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1、第三章循环流化床锅炉中煤粒的燃烧课件第三章 循环流化床锅炉中煤粒的燃烧3.1 循环流化床锅炉中煤粒的燃烧过程加入流化床的煤粒将经过如下过程：干燥和加热；挥发分析出和燃烧；膨胀和一级破碎；焦炭燃烧和二级破碎、磨损。图3-1定性地给出了煤粒燃烧所经历的各个过程。图3-1 煤粒燃烧所经历的各个过程3.1.1 干燥和加热 当新鲜煤粒被送入流化床后立即被大量灼热的床料所包围并被加热至接近床温，加热速率在1001000 /s的范围。影响加热速率的因素不少，其中之一为煤的粒度，粒度大则加热速率小。3.1.2 挥发分析出及燃烧挥发分析出过程是指煤分解并产生大量气态物质的过程。挥发分由多种碳氢化合物组成，并在不

2、同阶段析出。挥发分的第一个稳定析出阶段大约发生在温度500600 的范围内。第二个析出阶段则在温度8001000 的范围内。实际上挥发分析出和燃烧是重叠进行的，很难把两个过程的时间区分开来。因此，较有实际意义的方法是测试挥发分析出和燃烧时间。1980年Pillai对12种不同的煤在鼓泡流化床中的挥发分火焰持续时间进行了测试，得出了挥发分析出燃烧时间和煤的初始直径间的经验公式： (3-1)式中 tV挥发分析出燃烧时间，s；煤的初始直径，mm；p指数，在0.320.8之间；a常数，与成反比，在0.2222之间。挥发分燃烧在氧和未燃挥发分的边界上呈扩散火焰，燃烧过程通常是由界面处挥发分和氧的扩散所控

3、制的。对于煤粒，扩散火焰的位置是由氧的扩散速率和挥发分析出速率所决定的。氧的扩散速率低，火焰离煤粒表面的距离就远。对于粒径大于1 mm的大颗粒煤，挥发分析出时间与煤粒在流化床中的整体混合时间具有相同的量级。因此，在循环流化床锅炉中，在炉膛顶部有时也能观察到大颗粒煤周围的挥发分燃烧火焰。3.1.3 煤粒在流化床中的破碎特性破碎特性是煤粒在进入高温流化床后其粒度发生急剧减小的一种性质。煤粒破碎的直接结果是在煤粒投入床内后很快形成大量的细小粒子，特别是一些可扬析粒子的产生会影响锅炉的燃烧效率。此外，煤粒的破碎也显著改变了给煤的粒度分布。单用原始的燃料粒度分布预计煤的燃烧过程，会偏离实际情况。煤粒的破

4、碎会使流化床内的燃烧热分配(即密相区的燃烧份额和稀相区的燃烧份额)偏离设计工况，进而影响到流化床锅炉的运行。因此，了解煤粒在高温流化床中的破碎特性具有现实意义。Massimilla等人发现了煤粒破碎在流化床燃烧系统中的重要性，并提出了“一级破碎”的概念，即认为一级破碎是由于挥发分逸出产生的压力和孔隙网络中挥发分压力增加而引起的。而Sundback等人根据他们对单颗燃料粒子破碎特性的研究结果进一步提出了“二级破碎”的概念，即二级破碎是由于作为颗粒的联结体形状不规则的联结“骨架”(类似于网络结构)被烧断而引起的破碎。流化床中破碎和磨耗主要是由机械和热力两种因素造成的。机械影响是指碰撞和磨损，如煤颗

5、粒之间；煤颗粒与床料(砂、灰石灰石等)；煤颗粒与流化床炉膛壁面；煤颗粒与床内受热面；由于床内煤的数量较少(12%)，因此煤颗粒之间的碰撞和磨损机率较小。热力影响是指由于化学反应而发生的许多化学变化(热解)和物理变化(破碎和磨耗)时，等温和非等温热分解引起的热力影响，所有这些都取决于床温、加热速率、煤质、煤颗粒尺寸、时间、压力、流化速度和O2浓度等。简单地讲，煤颗粒在流化床内的爆裂特性是指煤粒在进入高温流化床后，其粒度发生急剧减小的一种性质。而就流化床内粒度变化而言，引起的因素除爆裂外，还有颗粒与剧烈运动的床层间磨损以及颗粒与埋管受热面的碰撞等。事实上，对爆裂和磨耗很难确切区分，磨耗就其本质而言

