雙循環(huán)流化床顆粒循環(huán)流率的冷態(tài)實(shí)驗(yàn)研究與預(yù)測

陳鴻偉， 楊 新， 梁占偉， 許文良， 孫 超

(1. 華北電力大學(xué) 能源動(dòng)力與機(jī)械工程學(xué)院， 河北保定 071003；2. 河北水利電力學(xué)院 教務(wù)處， 河北滄州 061001)

符號(hào)說明：

Hc——收集裝置中的堆積高度，m

ρb——石英砂堆積密度，kg/m3

Gs——快速床中單位面積顆粒循環(huán)流率，kg/(m2·s)

Ssp——立管橫截面積，m2

Sfb——快速床橫截面積，m2

Utr,0.21——dp=0.21 mm顆粒進(jìn)入快速流態(tài)化時(shí)的速度，m/s

dp——顆粒平均粒徑，mm

Ub——鼓泡床流化風(fēng)速，m/s

Utr,0.35——dp=0.35 mm顆粒進(jìn)入快速流態(tài)化時(shí)的速度，m/s

Hb,int——鼓泡床靜床層高度，mm

Ufb,f——快速床一次風(fēng)速，m/s

Utr,0.49——dp=0.49 mm顆粒進(jìn)入快速流態(tài)化時(shí)的速度，m/s

Δt——物料達(dá)到一定高度時(shí)的時(shí)間，s

Ufb,s——快速床二次風(fēng)速，m/s

Umf——臨界流化風(fēng)速，m/s

Xfb,f——快速床中一次風(fēng)量比例

Ufb——快速床總流化風(fēng)速，m/s

dft——返料管直徑，mm

Hb——鼓泡床反應(yīng)器高度，mm

隨著社會(huì)的發(fā)展，人類對(duì)能源的需求量不斷增加，但煤等化石燃料仍是主要的能源供給原料。由于煤特別是優(yōu)質(zhì)煤的儲(chǔ)量不斷下降，劣質(zhì)煤種燃燒產(chǎn)物又存在難以消除的缺點(diǎn)，如何實(shí)現(xiàn)煤的高效清潔燃燒和尋求新的能源替代成為眾多研究者關(guān)注的重點(diǎn)[1]。

我國可再生能源中生物質(zhì)能源儲(chǔ)存豐富，生物質(zhì)氣化技術(shù)的產(chǎn)物熱含量在12～20 MJ/m3，其利用率高，是替代化石能源利用的新型技術(shù)[2]。循環(huán)流化床燃燒作為近幾十年的新興燃燒方式，在熱量、質(zhì)量和強(qiáng)化傳遞過程,固體物料穩(wěn)定循環(huán)及低溫的動(dòng)力控制燃燒等方面具有明顯的優(yōu)勢。在此基礎(chǔ)上，國內(nèi)外學(xué)者耦合不同形式的流化床，進(jìn)行生物質(zhì)氣化研究[3-8]，發(fā)現(xiàn)雙循環(huán)流化床裝置因強(qiáng)化氣化過程中的反應(yīng)分區(qū)，可以有效提高最終產(chǎn)物的生成效率和質(zhì)量。

雙循環(huán)流化床裝置包括鼓泡流化床(生物質(zhì)氣化反應(yīng)區(qū))和快速流化床(燃燒反應(yīng)區(qū))。在鼓泡流化床(以下簡稱鼓泡床)中，生物質(zhì)與水蒸氣等氣化劑進(jìn)行反應(yīng)，生成的CH4、CO和H2等氣化產(chǎn)物經(jīng)分離、凈化裝置后進(jìn)行儲(chǔ)存，而生物質(zhì)未完全氣化的半焦等與惰性熱載體(提供氣化反應(yīng)所需熱量)一并進(jìn)入快速流化床(以下簡稱快速床)，在該區(qū)與空氣混合燃燒，釋放的熱量被熱載體吸收。燃燒形成的飛灰經(jīng)分離裝置后與煙氣進(jìn)入后續(xù)處理裝置，而分離裝置分離下來的熱載體再次進(jìn)入鼓泡床，為氣化反應(yīng)提供熱量，持續(xù)進(jìn)行兩床間的循環(huán)[9]。

