名称符号主燃室密相区主燃室稀相区主燃室稀相区副燃室燃尽室省煤器空预器 1 受热面积/m2 H30.1857.3312.2660.9167.36214.79275.50 2 传热温压/ t626.65556.65506.65431.65249.95114.61 3 传热系数/(W(m2)-1) h29.54163.5629.5456.2345.0028.5718.42 4 烟气入口温度/ 830.00760.00710.00560.00265.11 5 烟气出口温度/ ”830.00760.00710.00560.00265.11157.63 6 介质进口温度/ t193.35193.35193.35104.0020.00 7 介质出口温度/ t”193.35193.35193.35193.35160.00 8 总传热量/(kJkg-1) Q311.346 845.562 190.901 652.101 409.70734.25 9 总吸热量/(kJkg-1) Q12 409.70 10 热平衡误差/(kJkg-1) Q57.60 11 热平衡相对误差/% 0.46 表 3 DHX-15 锅炉“一进两出”物料量 Table 3 Inlet and outlet material quantities of DHX-15 项目入炉煤量飞灰量排渣量 模型计算值/(kgs-1) 0.790.100.07 工业测试数据/(kgs-1) 0.710.860.0840.1050.0640.071 主燃室密相区主燃室稀相区副燃室燃尽室 500 600 700 800 900 测量值； 温度/C 区段 计算值 图 11 炉膛温度分布结果对比 Fig. 11 Comparison of the results of furnace temperature distribution 第第 8 8 期期丛堃林等：多流程循环流化床锅炉热力计算方法研究 145 系数、一二次风比例等运行参数，使锅炉保持在 设计时所选定的状态下运行。 参考文献： 戴彦德. 强化节能减排调控全面实现可持续发展J. 中国电力, 2007, 40(9): 15. 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