1、35循环流化床锅炉内的传热模拟解东来传热强化与过程节能教育部重点实验室华南理工大学化工与能源学院广州天河区五山路， 1. 前言气固两相反应器是化工，石油化工，金属加工，超细粉/陶瓷生产以及燃烧等领域的关键设备。其中的循环流化床（CFB）反应器更由于其高效的气固接触，灵活的可操作性而应用广泛。大部分的循环流化床反应，如燃烧，煅烧，碳氢化合物裂解等，都是在高温下运行，从而需要外部换热面向反应区传热或吸热以维持反应温度。通常换热面可分为以下几类：A）反应器外壁作为换热面B）在反应区增挂换热面C）在反应器外增加低速鼓泡床换热器D）下游换热面，如过热器等。在反应区增挂换热面易引起换热面腐蚀，影响物料径向
2、混合及循环，同时也易引起物料磨损。增加鼓泡床换热器，过热器等要增加设备投资。最理想的换热面是以反应器外壁作为换热面。但是，单位反应器体积的换热面随着反应器规模的扩大而减少，最终当反应器体积大到一定程度时，反应器壁表面就不足以提供反应所需的换热面积。所以，如果能够强化反应器壁表面与反应物料之间的换热，可以有效地降低单位反应器体积所需要的壁表换热面积，减少外部换热部件，降低设备投资。对传热强化的前提是需要对循环流化床内传热机理进行深入的理解，尤其是气固两相混合物与膜式壁表面的对流，辐射，及热传导，以及热在膜式壁中的传导。本文叙述了一个集成了传导，对流及辐射传热的综合传热模型， 与众多的实验室实验数
3、据及工业测试数据的比较证实，该模型能较好地预测循环流化床锅炉内的局部传热。2. 模型简介2.1. 循环流化床的流体力学特性循环流化床壁表面与物料之间的换热取决于床内物料的流体力学特性。循环流化床的典型流动结构是中心-边界层（CORE-ANNULUS）结构1。即在床的中心，物料较稀，被强大的气流带动向上流动，在反应器壁周围，物料较密而气体速度较低，所以物料向下流动。热量的吸收一般是通过膜式壁来实现的。膜式壁的结构对循环流化床边界层中的粒子流动有很大的影响。Wu et al., （1991）观察到粒子主要在膜式壁中的翅片区域流动，管壁区域则大多暴露在气流中。Lockhart et al. (199
4、5) 研究了膜式壁外边界层中的粒子浓度。Zhou et al. (1996) 实测了膜式壁外的粒子的局部浓度。膜式壁结构也影响粒子在边界层的停留时间。Golriz, （1994) 在对 1 个 12 MWth 锅炉的观察中发现粒子在翅片区域的停留时间远大于在管壁区域。2.2. 控制方程考虑到膜式壁及边界层几何尺寸的对称性，考虑如图 1 所示的控制体积，其截面如图 2 所示。边界层内气体热平衡 (1 ):36(1)0)()( pggggpg QyTkxkzTuC边界层内颗粒热平衡 ( (1 ):(2)0)rpgbpxpp qTEzuc图 1 膜式壁及边界层控制体积三维视图 图 2: 膜式壁及边界
5、层截面气体层热传导 (2 ):. (3)0)yTkxkgg膜式壁热传导 l (3 ):. (4)(ww管内流体热平衡 (4 ):. (5)0qdzTuCRcpci边界条件 :换热起始处, z = 0, :1),(yxugpxyzTubeFinColantGs apWl yerdxyz 1 2Roi BulkWal LyerMembran WlColant 3456789102Gas pxy37, (6)bpgT. (7)outc,边界层靠近炉膛, z 0, : 1),(yx, (8)fTbpg. (9) 40)2()1(3 bbs TGenfa边界层对称界面, z 0, :8,yx. (10)
6、0xGTg膜式壁及边界层交界处, z 0, :9),(yx, (11)rgwqnTk. (12)40)2()1(3 wwsr TGefaq 膜式壁对称边界处, at z 0, :7,5,3,yx. (13)0nTw3.模型的一个典型应用该模型建立后，采用有限单元法进行了数学求解， 研发了相应的 MATLAB 程序， 并应用到具体的应用中予以检验其准确性。3.1 应用案例介绍 应用案例考虑了加拿大不列颠哥伦比亚大学化工系的一个中试循环流化床锅炉， 锅炉炉膛高 7.3 m， 横截面积为 0.152 m 0.152 m。实验用的膜式壁包含 2 组， 每组都含 21.3 mm O.D. and 14.