雙循環(huán)流化床系統(tǒng)中兩床間合理的物料循環(huán)流率是高效完成生物質(zhì)氣化過程的關(guān)鍵，并在一定程度上反映床內(nèi)運(yùn)行水平[10]。合理的物料循環(huán)流率可維持床內(nèi)流態(tài)穩(wěn)定，保證兩床間較小的溫度差值，提高產(chǎn)氣效率。因此，筆者在自行設(shè)計(jì)的雙循環(huán)流化床冷態(tài)系統(tǒng)上進(jìn)行不同控制參數(shù)和顆粒特性下的顆粒循環(huán)流率實(shí)驗(yàn)研究，分析各參數(shù)對(duì)顆粒循環(huán)流率的影響，并建立其計(jì)算關(guān)聯(lián)式，以期為雙循環(huán)流化床系統(tǒng)的設(shè)計(jì)和運(yùn)行提供參考。

1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

自行設(shè)計(jì)搭建的雙循環(huán)流化床冷態(tài)實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)見圖1。為便于觀察實(shí)驗(yàn)過程中的物料流化現(xiàn)象，選用6 mm厚的有機(jī)玻璃搭建實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，其主要構(gòu)件包括快速床、旋風(fēng)分離器、立管、鼓泡床、下部返料管以及其他輔助裝置。其中鼓泡床為圓柱形，內(nèi)徑為200 mm，高度為2 m；快速床內(nèi)徑為75 mm，高度為6 m；立管內(nèi)徑為50 mm，下端距離鼓泡床布風(fēng)板10 cm，運(yùn)行過程中保證立管下端出口位于物料中；下部返料管內(nèi)徑為30 mm，布置角度為55°，上端進(jìn)口與鼓泡床布風(fēng)板的距離為8 cm。布風(fēng)裝置采用密孔板式，開孔率為25%，開孔直徑為6 mm，為防止物料進(jìn)入風(fēng)室，在密封孔板上鋪設(shè)一層孔徑為160 μm的篩網(wǎng)?？焖俅捕物L(fēng)進(jìn)口布置在距離布風(fēng)板15 cm的高度位置，采用4個(gè)風(fēng)口切向布置的方式，單個(gè)噴口橫截面積為4.906×10-3m2。實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)中不同分區(qū)的送風(fēng)由2臺(tái)風(fēng)機(jī)分別提供，風(fēng)機(jī)型號(hào)為9-26No5.6，送風(fēng)管道上設(shè)有轉(zhuǎn)子流量計(jì)和蝶閥,分別測量和控制空氣流量，調(diào)整不同分區(qū)的流化風(fēng)速。實(shí)驗(yàn)中循環(huán)物料選用石英砂，其真實(shí)密度為2 450 kg/m3，堆積密度為1 480 kg/m3，球形度為0.57，顆粒粒徑范圍為 0.150～0.550 mm，對(duì)其進(jìn)行物料篩分，根據(jù)不同比例配比獲得不同顆粒平均粒徑(dp=0.21 mm、0.33 mm和0.49 mm)的物料。采用吹空法[11-13]對(duì)3種顆粒平均粒徑下的顆粒在本實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)中達(dá)到快速流態(tài)化時(shí)起始輸送速度進(jìn)行測定，可得Utr,0.21=2.85 m/s，Utr,0.33=3.36 m/s，Utr,0.49=4.06 m/s。

1-送風(fēng)機(jī)； 2-蝶閥； 3-轉(zhuǎn)子流量計(jì)； 4-快速床風(fēng)室； 5-鼓泡床風(fēng)室； 6-快速床布風(fēng)板； 7-鼓泡床布風(fēng)板； 8-快速床反應(yīng)區(qū)； 9-旋風(fēng)分離器； 10-立管； 11-物料收集裝置； 12-鼓泡床反應(yīng)區(qū)； 13-旋風(fēng)分離器； 14-下部返料管； 15-二次風(fēng)進(jìn)口

圖1 雙循環(huán)流化床冷態(tài)實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

Fig.1 Cold state test apparatus of a double-circulating fluidized bed

2 實(shí)驗(yàn)方法與物料

實(shí)驗(yàn)時(shí)，首先在鼓泡床中加入一定高度的循環(huán)物料量后開啟風(fēng)機(jī)，調(diào)整風(fēng)量穩(wěn)定后，啟動(dòng)快速床側(cè)風(fēng)機(jī)，依次開啟二次風(fēng)控制蝶閥和一次風(fēng)控制蝶閥，待工況穩(wěn)定后，快速關(guān)閉立管處的收集裝置，該裝置上開有75 μm的小孔，即可順利通過空氣，同時(shí)對(duì)循環(huán)物料進(jìn)行有效收集。測量一定時(shí)間Δt內(nèi)，收集裝置內(nèi)物料所能達(dá)到的高度Hc，根據(jù)物料堆積密度和各裝置的尺寸，最終由式(1)計(jì)算快速床區(qū)域的顆粒循環(huán)流率。實(shí)驗(yàn)過程中各參數(shù)的選取見表1。

