傳熱系數(shù)計算方法

1、第四章 循環(huán)流化床鍋爐爐內(nèi)傳熱計算循環(huán)流化床鍋爐爐膛中的傳熱是一個復(fù)雜的過程， 傳熱系數(shù)的計算精度直接影響了受熱面 設(shè)計時的布置數(shù)量， 從而影響鍋爐的實際出力、 蒸汽參數(shù)和燃燒溫度。 正確計算燃燒室受熱面 傳熱系數(shù)是循環(huán)流化床鍋爐設(shè)計的關(guān)鍵之一，也是區(qū)別于煤粉爐的重要方面。隨著循環(huán)流化床燃燒技術(shù)的日益成熟， 有關(guān)循環(huán)流化床鍋爐的爐膛傳熱計算思想和方法的 研究也在迅速發(fā)展。許多著名的循環(huán)流化床制造公司和研究部門在此方面也做了大量的工作， 有的已經(jīng)形成商業(yè)化產(chǎn)品使用的設(shè)計導(dǎo)則。但由于技術(shù)保密的原因， 目前國內(nèi)外還沒有公開的可以用于工程使用的循環(huán)流化床鍋爐爐膛傳熱計算方法，因此對它的研究具有重要的學(xué)

2、術(shù)價值和實踐意義。清華大學(xué)對 CFB 鍋爐爐膛傳熱作了深入的研究，長江動力公司、華中理工大學(xué)、浙江大 學(xué)等單位也對 CFB 鍋爐爐膛中的傳熱過程進行了有益的探索。根據(jù)已公開發(fā)表的文獻報導(dǎo)， 考慮工程上的方便和可行， 本章根椐清華大學(xué)提出的方法， 進一步分析整理， 作為我們研究的 基礎(chǔ)。為了了解 CFB 鍋爐傳熱計算發(fā)展過程，也參看了巴蘇的傳熱理論和計算方法，浙江大 學(xué)和華中理工大學(xué)的傳熱計算與巴蘇的相近似。清華的傳熱理論及計算方法循環(huán)流化床傳熱分析CFB鍋爐與煤粉鍋爐的顯著不同是CFB鍋爐中的物料（包括煤灰、脫硫添加劑等）濃度Cp大大高于煤粉爐， 而且爐內(nèi)各處的濃度也不一樣， 它對爐內(nèi)傳熱起著

3、重要作用。 為此首先需要計 算出爐膛出口處的物料濃度Cp,此處濃度可由外循環(huán)倍率求出。而爐膛不同高度的物料濃度則由內(nèi)循環(huán)流率決定， 它沿爐膛高度是逐漸變化的，底部高、 上部低。近壁區(qū)貼壁下降流的溫 度比中心區(qū)溫度低的趨勢, 使邊壁下降流減少了輻射換熱系數(shù)； 水平截面方向上的橫向攪混形 成良好的近壁區(qū)物料與中心區(qū)物料的質(zhì)交換, 同時近壁區(qū)與中心區(qū)的對流和輻射的熱交換使截 面方向的溫度趨于一致, 綜合作用的結(jié)果近壁區(qū)物料向壁面的輻射加強, 總輻射換熱系數(shù)明顯 提高。在計算水冷壁、雙面水冷壁、屏式過熱器和屏式再熱器時需采用不同的計算式。物料濃 度 Cp 對輻射傳熱和對流傳熱都有顯著影響。燃燒室的平均

4、溫度是床對受熱面換熱系數(shù)的另一 個重要影響因素。 床溫的升高增加了煙氣輻射換熱并提高煙氣的導(dǎo)熱系數(shù)。 雖然粒徑的減小會 提高顆粒對受熱面的對流換熱系數(shù), 在循環(huán)流化床鍋爐條件下, 燃燒室內(nèi)部的物料顆粒粒徑變 化較小,在較小范圍內(nèi)的粒徑變化時換熱系數(shù)的變化不大, 在進行滿負荷傳熱計算時可以忽略, 但在低負荷傳熱計算時,應(yīng)該考慮小的顆粒有提高傳熱系數(shù)的能力。爐內(nèi)受熱面的結(jié)構(gòu)尺寸， 如鰭片的凈寬度、 厚度等， 對平均換熱系數(shù)的影響也是非常明顯 的。 鰭片寬度對物料顆粒的團聚產(chǎn)生影響； 另一方面， 寬度與擴展受熱面的利用系數(shù)有關(guān)。根據(jù)實驗研究，可以歸納出循環(huán)流化床鍋爐燃燒室受熱面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的計算方法。C

5、FB鍋爐爐膛受熱面的吸熱量按下式計算:(4-1) 式中 Q傳熱量，W;K基于煙氣側(cè)總面積的傳熱系數(shù)，W/m 2 K;T溫差，K;H煙氣側(cè)總面積，m2o1-;工質(zhì)側(cè)熱阻和受受熱面結(jié)構(gòu)尺寸對傳熱的影響傳熱系數(shù)K按式(4-2)計算，其中分母包括四部分熱阻：煙氣側(cè)熱阻1 Haso熱面本身熱阻;；以及附加熱阻f Hf1as(4-2)式中b 煙氣側(cè)向壁面總表面的名義換熱系數(shù)，W/m2 K;f工質(zhì)側(cè)換熱系數(shù)，W/m 2 K,可按蘇1973年熱力計算標(biāo)準(zhǔn)求取;Ht 煙氣側(cè)總面積,Hf工質(zhì)側(cè)總面積，m2；as附加熱阻，m2 K/W;1管子厚度，m ;受熱面金屬導(dǎo)熱系數(shù)，W/m 2 K;(4-3)b P(1)11