6、是一种缓慢的破碎过程，它着重于固体颗粒间的机械摩擦作用，作用的结果是颗粒表面粗糙不平的物质以磨耗细小颗粒形式分离，因此影响颗粒磨耗的主要因素是颗粒表面的结构特性、机械强度以及外部操作条件等，磨耗的过程贯穿于整个燃烧过程。而燃料颗粒的爆裂则主要是自身因素引起的使粒度变化的过程，并且具有短时间内快速改变粒度的特点。煤粒在进入高温流化床后，受到炽热床料的快速加热，首先是水分蒸发，然后当煤粒温度达到热解温度时，煤粒发生脱挥发分反应，由于热解的作用，颗粒物理化学特性发生急剧的变化，对有些高挥发分煤，热解期间将伴随一个短时发生的拟塑性阶段，即颗粒在热解期间经历了固体转化为塑性体，又由塑性体转化为固体的过程

7、。对于大颗粒煤来讲，由于温度的不均匀性，颗粒表面部分最早经历这一转化过程，即在颗粒内部转化为塑性体时，颗粒外表面可能已经固化。因此，随着热解的进行以及热解产物的滞留作用，颗粒内部将产生明显的压力梯度，一旦压力超过一定值，已固化的颗粒表层可能会崩裂形成破碎，而对于低挥发分劣质煤，塑性状态虽不明显，但颗粒内部的热解产物需克服致密的孔隙结构才能从煤粒中逸出，因此颗粒内部亦会产生较高的压力。另外，颗粒投入床内受到高温粒子群的挤压、大颗粒内部温度分布的不均匀引起的热应力以及流化床中气泡上升引起的压力波动均会影响到燃料颗粒的爆裂特性。爆裂过程是比较复杂的。煤颗粒进入流化床后会经历一个热解，破碎和燃烧的过程

8、最后变为许多以灰分为主的颗粒，这一过程可以根据不同的破碎机理区分为一次爆裂，二次破碎，渗透破碎和磨耗等现象，如图3-2所示。由于挥发分在煤颗粒内析出并产生较大的压力，从而导致颗粒爆裂破碎成具有一定粒径分布的碎片，这一现象称为煤颗粒的一次爆裂。某些煤种的颗粒在这一过程中会有膨胀现象发生。经历过热解过程以后，煤颗粒基本变为焦炭颗粒，由于燃烧反应和颗粒碰撞的综合作用，颗粒网络结构中某些联结部分可以断开，破碎为更小联结的焦炭颗粒，这一过程称为二次爆裂。图3-2 流化床燃烧中的颗粒破碎现象焦炭颗粒在继续燃烧时会形成具有一定孔隙率的灰壳，由于氧气的渗透作用其碳核会逐渐趋于燃尽，使得整个颗粒的孔隙率不断加大

9、，当孔隙率增大到某个临界值后，整个颗粒就会崩溃，变为许多更小的以灰分为主的颗粒(一般称为灰颗粒)，这就是渗透破碎现象。在许多文献中应用渗透理论模拟，运用Monte-Carlo方法计算，或直接通过实验测得了前述的孔隙率临界值，其范围为0.70.8。在煤颗粒的热解和燃烧全过程中还始终存在着磨耗现象，它是由于固体颗粒间的碰撞磨擦而造成的颗粒表面的磨损现象，其特征是由颗粒表面剥落下来许多微粒。图3-2对这几种现象作了形象的描绘。3.1.4 破碎机理分析与定量表征尽管研究了各种煤的爆裂特性(包括热解和焦炭燃烧时)，但是很少有研究者提出一些机理来解释观察到的颗粒爆裂。热解时的爆裂已经公认为与挥发分的析出有

10、关，石油焦颗粒和热解后的南非烟煤焦炭颗粒在流化床中不发生爆裂，而南非煤颗粒在热解时发生爆裂，这些数据表明，热解过程中的爆裂与挥发分的析出密切相关，至少对于烟煤来说是这样的。仔细研究Acampora和Chione的爆裂实验数据发现，很明显，热解时的爆裂不仅仅是挥发分含量或煤质的函数，除了Snibston烟煤外，Nout/Nin(破碎比，即爆裂后收集到的颗粒数与给煤颗粒数之比)都随着煤质的提高或挥发分含量的降低而升高，按爆裂的程度排序为：无烟煤烟煤褐煤。随着挥发分含量减少，爆裂程度增加的原因可能是与煤的孔隙结构有关。由于颗粒的内部压力(此压力为挥发分析出速率与传输速率之差的函数)对于一个毫米级的颗