(1)

表1 實(shí)驗(yàn)參數(shù)匯總

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 臨界流化風(fēng)速

鑒于不同粒徑區(qū)間物料顆粒的流化特性會(huì)對(duì)雙循環(huán)流化床的物料循環(huán)產(chǎn)生影響，尤其是臨界流化風(fēng)速Umf會(huì)對(duì)不同分區(qū)內(nèi)物料流態(tài)的變化起決定作用，最終影響整個(gè)系統(tǒng)的穩(wěn)定運(yùn)行，因此首先對(duì)表1中3種粒徑顆粒的臨界流化風(fēng)速Umf進(jìn)行測定，在單獨(dú)的鼓泡床中采用“降速”進(jìn)行不同粒徑區(qū)間臨界流化風(fēng)速的測量。具體方法是在實(shí)驗(yàn)開始階段首先通入較高流化風(fēng)速(高于臨界流化風(fēng)速)的空氣，然后逐漸降低流化風(fēng)速，并記錄每個(gè)流化風(fēng)速下的床層壓降，所繪制的壓力-流速特性曲線如圖2所示。

圖2 不同顆粒平均粒徑物料的壓力-流速特性曲線

Fig.2 Pressure-flow rate characteristics curve of materials under differentdp

由圖2可以看出，各粒徑區(qū)間石英砂顆粒均具有較好的流化特性，適合作為雙循環(huán)流化床系統(tǒng)中的流化介質(zhì)，可以強(qiáng)化生物質(zhì)顆粒的流化特性。由圖2還可以看出，dp=0.49 mm、0.33 mm和0.21 mm 3種粒徑區(qū)間物料對(duì)應(yīng)的臨界流化風(fēng)速分別為0.515 m/s、0.246 m/s和0.163 m/s，隨著dp的增大，單顆粒物料重力增加，流化所需的曳力和氣體對(duì)顆粒的浮力增加，從而使完全流化時(shí)對(duì)應(yīng)的Umf相應(yīng)增加[13]。在臨界流化風(fēng)速測定結(jié)果的基礎(chǔ)上對(duì)雙循環(huán)流化床冷態(tài)實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)的各參數(shù)進(jìn)行選取，以保證實(shí)驗(yàn)時(shí)物料完全流化。臨界流化風(fēng)速的測定結(jié)果對(duì)雙循環(huán)流化床氣化、燃燒工況的控制參數(shù)選取具有指導(dǎo)作用，便于整個(gè)顆粒循環(huán)流率的控制。

3.2 鼓泡床流化風(fēng)速的影響

在本實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)中鼓泡床區(qū)域主要進(jìn)行生物質(zhì)氣化反應(yīng)。其反應(yīng)效率與生物質(zhì)顆粒、流化介質(zhì)間的混合和流動(dòng)特性有關(guān)，因此通過實(shí)驗(yàn)來研究鼓泡床流化風(fēng)速對(duì)顆粒循環(huán)流率的影響，實(shí)驗(yàn)方法為固定其他控制參數(shù)，依次改變鼓泡床流化風(fēng)速Ub，測量各流化風(fēng)速下的顆粒循環(huán)流率Gs(見圖3)，其中Hb,int=240 mm，Ufb,f=1.26 m/s，Ufb,s=4.72 m/s。

由圖3可以看出，隨著鼓泡床流化風(fēng)速的增加，顆粒循環(huán)流率呈緩慢增大趨勢，但增幅較小，且在某些工況下出現(xiàn)波動(dòng)。如3種粒徑下顆粒循環(huán)流率增幅最大的為dp=0.49 mm，Ub從0.75 m/s增加到1.22 m/s時(shí)，顆粒循環(huán)流率從14.21 kg/(m2·s)增大到15.5 kg/(m2·s)，增幅僅為9.11%。造成該種現(xiàn)象的原因是實(shí)驗(yàn)條件下Ub大于Umf，整個(gè)床層進(jìn)入完全流化狀態(tài)。即使流化風(fēng)速增加，床層壓力基本保持不變[14]，返料管進(jìn)口處的壓降和提供給物料顆粒在兩床之間循環(huán)的動(dòng)力壓降基本為定值，因而顆粒循環(huán)流率基本保持不變。