6、式中 P鰭片面積系數(shù)，P 旦如HtHfin 鰭片面積,m2；Ht受熱面外部面積， m2o式中p Hfm Ht s 1s, d管子節(jié)距、外徑,鰭片利用系數(shù),th( h ) h與受熱面受熱情況、關(guān)，可表示為(4-6)(4-4)(2 1)dm，見圖4-1。(4-5)膜式壁鰭片結(jié)構(gòu)尺寸和材料等有) (1 s b)JN b(hJ：邊壁流-式中 N受熱情況，單面受熱N=1，雙面受熱N=2;h實際鰭片高度圖4-1爐膛受熱面結(jié)構(gòu)簡圖(4-7)鰭片厚度，m;s受熱面污染系數(shù)，取為;h 折算高度，m：(4-8)h ” 一-效高度，m :(4-9)根據(jù)實驗和運行數(shù)據(jù)，可得到鰭片寬度系數(shù)與結(jié)構(gòu)尺寸的關(guān)系:2ss(4-

7、10)0.1659 +0.3032+0.8608dda煙氣側(cè)換熱系數(shù)，見式(4-15):as附加熱阻，在計算耐火材料涂層受熱面時考慮:as(4-11)a aa受熱面耐火層厚度， m;a 受熱面耐火層導(dǎo)熱系數(shù),a a。 a/aW/m - K,按式(4-12)計算:(4-12)式中 30、a1系數(shù);fa耐火層平均溫度，K,按式(4-13)計算:fwfffw(4-17)(4-13)Ta (Tb Tw)/2式中 fb煙氣側(cè)溫度，K;fw受熱面壁面溫度,K,見式(4-17):受熱面外內(nèi)面積比為(4-14)(2 ) 1 1d 2 1式中 1管壁厚度，m;s 管節(jié)距，m ;鰭片厚度,m。CFB鍋爐煙氣側(cè)換熱

8、系數(shù) b按兩者的線性疊加，則有爐膛煙氣物料兩相混合物向壁面的換熱包括對流和輻射兩部分,(4-15)式中r 輻射換熱系數(shù),W/m 2 K,見式(4-16):c對流換熱系數(shù),W/m 2 K,見式(4-26):2 2(fb fw )(fbfw )(4-16)式中Boltzmann 常數(shù);fw水冷壁管壁溫度，按式(4-17)計算:式中ff受熱面內(nèi)工質(zhì)溫度,K。水冷壁管壁內(nèi)外側(cè)溫差式中式中Tw 0.7N0-7TbTfHfinHf1000(4-18)Tb煙氣側(cè)溫度，K;Tf受熱面內(nèi)工質(zhì)溫度，K;N受熱情況，1或2 ;w 導(dǎo)熱影響系數(shù)，w=+(4-19)金屬導(dǎo)熱系數(shù)，W/m 2 K;壁面與煙氣側(cè)的系統(tǒng)黑度可

9、寫作式(4-20)的形式:(4-20)式中 b 煙氣側(cè)黑度,按式(4-21)計算:w 壁面黑度,一般為。(4-21)式中p 固體物料黑度，由式(4-22)計算:在氣固兩相中，煙氣側(cè)黑度包括顆粒黑度和煙氣黑度兩部分:P g pg bg 煙氣黑度，由式(4-24)計算:(4-22)式中B系數(shù)，各向同性反射時為，漫反射顆粒為22-，本文中取為-33Ps(1sP)B物料表面平均黑度，與固體顆粒的濃度有關(guān)，可表示為(4-23)s 1 exp CCpB式中C常數(shù)；C為;Cp物料空間濃度，kg/m3。(4-24)g 1 exp kgSg煙氣輻射減弱系數(shù) k可按下式簡單計算:kg0.55 2rH2o0.1 1

10、(4-25)(ltzJL；(4-33)式中，rH2o 煙氣中水蒸氣份額;r 煙氣中三原子氣體份額;sg煙氣輻射厚度，近似為下降流厚度,對流換熱系數(shù)由煙氣對流和顆粒對流兩部分組成，即(4-26)式中C 煙氣對流換熱系數(shù)，W/m 2 K，計算見式(4-27);p 顆粒對流換熱系數(shù)，計算見式(4-28)。(4-27)geg Vf07式中Cg 煙氣對流系數(shù)，46J/m3 K;vf煙氣速度， m/s。p Cp(Vf)0.5Poc(4-28)式中Vf煙氣速度，m/s，該項為顆粒對流強度與顆粒粒徑的直接修正;p。 c初始流態(tài)條件下顆粒對流理論換熱系數(shù)，其值與顆粒的粒度、溫度、受熱面布置有天；Ce 顆粒對流系