7、1 mm I.D 的不锈钢管 2 根以及相应长度为 12.8 mm 的翅片。 其中一组的材料为 SS347， 另外一组的材料为 SS316。膜式壁的长度为 1.626 m。传热模型计算中所用的其他参数如下表所示：表 1: 传热模型计算中所用的参数颗粒平均直径 286 m 颗粒灰度 0.85颗粒热容 840 kJ/kgK 颗粒密度 2610 kg/m3颗粒导热系数 1.9 W/mK 颗粒在边界层中下落速度 1.2 m/s38炉膛气固混合物密度 52.5 kg/m3 边界层厚度 10.5 mm边界层气体速度 0.4 m/s 气体层厚度 77.1 m炉膛温度 1077 K 炉膛火焰灰度 0.99膜式
8、壁导热系数 21 W/mK 膜式壁表面灰度 0.90颗粒平均停留时间 翅片区: 2 m; 管束区: 1 m3.2.热流分布z = 1.5 m 处模型预测的横向热流分布如图 3 所示。平均的径向热流分布如图 4 所示。可以看到，热流在高处高，随着颗粒及气体在边界层向下流动，热流随之减少。051015202340560780910 TotalRdin Cuct FinTube Heat flux(kW/m2)Distanc fromest ()图 3: z = 1.5 m 处横向热流分布0.0.51.01.52.036090120150180 condutirai tl Heat flux(kw/
9、m)Height(m) 2.1.51.00.50. z(m)图 4: 径向热流分布3.3 颗粒及气体温度分布z = 1.5 m 处的边界层内气体及膜式壁温度分布如图 5 所示， 边界层内颗粒的温度分布如图 6所示。39图 5： z = 1.5 m 处的边界层内气体及膜式壁温度分布.图 6： z = 1.5 m 处的边界层内颗粒温度分布.4. 模型预测结果与实验数据比较。模型建立并能实现数值求解后，与现有文献所能查到的实验室及工业规模的循环流化床锅炉的传热数据进行了比较，这些文献包括：Wu et al. (1987, 1989); Luan (1997) 及 Luan et al. (2000)
10、; Andersson 和 Leckner (1992); Andersson et al. (1996); Werdermann and Werther, 1994。比较结果表明， 该模型的模拟结果与实验数据吻合得很好。 限于篇幅关系，在此不赘述。5. 结论根据循环流化床锅炉中的“中心边界层”流动结构，将循环流化床内的传热简化为边界层与膜式壁的传热， 建立了一个集成了传导，对流及辐射传热的综合传热模型，模型有有限单元法进行了数值求解。 将该模型应用于一个典型的案例，分析了热流分布，边界层内气体及颗粒的温度分布。与众多的实验室实验数据及工业测试数据的比较证实，该模型能较好地预测循环流化床锅炉内
11、的局部传热。 符号表a 气固混合物吸收系数（灰体） m-1Cpg 气体热容 Jkg-1K-1Cpp 颗粒热容 Jkg-1K-1dp 颗粒直径 meb 炉膛发射率 -ep 颗粒发射率 -ew 膜式壁发射率 -hpg 颗粒气体换热系数 Wm-2K-140kg 气体导热系数 Wm-1K-1kp 颗粒导热系数 Wm-1K-1kw 膜式壁导热系数 Wm-1K-1Qpg 颗粒气体单位体积的对流换热系数 Wm-3T 温度 KTb 炉膛温度 KTg 气体温度 KTp 颗粒温度 KTw 膜式壁温度 K 气固混合物孔隙率 - g 气体密度 kgm-3 p 颗粒密度 kgm-3参考文献Andersson, B.A.
12、, K.E. Brink and L. Gustafsson, “Effects of furnace size on CFB wall heat transfer“, in Circulating Fluidized Bed Technology V, ed. M. Kwauk and J. Li, Science Press, Beijing, 539-544, 1996.Andersson, B. A. and B. Leckner, “Experimental methods of estimating heat transfer in circulating fluidized be
13、d boilers“, Int. J. Heat Mass Transfer, 35, 3353-3362, 1992.Golriz, M. R., “Temperature distribution at the membrane wall of a 165 MWth CFB boiler“, Proceedings of Heat and Mass Transfer in Circulating Fluidized Beds Application to Clean Combustion. Eurotherm Seminar No. 38, Marsilles, France, Novem
14、ber 22-24, 1994.Lockhart, C., J. Zhu, C. M. H. Brereton, C. J. Lim and J. R. Grace, “Local heat transfer, solids concentration and erosion around membrane tubes in a cold model circulating fluidized bed“, Int. J. Heat Mass Transfer, 38, 2403-2410, 1995.Luan, W. Radiative and Total Heat Transfer in C
15、irculating Fluidized Beds. Ph.D dissertation, The University of British Columbia, Vancouver, Canada, 1997.Luan, W., B. D. Bowen, C. J. Lim, C. M. H. Brereton, and J. R. Grace, “Suspension-to-membrane-wall heat transfer in a circulating fluidized bed combustor“, Int. J. Heat and Mass Transfer, 43, 11
16、73-1185, 2000 Werdermann C. and J. Werther, “Heat transfer in large-scale circulating fluidized bed combustors of different sizes“, in Circulating Fluidized Bed Technology IV, ed. A. A. Avidan, AIChE, New York, 428-435, 1994.Werther, J. “Fluid mechanics of large-scale CFB units“, in Circulating Flui
17、dized Bed Technology IV, ed. A. A. Avidan, AIChE, New York, 1-14, 1994.Wu, R. L., J. R. Grace, C. J. Lim, and C. M. H. Brereton, “Suspension-to-surface heat transfer in a circulating fluidized bed combustor“, AIChE J., 35, 1685-1691, 1989.Wu, R. L., C. J. Lim, J. Chaouki and J. R. Grace, “Heat trans
18、fer from a circulating fluidized bed to membrane waterwall surfaces“, AIChE Journal, 33, 1888-1893, 1987.Wu, R. L., C. J. Lim, J. R. Grace and C. M. H. Brereton, “Instantaneous local heat transfer and hydrodynamics in a circulating fluidized bed“, Int. J. Heat Mass Transfer, 34, 2019-2027, 1991.40Zhou, J. J.R. Grace, C.M.H. Brereton, and C.J. Lim, “Influence of membrane walls on particle dynamics in a circulating fluidized bed“, in AIChE J., 42, 3550-3553, 1996.