圖3 鼓泡床流化風(fēng)速對(duì)顆粒循環(huán)流率的影響

3.3 鼓泡床靜床層高度的影響

鼓泡床靜床層高度Hb,int代表整個(gè)系統(tǒng)內(nèi)循環(huán)物料量，其值的大小影響到床層濃度以及兩床之間的壓差，進(jìn)而影響到顆粒循環(huán)流率的大小。分別對(duì)3種Hb,int下的顆粒循環(huán)流率進(jìn)行實(shí)驗(yàn)測量，得到靜床層高度對(duì)顆粒循環(huán)流率的影響見圖4，其中Ub=0.84 m/s，Ufb,f=0.63 m/s，Ufb,s=4.40 m/s。

由圖4可以看出，隨著Hb,int的增加，3種粒徑顆粒的循環(huán)流率均有不同程度的增大，但增大速率略微不同。以dp=0.21 mm顆粒為例，當(dāng)Hb,int為200 mm時(shí)，顆粒循環(huán)流率為17.43 kg/(m2·s)；當(dāng)Hb,int為240 mm時(shí)，顆粒循環(huán)流率為20.41 kg/(m2·s)；當(dāng)Hb,int為280 mm時(shí)，顆粒循環(huán)流率為21.45 kg/(m2·s)。這是因?yàn)镠b,int增加，引起鼓泡床物料量增加。相同工況下，返料管進(jìn)口處上方的物料數(shù)量和濃度均有不同程度的增大，返料口處的壓力升高，推動(dòng)更多的物料進(jìn)入返料管和快速床中參與循環(huán)。顆粒循環(huán)流率的增大速率存在差異可能與顆粒特性和床體結(jié)構(gòu)等有關(guān)。

圖4 鼓泡床靜床層高度對(duì)顆粒循環(huán)流率的影響

3.4 顆粒平均粒徑的影響

循環(huán)物料顆粒平均粒徑直接體現(xiàn)其流化特性，從而影響到雙循環(huán)流化床系統(tǒng)內(nèi)的顆粒循環(huán)流率。不同工況下顆粒循環(huán)流率與顆粒平均粒徑的關(guān)系見圖5，其中Ub=0.84 m/s,Ufb,f=0.94 m/s，Ufb,s=4.72 m/s。

由圖5可以看出，在3種不同靜床層高度下，隨著dp的增大，顆粒循環(huán)流率減小。當(dāng)Hb,int為240 mm，dp從0.21 mm增大到0.49 mm時(shí)，顆粒循環(huán)流率從22.5 kg/(m2·s)減小至10.77 kg/(m2·s)，減小趨勢明顯，且床層越高時(shí)，顆粒平均粒徑對(duì)顆粒循環(huán)流率的影響越大。這是因?yàn)楫?dāng)顆粒平均粒徑較小時(shí)，顆粒的臨界流化風(fēng)速較小，在相同流化風(fēng)速時(shí)，較多的顆粒能夠經(jīng)返料管進(jìn)入快速床中。在快速床中，又因其具有較小的終端速度，密相區(qū)流化狀態(tài)較好，較多的物料可由飛濺區(qū)進(jìn)入到稀相區(qū)，最終經(jīng)旋風(fēng)分離器，進(jìn)入鼓泡床參與整個(gè)循環(huán)[15]。隨著dp的增大，流動(dòng)阻力相應(yīng)增大，氣固間相對(duì)速度減小，顆粒不易流化，使得可進(jìn)入燃燒室的物料量減少，且燃燒室中能夠進(jìn)入稀相區(qū)參與循環(huán)的物料量減少，都會(huì)導(dǎo)致顆粒循環(huán)流率減小。此外返料管對(duì)顆粒平均粒徑較大顆粒的阻力作用明顯大于對(duì)顆粒平均粒徑較小顆粒的阻力作用，也在一定程度上加劇了顆粒循環(huán)流率的減小趨勢。