11、數(shù)，按式(4-29)計算:Ce1 exp CpcCp(4-29)式中Cpc顆粒系數(shù),Cp爐膛局部物料濃度，kg/m3；ni常數(shù)，。根據(jù)第二章中上部快速床的分析,則受熱面所在位置的濃度與其高度位置密切相關(guān),用于傳熱的平均濃度關(guān)聯(lián)到受熱面的平均2.0咼度，則雙面水冷壁、屏過、屏再局部物料濃度Cp按式(4-30)計算：Cp42CppHpzexp量帶特2(4-30)式中Cpp實際溫度下爐膛出口處0.02.03.04.05.06.0流化速度m/s圖4-2特征攜帶量0.557.0特征物料濃度，kg/m 3;該數(shù)值可以根據(jù)圖 4-2選定，并根據(jù)經(jīng)驗予以修正。Hlt爐膛總高度，m ;Hpz雙面水冷壁屏再或屏過

12、總高度，水冷壁物料濃度 Cp按式(4-31)計算:CCp42 Hlt h1 dh eXp2.8 exp4.2C pp(4-31)式中h1爐膛下部冷灰斗錐體計算高度(從布風(fēng)板算起)，m；d h 梯形段上直段耐火層高度,m。按清華方法對一臺440 t/h貧煤CFB鍋爐的計算用清華方法對按某國外引進程序設(shè)計的鍋爐解影響傳熱的因素和影響關(guān)系。該爐為燃燒貧煤的輸入數(shù)據(jù)及計算結(jié)果進行了分析校核，以便了440 t/h CFB鍋爐，100%,、50%負荷的計算結(jié)果見表4-1-表4-4。此外，按清華方法對一臺440 t/h無煙煤、行了同樣的傳熱計算，結(jié)果示于表4-10。440 t/h煙煤、480 t/h褐煤CF

13、B鍋爐爐膛也進100%負荷全爐膛傳熱量計算結(jié)果的校核在上節(jié)中已經(jīng)求出水冷壁、雙面水冷壁、屏過、屏再四部分受熱面所吸收的熱量。其和應(yīng)等于鍋爐熱平衡計算中在爐內(nèi)的傳熱量。Qi：Q1Bj (Qnet,ar100 q3 q4 q6 c .Qk I ff100 q4I yx I fh )(4-32)0.995 51105.625492 100 O.5 3 O.3100 32076.5 256 1114392.1750850 1638283051650 kJ/h83305165010003600231.4 MW以新鄉(xiāng)440 t/h鍋爐主循環(huán)回路作為對象，熱平衡爐內(nèi)傳熱量其中QkBn I rk(1.2 0.

14、050.06)(12)(482 4.1816)(0.05 0.06) 34.3 4.182060.68 15.8 2076.5 kJ/kg式中Iff回料器及冷渣器反回風(fēng)帶入的熱量,kJ/kg；lyx主循環(huán)回路出口 （分離器出口）煙氣焓，煙溫883 C查溫焓表，當(dāng)過量空氣系數(shù)時，lyx 2665.04 4.181611144.2 kJ/kg。|fh離開主循環(huán)回路（分離器出口）的飛灰?guī)ё叩臒犰?，kJ/kgIAarAsh1 fh afh100化 d C fh kJ/kg100-Cfh 100-q4(4-34)式中afh飛灰份額，%;Aar 燃料中灰份， %；Ash加石灰石產(chǎn)生的灰份;Cfh 飛灰可燃

15、物含量，%;(Cu ) fh飛灰熱繪,kJ/kg。將具體數(shù)據(jù)代入式（3-34）后得:18.46 4.2100100Ifh0.51 1)0扁歸7 805 92.17 kJ/kg爐膛傳熱計算中爐內(nèi)四種受熱面總的吸熱量為:（水冷壁）+（水冷屏）+（屏過）+（屏再）=，該數(shù)值與爐內(nèi)熱平衡計算的傳熱量MW相差小于%，故可以結(jié)束計算。低負荷傳熱計算一般的，煤粉爐當(dāng)處于低負荷運行時，相對于正常負荷時，爐膛中的水冷壁受熱面顯得過 大，導(dǎo)致爐內(nèi)溫度水平大大降低，爐膛出口溫度也下降。為了維持低負荷時汽溫仍保持在額定 范圍內(nèi)，在設(shè)計鍋爐時，除了額定工況的計算外，還必須進行70%、50%負荷的計算，這時一般要大大增加

16、過熱器及再熱器受熱面，以保證低負荷時溫壓大大降低的情況下仍能達到汽溫的要求。但對于循環(huán)流化床鍋爐，低負荷時，煙氣流速減小，煙氣攜帶固體的能力下降，可使理論燃燒溫度上升（參照下一節(jié)），從而可以彌補由于在低負荷時相對于正常負荷時過大的水冷壁受 熱面而造成的煙氣過度冷卻。 同時，也可以降低水冷壁的傳熱系數(shù)，使?fàn)t膛出口溫度較少變化，從而維持過熱汽溫達到額定值。低負荷傳熱計算一般進行 75%和50%額定負荷計算。下面討論幾個工況參數(shù)的變化情況。（1）床層溫度cc和爐膛出口溫度 It100%負荷時由于內(nèi)外物料循環(huán)流量較高，爐膛上下乃至于整個主循環(huán)回路的溫度基本一致。但低負荷時爐內(nèi)，物料循環(huán)流率顯著降低，趨