11、粒可达3000atm，当煤的结构无法承受巨大的内部压力时就会发生爆裂。变形的烟煤在热解过程中的爆裂也可能与颗粒内部的较高压力有关。热解过程中烟煤的变形产生了一种无法穿透的孔结构，这种孔结构导致当挥发分析出时在塑性物质内部形成高压区。Simons认为变形的烟煤颗粒之所以会爆裂是因为这种塑性颗粒不可能在结构上承受高达10atm的内部压力。Ragland和Weiss以及Daw和Krishnan都观察到烟煤在热解时的爆裂，尽管Daw和Krishnan认为爆裂是由于内嵌的灰片和黄铁矿。这样，热解时一次爆裂就是内嵌内部压力的函数，至少某种程度上是。焦炭燃烧时发生的二次爆裂比热解时的一次爆裂理解的要少。Ra

12、gland和Weiss以及Beer都认为Montana褐煤颗粒在燃烧时的二次爆裂是在热解阶段就预先注定的，因为热解后的颗粒内部通常都有裂隙，也许这些颗粒在流化床中的扰动下发生破碎，或者O2渗透至颗粒内部的裂隙，当裂隙之间的焦炭被烧掉之后就破碎了。图3-3 一次爆裂的三种类型Kerstein和Niksa假设完全被氧气渗透的颗粒，当其孔隙率达到7080%时，就会发生爆裂，这种爆裂机理也可以应用于未被完全渗透的颗粒。当被O2渗透的颗粒的外壳的孔隙率达到临界孔隙率时，会发生外围爆裂。在流化床中燃烧的大焦炭颗粒的氧气渗透深度与颗粒半径相比很小，因为一个大焦炭颗粒在它燃烧的整个过程就象一个收缩的球体，因此

13、，Kerstein和Niksa提出的爆裂机理可能有利于解释发生于颗粒外围的次要的爆裂，以及当氧气渗透深度可以与颗粒半径相比时的燃烧后期的主要爆裂。Sundback根据热解后的焦炭颗粒外观及简单的传热模型的结果，热解时颗粒的爆裂机理如下：三种爆裂可以观察到：F型、FC型和CS型，如图3-3所示。它们分别构成煤爆裂主要和次要的机理。典型地，F型爆裂形成一个大的焦炭颗粒和一个或多个较小的焦炭颗粒(2mm或更小)，CS型爆裂会形成两种焦炭颗粒，一个较圆的颗粒和一个或多个壳片(0.51.0mm厚)，FC型爆裂形成的颗粒一般为25mm，F型和CS型很可能发生在煤为塑性的阶段，因为一层床砂附着于焦炭的暴露表

14、面，并且所有焦炭表面均略为发圆。F型发生在煤的塑性阶段之后，因为焦炭颗粒破裂面上既没有床砂附着，形状也不圆。F型爆裂机理与颗粒外表面的流动性有关，因为煤只在150350K大小的温度范围内呈现塑性状态，一个7mm的颗粒的径向流动性不是相同的，因为热解时颗粒内部存在一个较大的温度梯度一个7mm颗粒的周围的塑性壳的厚度大约为1mm(根据简单的传热模型)，这种高流动性的壳片会被床内的床料颗粒和气流的作用而从主体颗粒上撕裂下来，而流动性差或未软化的部分保持原样，计算的塑性壳的厚度(1mm)与实验中测得的壳片的厚度一致。CS型爆裂与颗粒的流动性及其内部的压力有关。如果颗粒的流动性较差，则挥发分只能塑性的煤

15、慢慢逸出，以致于使得颗粒内部的压力升高，Simons指出变形的颗粒的爆裂可能发生于较高压力下。实验证实了CS型爆裂的机理，颗粒爆裂前，其内部压力较高，这与实验中听到的爆裂声一致，而且壳片的厚度(0.51.0mm)与估算的颗粒外围的塑性壳的厚度一样。此外，随着塑性颗粒流动性的降低(煤的预氧化程度提高)，CS型爆裂发生的频率相对于F型提高了。最后，FC型爆裂与焦炭颗粒的宏观结构有关。未爆裂的Kentucky9焦炭颗粒内部有较大的裂隙，并且焦炭很脆，FC型爆裂发生于类似的裂隙。因此发生于焦炭燃烧之时的爆裂，可以基于以下四个机理：渗透破碎：在化学反应控制的反应中，当颗粒的孔隙率达到7080%时，渗透破

16、碎可能发生。如果颗粒未被O2完全渗透，当颗粒外壳的孔隙率达到临界孔隙率时，也会发生外围破碎。化学选择性破碎：由于无机质和各岩相组分在颗粒内部并非均匀分布，所以煤颗粒的反应性也不可能是完全相同的，如果颗粒内部反应性强的部分优先氧化，那么在较高转化率时可能发生爆裂。床内扰动：流化床内的剧烈扰动、掺混也可能导致破碎的发生。颗粒宏观结构的氧化：热解后的焦炭颗粒通常内部有较大的孔隙(裂隙)，如果这些裂隙足够大，氧能够完全渗透进去，那么当裂隙之间的颗粒物质被燃尽时，就有可能发生破碎。图 3-4 破碎比Nf随时间变化的曲线破碎产生的炭粒一般将保留在床内，而磨损产生的炭粒则很快扬析掉，当风速加大时，由破碎产生