圖5 顆粒平均粒徑對(duì)顆粒循環(huán)流率的影響

3.5 快速床配風(fēng)的影響

快速床內(nèi)的風(fēng)分為一次風(fēng)和二次風(fēng)2種形式，2種風(fēng)量比例在一定程度上影響了床內(nèi)顆粒的流動(dòng)特性，從而影響整個(gè)系統(tǒng)內(nèi)的顆粒循環(huán)流率。在快速床給風(fēng)量相同時(shí)，對(duì)不同一次風(fēng)量比例下的顆粒循環(huán)流率進(jìn)行測量。實(shí)驗(yàn)過程中將一次風(fēng)速、二次風(fēng)速統(tǒng)一折算到快速床橫截面積下進(jìn)行計(jì)算。

圖6給出了不同一次風(fēng)量比例Xfb,f對(duì)顆粒循環(huán)流率的影響，其中Ub=0.84 m/s，Ufb=5.68 m/s。由圖6可以看出，當(dāng)快速床總流化風(fēng)速一定時(shí)，隨著一次風(fēng)量比例的增加，顆粒循環(huán)流率總體呈增大趨勢，但增大速率逐漸減小，以dp=0.21 mm，Hb,int=200 mm工況為例，當(dāng)Xfb,f為5.55%時(shí)，顆粒循環(huán)流率僅為7.10 kg/(m2·s)；當(dāng)Xfb,f為11.1%時(shí)，顆粒循環(huán)流率迅速增大至22.42 kg/(m2·s)；而當(dāng)Xfb,f為27.8%時(shí)，顆粒循環(huán)流率只增大了4.42 kg/(m2·s)。其原因可能是一次風(fēng)量的增加將增大飛濺區(qū)出口處的物料濃度，到達(dá)稀相區(qū)和快速床出口的物料量增加，快速床攜帶顆粒的能力增強(qiáng)，參與兩床間循環(huán)的概率增大，從而導(dǎo)致總的顆粒循環(huán)流率增大。另一方面,當(dāng)一次風(fēng)量比例達(dá)到一定程度后，繼續(xù)增加一次風(fēng)量，一次風(fēng)會(huì)對(duì)返料管中物料的進(jìn)入產(chǎn)生一定的阻力，從而控制由返料管進(jìn)入到快速床中的物料量趨于穩(wěn)定，且在總風(fēng)量一定的情況下，因一次風(fēng)作用由飛濺區(qū)進(jìn)入稀相區(qū)的物料量變化不大，最終共同導(dǎo)致顆粒循環(huán)流率增大速率隨快速床總流化風(fēng)速的增加而逐漸變緩。

圖6 快速床中一次風(fēng)量比例對(duì)顆粒循環(huán)流率的影響

當(dāng)dp=0.21 mm，Hb,int=240 mm，Ub=0.84 m/s，Ufb=5.68 m/s時(shí)，不同一次風(fēng)量比例下快速床的壓力分布見表2。由于二次風(fēng)進(jìn)口及其下方壓力波動(dòng)較大，p1為快速床二次風(fēng)進(jìn)口上方2 cm位置處壓力值，p2為快速床出口位置處壓力值，其具體位置布置見圖1。

表2 快速床的壓力分布與壓降

由表2可以看出，隨著快速床中一次風(fēng)量比例的增加，物料通過二次風(fēng)進(jìn)入飛濺區(qū)，參與循環(huán)的總物料量增加，因此快速床進(jìn)口和出口壓力均有一定程度的升高，且整個(gè)快速床的壓降逐漸趨于穩(wěn)定值，這與韓磊[16]的研究結(jié)果一致。實(shí)驗(yàn)工況下壓力的變化過程表明整個(gè)快速床的氣體對(duì)顆粒的攜帶能力趨于飽和，從而導(dǎo)致當(dāng)Xfb,f超過27.8%后，顆粒循環(huán)流率增大不明顯。

3.6 快速床總流化風(fēng)速的影響

快速床總流化風(fēng)速主要對(duì)快速床中物料濃度和流動(dòng)特性等產(chǎn)生影響，從而影響顆粒循環(huán)流率。采用依次增加二次風(fēng)速(保證一次風(fēng)速為固定值)的方法研究快速床總流化風(fēng)速對(duì)顆粒循環(huán)流率的影響，結(jié)果見圖7，其中Ub=0.84 m/s。