17、向于鼓泡床，故床層溫度顯著高于爐膛出口溫度。這時為了求得床層溫度，就得進行分段計算，進行密相區(qū)傳熱計算。而為了求得爐膛出口溫度仍可以進行全爐膛計算。(2)密相區(qū)燃燒率為了進行分段計算，就需要知道密相區(qū)的燃燒率、上升和下降的物料量和物料溫度。經(jīng)分析，低負荷時燃燒工況向鼓泡床轉(zhuǎn)化，故燃燒率a應(yīng)大于正常運行時的鍋爐為例，正常運行時取 m,低負荷時取a。m。以 100 MWe 級 CFB(3)上升與下降循環(huán)物料的溫差考慮循環(huán)物料量降低，故上升與下降物料的溫差也應(yīng)減小，取為3 C。(4)煙氣速度U0煙氣速度受煤耗量 Bj和煙氣體積(由于a增加，體積增加)和煙氣溫度Qpj的影響，一般低 負荷時煙氣速度下降

18、。以100 MWe機組為例，100%負荷時U0= m/s ; 75%負荷時U0= m/s; 50%負荷時Uo= m/s。(5)上升的循環(huán)物料量由于負荷降低，分離器效率降低，故循環(huán)物料量也相應(yīng)比滿負荷時要降低。降低多少可以通過校核計算求知。就是說，根據(jù)鍋爐說明書給出低負荷時的床溫 的床溫來反求循環(huán)物料量。e cc或根據(jù)實際運行時測出至于下降和上升的循環(huán)物料量比m也只能通過校核計算求得。從50%負荷實際計算看出密相區(qū)燃燒率變化對物料濃度影響不大，而改變下降與上升的物料量比m值則對物料濃度影響很敏感。m減少，則物料濃度 Cp減小很多。物料濃度除按上述校核計算求取外，可按式(4-35)計算。GCp2.

19、83 旦(4-35)Gs可由資料根據(jù)煙氣速度求取，例如圖73Cp2.836.23 kg/m3。3.185-2。假定煙氣速度為 m/s，貝y Gs 7 ,則U0(6)分離器分離效率n低負荷時由于煙氣量減少，則分離器進口煙氣速度降低，因而使分離器效率降低， 從而導(dǎo)致循環(huán)量Glc和物料濃度Cp減少。(7)煙氣輻射層厚度s煙氣輻射層厚度Sg隨著負荷的下降而下降，可參照資料計算，但它對傳熱影響不是很大。以440 t/h鍋爐為例所進行的 50%負荷全爐膛計算結(jié)果見表4-1-表4-4。其中4種受熱面總計傳熱量為+= MW ;而根據(jù)熱平衡計算爐內(nèi)傳熱量為MW ,誤差為6%。表4-5為相關(guān)的440 t/h鍋爐5

20、0%負荷性能參數(shù)計算結(jié)果。由于床層溫度是可控制量，因此計算中通常假定某個低于滿負荷的溫度作為計算依據(jù)。此為基礎(chǔ)，進行爐膛傳熱計算，得到爐膛出口煙氣溫度。為便于計算， 在積累了大量經(jīng)驗的基 礎(chǔ)上，低負荷計算可以根據(jù)經(jīng)驗確定床底溫度，第五章表 5-11給出了經(jīng)驗總結(jié)結(jié)果，是可以 用于設(shè)計計算的。表4-1 某440t/h CFB鍋爐100%、50%負荷全爐膛水冷壁傳熱計算項目符號單位100%負荷50%負荷煙氣速度Vfm/s床側(cè)溫度TbK11851012受熱面內(nèi)工質(zhì)溫度TfK613613管節(jié)距Sm管外徑dm鰭片厚度5m管壁厚5 1m物料濃度Cppkg/m3爐膛總高度Hitm爐膛下部計算高度Hpgm梯形

21、段上直段耐火層高度Hnhm局部物料空間濃度Cpkg/m3顆粒對流理論換熱系數(shù)0cpW/m2 K100100煙氣中水蒸汽份額rH2O%煙氣中三原子氣體份額r工%煙氣側(cè)水冷壁總面積Htm212031203工質(zhì)側(cè)換熱系數(shù)a fW/m2 K1500015000實際設(shè)計運行系數(shù)*Xiu1 11受熱面受熱情況N單面1、雙面211煙氣輻射厚度Sm壁面黑度 w受熱面金屬導(dǎo)熱系數(shù)入W/m2 K受熱面壁面污染系數(shù) sm2 K/W受熱面耐火層厚度5 am100100涂層水冷壁面積m2常數(shù)B1/22/3232/3Boltzmann 常數(shù)(7W/m2 K4煙氣對流系數(shù)*C%55鰭片寬度系數(shù)*卩耐火材料系數(shù)Aa0耐火材料

22、系數(shù)Bai續(xù)表4-1 某440t/h CFB鍋爐100%、50%負荷全爐膛水冷壁傳熱計算項目符號單位100%負荷50%負荷顆粒對流系數(shù)Cc顆粒對流理論換熱系數(shù)PcW/m2K煙氣對流換熱系數(shù)gcW/m2 K對流換熱系數(shù)aW/m2 K煙氣輻射減弱系數(shù)k物料表面平均黑度ps固體物料黑度煙氣黑度g床層黑度系統(tǒng)黑度受熱面管壁溫差TwK管外壁溫度TwK輻射換熱系數(shù)aW/m2 K換熱系數(shù)aW/m2 K鰭片高度hm折算高度*hm有效高度*h”m鰭片厚度系數(shù)*v折算厚度*s參數(shù)3鰭片利用系數(shù)n鰭片面積比（P）Hfin/Ht名義床側(cè)換熱系數(shù)bW/m2 K受熱面內(nèi)外面積比Ht/Hf壁面平均溫度*TwK受熱面內(nèi)外溫差

23、*TK受熱面耐火層平均溫度*TaK受熱面耐火層導(dǎo)熱系數(shù)*bW/m2 K附加熱阻%s傳熱系數(shù)KW/m2K光管水冷壁受熱面吸熱量QggMW涂層水冷壁傳熱系數(shù)KW/m 2 K涂層水冷壁吸熱量QtcMW水冷壁受熱面總吸熱量QMW表4-2 某440t/h CFB鍋爐100%、50%負荷雙面水冷壁全爐膛傳熱計算項目單位符號100%負荷50%負荷煙氣速度Vfm/s床側(cè)溫度TbK11851058受熱面內(nèi)工質(zhì)溫度TfK613613管節(jié)距Sm管外徑dm鰭片厚度5m管壁厚5 1m物料濃度Cppkg/m3爐膛總高度Hltm雙面水冷壁總高度Hssm2727局部物料空間濃度Cpkg/m3顆粒對流理論換熱系數(shù)0cpW/m2

24、 K100100煙氣中水蒸汽份額rH2O%煙氣中三原子氣體份額rs%煙氣側(cè)水冷壁總面積Htm2260260工質(zhì)側(cè)換熱系數(shù)a fW/m2 K1500015000實際設(shè)計運行系數(shù)*Xu1 11受熱面受熱情況N單面1、雙面222煙氣輻射厚度Sm壁面黑度 w受熱面金屬導(dǎo)熱系數(shù)入W/m2 K受熱面壁面污染系數(shù) sm2 K/W受熱面耐火層厚度5 am100100涂層水冷壁面積m2常數(shù)B1/22/3Boltzmann 常數(shù)(7W/m2 K4鰭片寬度系數(shù)*耐火材料系數(shù)Aa0耐火材料系數(shù)Ba1煙氣對流系數(shù)*CcgW/m 2 K, 4555續(xù)表4-2 某440t/h CFB鍋爐100%、50%負荷雙面水冷壁全爐膛

25、傳熱計算項目單位符號100%負荷50%負荷顆粒對流系數(shù)CP顆粒對流理論換熱系數(shù)PcW/m2 K煙氣對流換熱系數(shù)gcW/m2 K對流換熱系數(shù)aW/m2 K煙氣輻射減弱系數(shù)k物料表面平均黑度ps固體物料黑度P煙氣黑度床層黑度b系統(tǒng)黑度受熱面管壁溫差TwK管外壁溫度TwK輻射換熱系數(shù)aW/m2 K換熱系數(shù)aW/m2 K鰭片高度hm折算高度*hm有效高度*h”m鰭片厚度系數(shù)*v折算厚度*s參數(shù)3鰭片利用系數(shù)n鰭片面積比（P）Hfin/Ht名義床側(cè)換熱系數(shù)bW/m2 K受熱面內(nèi)外面積比Ht/Hf壁面平均溫度*TwK受熱面內(nèi)外溫差*TK受熱面耐火層平均溫度*TaK受熱面耐火層導(dǎo)熱系數(shù)*治W/m2 K附加熱

26、阻%s傳熱系數(shù)KW/m 2 K受熱面吸熱量QggMW涂層雙面水冷壁傳熱系數(shù)KW/m2 K涂層雙面水冷壁吸熱量QtcMW雙面水冷壁總吸熱量QMW表4-3 某440t/h CFB鍋爐100%、50%負荷 屏過全爐膛傳熱計算項目單位符號100%負荷50%負荷煙氣速度Vfm/s床側(cè)溫度TbK11651058受熱面內(nèi)工質(zhì)溫度TfK719721管節(jié)距Sm管外徑dm鰭片厚度Sm管壁厚81m物料濃度Cppkg/m3爐膛總高度Hitm雙面水冷壁總高度Hssm2222局部物料空間濃度cpkg/m3顆粒對流理論換熱系數(shù)0cpW/m2 K100100煙氣中水蒸汽份額rH2O%煙氣中三原子氣體份額r刀%煙氣側(cè)總面積Ht

27、m2工質(zhì)側(cè)換熱系數(shù)aW/m2 K38502555實際設(shè)計運行系數(shù)*Xu111受熱面受熱情況N單面1、雙面222煙氣輻射厚度Sm壁面黑度Sw受熱面金屬導(dǎo)熱系數(shù)入W/m 2 K3232受熱面壁面污染系數(shù)Sm2 K/W受熱面耐火層厚度&m100100涂層水冷壁面積m2耐火材料系數(shù)Aa0耐火材料系數(shù)Ba1常數(shù)B1/22/3Boltzmann 常數(shù)aW/m2 K4鰭片寬度系數(shù)*桟煙氣對流系數(shù)*CCgW/m 2 K, 4555續(xù)表4-3 某440t/h CFB鍋爐100%、50%負荷屏過全爐膛傳熱計算項目單位符號100%負荷50%負荷顆粒對流系數(shù)CP顆粒對流理論換熱系數(shù)PcW/m2 K煙氣對流換熱系數(shù)g