由圖7可以看出，顆粒循環(huán)流率隨著快速床總流化風(fēng)速的增加而增大，且在較小風(fēng)速下的增幅較大，達(dá)到某一風(fēng)速后，顆粒循環(huán)流率的增幅逐漸變緩。以dp=0.49 mm，Hb,int=200 mm，Ufb,f=0.63 m/s為例，當(dāng)快速床總流化風(fēng)速從5.04 m/s增加至5.36 m/s時(shí)，顆粒循環(huán)流率增大了4.496 kg/(m2·s)；而在快速床總流化風(fēng)速從5.36 m/s增加至6.00 m/s的過程中，顆粒循環(huán)流率只增大了2.140 kg/(m2·s)。其原因是快速床總流化風(fēng)速(二次風(fēng)速)增加在一定程度上減小了快速床稀相區(qū)物料濃度，導(dǎo)致快速床整體壓降降低，與鼓泡床間的相對(duì)壓降升高，提供給物料循環(huán)的動(dòng)力增加。在快速床總流化風(fēng)速較小時(shí)，其值的改變對(duì)稀相區(qū)物料濃度的影響較大，從而使得兩床間相對(duì)壓降較高，驅(qū)動(dòng)較多物料進(jìn)行循環(huán)，故顆粒循環(huán)流率增幅較大；而在快速床總流化風(fēng)速較大時(shí)，其值的改變對(duì)稀相區(qū)物料濃度的影響減弱，相對(duì)壓降變化不再明顯，因而顆粒循環(huán)流率的增幅逐漸變緩。

圖7 快速床總流化風(fēng)速對(duì)顆粒循環(huán)流率的影響

3.7 顆粒循環(huán)流率預(yù)測

雙循環(huán)流化床冷態(tài)實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)中顆粒循環(huán)流率與鼓泡床流化風(fēng)速、靜床層高度、顆粒平均粒徑、快速床總流化風(fēng)速及一次風(fēng)量比例有關(guān)，在已測得的各工況下顆粒循環(huán)流率數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上，采用多元回歸方法建立計(jì)算關(guān)聯(lián)式：

(2)

顆粒循環(huán)流率實(shí)驗(yàn)值與模型預(yù)測值的比較見圖8。由圖8可以看出，兩者的誤差在-18.2%～20.4%，說明該關(guān)聯(lián)式能夠較好地預(yù)測顆粒循環(huán)流率，可為雙循環(huán)流化床系統(tǒng)的設(shè)計(jì)和運(yùn)行控制提供參考。

圖8 顆粒循環(huán)流率實(shí)驗(yàn)值與模型預(yù)測值的比較

4 結(jié) 論

(1) 隨著鼓泡床流化風(fēng)速的增加，顆粒循環(huán)流率變化不明顯；隨著快速床中一次風(fēng)量比例和總流化風(fēng)速的增加，顆粒循環(huán)流率均增大，但達(dá)到一定值后，其增幅逐漸變緩。

(2) 顆粒循環(huán)流率與鼓泡床靜床層高度和顆粒平均粒徑均有一定關(guān)系，隨著靜床層高度的增加而增大，隨顆粒平均粒徑的增大而減小，且顆粒平均粒徑的影響程度較大。

(3) 通過對(duì)各工況實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行回歸，建立了顆粒循環(huán)流率的預(yù)測模型關(guān)聯(lián)式，由關(guān)聯(lián)式計(jì)算所得的顆粒循環(huán)流率與實(shí)驗(yàn)值的誤差在-18.2%～20.4%，該關(guān)聯(lián)式能夠較好地預(yù)測顆粒循環(huán)流率，可為雙循環(huán)流化床系統(tǒng)的設(shè)計(jì)和運(yùn)行控制提供參考。

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[1] 滕吉文, 喬勇虎, 宋鵬漢. 我國煤炭需求、探查潛力與高效利用分析[J].地球物理學(xué)報(bào), 2016, 59(12): 4633-4653.

TENG Jiwen, QIAO Yonghu, SONG Penghan. Analysis of exploration, potential reserves and high efficient utilization of coal in China[J].ChineseJournalofGeophysics, 2016, 59(12): 4633-4653.

[2] SHRESTHA S, ALI B S, HAMID M D B. Cold flow model of dual fluidized bed: a review[J].RenewableandSustainableEnergyReviews, 2016, 53: 1529-1548.

[3] 陳鴻偉, 張志才, 李忠猛, 等. 錐形布風(fēng)板雙循環(huán)流化床顆粒循環(huán)流率研究及預(yù)測[J].動(dòng)力工程學(xué)報(bào), 2013, 33(12): 920-925.