28、cW/m2 K對流換熱系數(shù)acW/m2 K煙氣輻射減弱系數(shù)k物料表面平均黑度ps固體物料黑度煙氣黑度g床層黑度系統(tǒng)黑度受熱面管壁溫差TwK管外壁溫度TwK輻射換熱系數(shù)arW/m2 K換熱系數(shù)aW/m2 K鰭片高度hm折算高度*hm有效高度*h”m鰭片厚度系數(shù)*v折算厚度*s參數(shù)3鰭片利用系數(shù)n鰭片面積比（P）Hfin/H t名義床側(cè)換熱系數(shù)bW/m2 K受熱面內(nèi)外面積比Ht/Hf壁面平均溫度*TWK受熱面內(nèi)外溫差*TK受熱面耐火層平均溫度*Ta_K受熱面耐火層導(dǎo)熱系數(shù)*W/m2 K附加熱阻s傳熱系數(shù)KW/m 2 K光管受熱面吸熱量QggMW爐膛涂層屏過傳熱系數(shù)KW/m 2 K涂層屏過吸熱量Qt

29、cMW屏過總吸熱量QMW表4-4 某440t/h CFB鍋爐100%、50%負荷屏再全爐膛傳熱計算項目單位符號100%負荷50%負荷煙氣速度Vfm/s床側(cè)溫度TbK11651058受熱面內(nèi)工質(zhì)溫度TfK748738管節(jié)距Sm管外徑dm鰭片厚度Sm管壁厚&m物料濃度Copkg/m3爐膛總高度Hltm屏再總高度Hpzm2222局部物料空間濃度Cpkg/m3顆粒對流理論換熱系數(shù)0cpW/m2 K100100煙氣中水蒸汽份額rH2O%煙氣中三原子氣體份額r刀%煙氣側(cè)總面積Htm2工質(zhì)側(cè)換熱系數(shù)aW/m2 K1303895實際設(shè)計運行系數(shù)*Xu111受熱面受熱情況N單面1、雙面222煙氣輻射厚度Sm壁面

30、黑度w受熱面金屬導(dǎo)熱系數(shù)入W/m2 K受熱面壁面污染系數(shù)m2 K/W受熱面耐火層厚度m100100涂層水冷壁面積m2耐火材料系數(shù)Aa0耐火材料系數(shù)Bai常數(shù)B1/22/3Boltzmann 常數(shù)aW/m2 K4鰭片寬度系數(shù)*桟煙氣對流系數(shù)*Cgc55續(xù)表4-4 某440t/h CFB鍋爐100%、50%負荷屏再全爐膛傳熱計算項目單位符號100%負荷50%負荷顆粒對流系數(shù)CP顆粒對流理論換熱系數(shù)P cW/m2 K煙氣對流換熱系數(shù)g cW/m2 K對流換熱系數(shù)acW/m2 K煙氣輻射減弱系數(shù)k物料表面平均黑度ps固體物料黑度煙氣黑度g床層黑度系統(tǒng)黑度受熱面管壁溫差TwK管外壁溫度TwK輻射換熱系數(shù)

31、arW/m2 K換熱系數(shù)aW/m2 K鰭片高度hm折算高度*hm有效高度*h”m鰭片厚度系數(shù)*v折算厚度*s參數(shù)3鰭片利用系數(shù)n鰭片面積比（P）Hfin/H t名義床側(cè)換熱系數(shù)bW/m2 K受熱面內(nèi)外面積比Ht/Hf壁面平均溫度*TWK受熱面內(nèi)外溫差*TK受熱面耐火層平均溫度*TaK受熱面耐火層導(dǎo)熱系數(shù)*石W/m2 K附加熱阻%s傳熱系數(shù)KW/m 2 K光管受熱面吸熱量QggMW爐膛涂層屏再傳熱系數(shù)KW/m2 K涂層屏再吸熱量QcMW屏再總吸熱量QMW表4-5440 t/h鍋爐50%負荷性能參數(shù)計算結(jié)果名稱符號單位數(shù)據(jù)碳Car%氫Har%氧Oar%氮Nar%硫Sar%灰Aar%水Mar%爐膛出

32、口過?？諝庀禂?shù)a灰中CaCQ含量CaCO 3%70灰中MgCO3含量MgCO 3%灰中H2O含量n2o%灰中雜質(zhì)含量n雜質(zhì)%脫硫率ns%90石灰石耗量Bshkg/s實際煤耗量Bkg/s計算煤耗量Bj一次風(fēng)率Y密相區(qū)燃燒率s爐膛溫度0煙氣平均溫度0pjK理論空氣量VoNm3/kg理論含水量Vh2ONm3/kg理論含氮量VN2Nm3/kg三原子氣體含量VRO2Nm3/kg煙氣體積VyNm3/kg爐膛深度am7爐膛寬度bm布風(fēng)板截面深度abm布風(fēng)板截面寬度bbm可燃氣體未完全燃燒熱損失q3%可燃氣體未完全燃燒熱損失q3ft1固體未完全燃燒熱損失q4%稀相區(qū)空截面煙氣速度Uym/s截面熱負荷qf密相區(qū)

33、空截面煙氣速度（S）uymm/s密相區(qū)空截面空氣速度ukm分離器入口截面寬度a2m續(xù)表4-5440 t/h鍋爐50%負荷性能參數(shù)計算結(jié)果名稱符號數(shù)據(jù)單位分離器入口截面深度b2m分離器個數(shù)Gfi2個分離器入口煙氣速度ufim/s分離效率n%飛灰份額afh燃料份額Aar%飛灰可燃物1Cfh15%固體未完全燃燒損失q4%石灰石耗量（說明書給出）Bshkg/s實際煤耗量Bkg/s循環(huán)倍率R煙氣量Gykg/kg飛灰攜帶率M shkg/kg煙氣溫度Ty785C脫硫率%含硫量Sar%脫硫后產(chǎn)生的硫酸鈣MCaSO4kg/kg 煤鈣硫比Ks2石灰石耗量（用公式計算得）Bshkg/kg硫酸鈣在石灰石中份額n3aC

34、O3%硫酸鎂在石灰石中份額nMgCO3%其它雜質(zhì)M shkg/kg未反應(yīng)CaO及其它雜質(zhì)McaOkg/kg石灰石反應(yīng)產(chǎn)生的灰量Ashkg/kg標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)物料濃度Penkg/Nm3物料濃度Pckg/m3停留時間計算（440 t/h鍋爐）爐膛深度am爐膛寬度bm錐體高度h96m錐體角316o稀相區(qū)咼度h2m煙氣速度U0m/s煙氣停留時間Ts氣體未完全燃燒損失q3%續(xù)表4-5440 t/h鍋爐50%負荷性能參數(shù)計算結(jié)果名稱符號單位數(shù)據(jù)灰渣熱損失q6%熱空氣溫度0C199理論熱空氣焓IrkkJ/kg1721理論冷空氣焓IlkkJ/kg爐膛出口過量空氣系數(shù)a-空預(yù)器出口過量空氣系數(shù)侏”-爐膛漏風(fēng)系數(shù)at-

35、制粉系統(tǒng)漏風(fēng)系數(shù)azf-一次風(fēng)率Y二次風(fēng)率Y%回料器出口風(fēng)溫0hlC739冷渣器出口風(fēng)溫10zC130回料器出口風(fēng)焓IhlkJ/kg1037冷渣器出口風(fēng)焓IlzkJ/kg回料器熱風(fēng)份額3%冷渣器熱風(fēng)份額3%回料器熱風(fēng)帶入熱量Ih1kJ/kg冷渣器熱風(fēng)帶入熱量IlzkJ/kg計算煤耗量Bjkg/h出口煙氣溫度0C739出口煙氣焓IyqkJ/h10380熱空氣焓QrkkJ/kg爐膛內(nèi)放熱量（kJ/h）QltkJ/h5爐膛內(nèi)放熱量（MW）QltMWCFB鍋爐理論燃燒溫度計算以某440 t/h鍋爐為例計算。每1 kg煤的爐內(nèi)放熱量Q Q net,ar100 q4100 Qk Ih(4-36)式中Qne

36、t,ar25500 kJ/kg ；Qk空氣帶入的熱量，Qk =2706 kJ/kg;I h每1 kg燃料帶入的循環(huán)灰焓,kJ/kg。如循環(huán)倍率為R = 24,從分離器返回的灰溫度取為900 C?；业撵?C812 kJ/kg。故 Ih R (C )h 24 812 19488 kJ/kg。)h在900 C時為則 Q 25500 100 320701948846293 kJ/kg。100為求煙氣焓和煙氣中的灰焓，必須先假定理論燃燒溫度。若理論燃燒溫度為 的焓(C )h在1200 C時為1200 C?；?261 kJ/kg煙氣焓=VyT Cmh T ChTa(Vy Cmh Ch)(4-37)由熱平衡

37、計算可知每 1kg燃料的煙氣質(zhì)量為156.6714.19611.04 kg/kg。1每1 kg煙氣所占Nm3是0.748 ,1.3366由此每1 kg燃料的煙氣體積 Vy為X = Nm3/kg。1200 C時的煙氣焓取為(C )yq1900 kJ/ Nm3。令式(4-31b)與式(4-31a)相等，則TaQ 100 q4 Q IQnet,arQk I h100Vy Cy mh Ch462938.2324旦1200 120046空 121038.25C。循環(huán)灰量減少，當(dāng)變?yōu)楣呐荽矔r當(dāng)負荷降低時熱風(fēng)溫度降低，熱焓降低到1114，另外，假定減少到0,假定此時的理論燃燒溫度為1800C。煙氣焓(C )

38、h在1800 C時為2990 kJ/kg, 則此時的Qnetar-0嚴(yán) QkTa按下式計算：Ta 100Vy Cy25500 0.97 11148.23299018002584913.71887 C。可見當(dāng)CFB鍋爐負荷降低時，理論燃燒溫度升高，由大約1210 C升高到1887 C。這是CFB 鍋爐低負荷穩(wěn)燃的基礎(chǔ)。考慮分離器后燃時的傳熱計算飛灰可燃物有時到分離器后繼續(xù)燃燒，特別是對于貧煤，在絕熱分離器內(nèi)繼續(xù)燃燒，使出口煙氣溫度較進口煙溫升高3070Co如果在傳熱計算時不考慮這種現(xiàn)象將會給運行帶來嚴(yán)重后果。顆粒如前一章所述，在如下條件下，會出現(xiàn)后然現(xiàn)象：燃料在爐膛出口前由于燃料品質(zhì)、度、爐膛溫