CHEN Hongwei, ZHANG Zhicai, LI Zhongmeng, et al. Study and prediction on solids circulation rate in dual circulating fluidized bed with cone air distributor[J].JournalofChineseSocietyofPowerEngineering, 2013, 33(12): 920-925.

[4] CHU C Y, HWANG S J. Attrition and sulfation of calcium sorbent and solids circulation rate in an internally circulating fluidized bed[J].PowderTechnology, 2002, 127: 185-195.

[5] 韓超一, 吳文龍, 陶蕾, 等. 雙循環(huán)流化床提升管中氣固流動(dòng)特性及接觸效率研究[J].石油煉制與化工, 2016, 47(3): 16-24.

HAN Chaoyi, WU Wenlong, TAO Lei, et al. Study on gas-solid flow characteristics and contact efficiency in dual-loop circulating fluidized bed riser[J].PetroleumProcessingandPetrochemicals, 2016, 47(3): 16-24.

[6] 耿察民, 鐘文琪, 邵應(yīng)娟, 等. 雙循環(huán)流化床顆粒分布特性的三維數(shù)值模擬[J].中國科學(xué)院大學(xué)學(xué)報(bào), 2016, 33(2): 258-264.

GENG Chamin, ZHONG Wenqi, SHAO Yingjuan, et al. 3D computational simulation of solid distribution characteristics in dual circulating fluidized bed[J].JournalofUniversityofChineseAcademyofSciences, 2016, 33(2): 258-264.

[7] 陳鴻偉, 劉煥志, 李曉偉, 等. 雙循環(huán)流化床顆粒循環(huán)流率試驗(yàn)與BP神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)預(yù)測[J].中國電機(jī)工程學(xué)報(bào), 2010, 33(32): 25-29.

CHEN Hongwei, LIU Huanzhi, LI Xiaowei, et al. Experimental research on solids circulation rate in a double fluidized bed and BP neural network prediction[J].ProceedingsoftheCSEE, 2010, 33(32): 25-29.

[8] 韓磊, 于曠世, 朱治平, 等. 雙循環(huán)流化床冷態(tài)實(shí)驗(yàn)研究[J].鍋爐技術(shù), 2011, 42(1): 26-30.

HAN Lei, YU Kuangshi, ZHU Zhiping, et al. Cold experimental studies on dual circulating fluidized beds[J].BoilerTechnology, 2011, 42(1): 26-30.

[9] KAUSHAL P, PR?LL T, HOFBAUER H. Model development and validation: co-combustion of residual char, gases and volatile fuels in the fast fluidized combustion chamber of a dual fluidized bed biomass gasifier[J].Fuel, 2007, 86(17/18): 2687-2695.

[10] GENG Chaming, SHAO Yingjuan, ZHONG Wenqi, et al. Experiments on particles flow in a dual circulating fluidized bed with symmetrical structure[J].PowderTechnology, 2016, 304: 81-88.

[11] 李佑楚, 陳丙瑜, 王鳳鳴, 等. 快速流態(tài)化的流動(dòng)[J].化工學(xué)報(bào), 1979, 30(2): 143-152.

LI Youchu, CHEN Bingyu, WANG Fengming, et al. The dynamics of fast fluidization[J].CIESCJournal, 1979, 30(2): 143-152.

[12] RYU H J, LIM N Y, BAE D H, et al. Minimum fluidization velocity and transition velocity to fast fluidization of oxygen carrier particle for chemical-looping combustor[J].HwahakKonghak, 2003, 41(5): 624-631.

[13] 金涌, 祝京旭, 汪展文, 等. 流態(tài)化工程原理[M]. 北京: 清華大學(xué)出版社, 2001: 25-63.

[14] 楊士春, 劉榮厚. 流化床流態(tài)化質(zhì)量影響因素[J].農(nóng)業(yè)工程學(xué)報(bào), 2009, 25(3): 205-208.

YANG Shichun, LIU Ronghou. Effect of influencing factors on fluidization quality of fluidized bed[J].TransactionsoftheCSAE, 2009, 25(3): 205-208.

[15] SHIN H H, CHU C Y, HWANG S J. Solids circulation and attrition rates and gas bypassing in an internally circulating fluidized bed[J].Industrial&EngineeringChemistryResearch, 2003, 42(23): 5915-5923.

[16] 韓磊. 雙循環(huán)流化床冷態(tài)實(shí)驗(yàn)研究[D]. 北京: 中國科學(xué)院工程熱物理研究所, 2010: 32-41.