39、度和停留時間影響，未能完全燃燒，而到絕熱分離器內(nèi)又具備繼續(xù)燃燒的條件；對 于極低揮發(fā)份的無煙煤，VdafV 68%, 種觀點認為，雖然在分離器內(nèi)有停留時間，但是由于溫度不夠高、顆粒度偏大，可能不再燃燒而排出，成為飛灰可燃物；但另一種觀點認為后燃現(xiàn)象可能更嚴(yán)重，見圖4-3?！昂笕肌爆F(xiàn)象特別表現(xiàn)在物料粒度dv所占份額較大時發(fā)生，如果小于的顆粒份額不是很大，則“后燃”的影響就很??；對于后燃問題，采用冷卻式分離器，可以 使后燃釋放的熱量得到及時吸收，使循環(huán)物料的溫度得到有效控制。為便于考慮后燃進行設(shè)計，可將主循環(huán)回路作為計算對象，以分離器出口的煙溫UfL代替爐膛出口的煙溫U L進行熱平衡，(即是修正出

40、口煙氣焓”yx和飛灰焓)，這時爐膛出口煙氣帶走 的熱焓增大，飛灰焓也增大，而傳給爐膛內(nèi)受熱面的熱量則相對減少。根據(jù)實際運行的數(shù)據(jù)， 正常運行條件下，在給煤粒度分布滿足圖 5-30圖5-38時，采用絕熱分離器的鍋爐，分離器中的溫升可按圖4-3確定。即爐膛中受熱面的傳熱按著的爐膛溫度進行計算，而分離器出口帶走的熱量，按著圖4-3考慮，其中，分離器溫升 t(4-38)t = Ptp式中，tp根據(jù)煤種按圖 4-3(a)查取。P修正系數(shù)，按圖4-3(b)查取。若采用冷卻式分離器，則分離器出口的溫度可能略有下降，一般在22oC。進入尾部對流豎井的煙溫應(yīng)改為考慮后燃的分離器出口煙溫UfL,為了平衡尾部的吸熱

41、量應(yīng)減少對流過熱器及再熱器的面積，并增加省煤器的面積，以防排煙溫度升高。Q什升溫器離分-25601530燃料揮發(fā)份含量45Vdaf %O03045607590負荷率%50520ci=P數(shù)系正修(a)(b)圖4-3絕熱分離器溫升由于目前除中國外，大部分 對較低燃料時，若沒有考慮后燃， 超溫問題，同時維持排煙溫度不再提高，CFB以燃燒褐煤為多，后然現(xiàn)象非常弱。但是燃燒揮發(fā)份相 則勢必導(dǎo)致尾部對流受熱面的超溫，排煙溫度偏高。為解決 人們試圖減少布置爐膛上部的再熱器或過熱器的受熱面積。但是，僅僅通過改變爐膛中的再熱器及過熱器受熱面積，則將導(dǎo)致主循環(huán)回路吸熱量下降，溫度上升，抵消了吸熱量下降的趨勢，效果

42、不明顯。這在濟寧運河、新鄉(xiāng)、開封、淄博等 幾個電廠的實踐中得到驗證?？梢?，由于進入尾部煙道的煙氣溫度偏高、傳熱溫壓偏大，對流受熱面的吸熱量大大超過設(shè)計值，所以減少對流再熱受熱面和過熱受熱面，才能夠把再熱器噴水量和過熱器噴水量減下來，同時增加省煤器受熱面積， 有助于調(diào)整蒸發(fā)受熱面與過熱、再熱受熱面吸熱比例的失調(diào)，還可把排煙溫度降下來。巴蘇的傳熱理論及計算方法發(fā)展快速床中床對壁面的傳熱模型的主要困難，是由于對快速床流體特性的了解不夠,過，普遍認為熱量傳導(dǎo)給由沿壁面下滑的固體顆粒不穩(wěn)定薄層，從而形成熱力邊界層，對于12 MWe的鍋爐，該邊界層厚度為100 mm,鍋爐容量越大，邊界層也越厚，分析靠近壁

43、面氣固兩相的質(zhì)量、動量和能量平衡情況， 可以得到床向壁面?zhèn)鳠岬脑敿毲闆r，該過程的分析是比較復(fù)雜的。P Basu與Subbarao發(fā)展的顆粒團交替模型，與上述熱力邊界層模型相比就顯得比 較簡單。盡管該模型比較粗糙，但用它來解釋許多快速床中所觀察到的傳熱現(xiàn)象卻十分有效?？焖俅仓邪ê稚⒐腆w顆粒（固體顆粒分散相）的連續(xù)上升氣相和相對密的顆粒團兩部 分。顆粒團與固體顆粒分散相交替地與床壁面接觸，假定S c是被顆粒團覆蓋的壁面面積的平均百分率，用hconv表示對流傳熱系數(shù)，hr表示輻射傳熱系數(shù)，則壁面的時均傳熱系數(shù)可表示 為hconv與hr之和，即：h=hconv+hr= 3 c(hc+hcr)+(1- c)(hd+hdr)(4-39)式中 hc顆粒團與的對流傳熱系數(shù);hdr固體顆粒分散相的輻射傳熱系數(shù);hc顆粒團的對流傳熱系數(shù);hdr固體顆粒分散相的輻射傳熱系數(shù)。在任何時刻，循環(huán)流化床鍋爐的壁面一部分被顆粒團所覆蓋，其余部分則暴露在固體顆粒分散相中，顆粒團覆蓋壁面，其時間平均覆蓋率3 c可