17、的细颗粒的扬析粒度也就增大了。Chirone和Massimilla等人对南非煤做了试验，并记Nin为投入的煤粒数，Nout为破碎后的煤粒总数，得出了破碎比Nf(Nout/Nin)随时间变化的曲线，如图3-4所示。煤粒在流化床中的破碎，对挥发分的析出有一定影响。Stubington等人认为，由于煤种的不同，煤粒的破碎特性也不同，但破碎总是发生在挥发分析出的早期。破碎增加了挥发分的析出率，减少了挥发分的析出时间。煤粒在流化床中受到高强度的加热，其破碎程度较大，因而挥发分析出时间更短。前面提到的破碎比Nf值的大小一定程度上反映了煤粒的破碎特性，其值越大表示单位颗粒的破碎数越多。但Nf值不能全面反映煤

18、的破碎特性，它无法体现破碎后的粒度组成。还须结合分析其破碎后的粒度分布来判断，为此再引入第二个参数粒度变化率Fd。其定义式为： (3-2)式中 Xi某粒度范围内的质量比率；di某粒度范围的平均直径，mm；d0投入时原始煤粒直径，mm。从式(3-2)可以看出，粒度变化率Fd综合反映了破碎后的粒度分布。显然，Fd值越小，破碎后的粒度越细，也即破碎程度越厉害。综上所述，破碎比Nf和粒度变化率Fd各体现了破碎的一个方面，如结合起来分析，可全面判断煤粒在流化床内的破碎特性。为此浙江大学引入一个综合的破碎指数Fs，其定义式为： (3-3)从式(3-3)可以看出，破碎比Nf越大，破碎后粒度变化率Fd越小，则

19、Fs越大，表明该煤种的破碎程度越严重；反之，Nf越小、Fd越大，即破碎指数Fs越小，表示破碎程度越轻。因此式(3-3)确定的破碎指数能正确反映流化床内燃料颗粒破碎的实际情况，可作为区分不同煤种破碎特性的判据，即具有相近破碎指数值的煤种其破碎特性也基本相同。煤粒的破碎主要是在煤热解期间，由挥发分析出所产生的热应力的不均匀和内部压力造成的。煤粒在投入高温床内后，颗粒外层已不能承受内部挥发分析出造成的压力和颗粒的热应力，破碎也就发生了。随着煤粒尺寸的增加，破碎程度加剧。这是因为，粒度增大后，热解引起的压力梯度以及颗粒内部温度不均匀性问题更加突出，也就是说，大粒度的煤比小粒度的煤更易破碎。床层温度主要

20、是通过影响挥发分析出过程而对煤粒的破碎特性产生影响的。煤种对一次爆裂特性也有重要影响。一般地，随着挥发份含量的升高，爆裂程度增强；灰份对爆裂程度有双重影响，一方面增加颗粒不均匀，形成内部分界面，加剧一次爆裂，另一方面灰份又可以提高颗粒的强度；碳含量对爆裂特性的影响与挥发份含量的影响恰恰相反。一次爆裂最直接的结果就是影响了固体颗粒在流化床内的粒度分布，进而对物料的扬析夹带过程、床内传热过程、煤和焦炭颗粒的燃烧过程以及燃烧室内热负荷的分布都有重要的影响。爆裂前后颗粒的粒度分布有较明显的变化，初始给煤的粒度分布较窄，而爆裂后焦炭颗粒的粒度分布要比原煤宽。而且，原煤的粒度越大，原煤粒度分布和爆裂后焦炭

21、的粒度分布差别越大，爆裂后焦炭的粒度范围越大。爆裂后的焦炭颗粒中，相当大的一部分质量集中于较大的碎片，而小颗粒虽然数量较多，但是其所占的质量份额却很低。3.1.5 煤粒的磨损图3-5 磨损机理图(a) 纯机械磨损 (b) 有燃烧的磨损流化床中被扬析的煤颗粒的来源有3个：原始给煤中的细颗粒；煤在挥发分析出阶段破碎形成的细颗粒；在燃烧的同时，由于磨损造成的细颗粒。DAmore等人认为，与原始给煤中的细粒量相比，磨损和破碎对细粒的产生起着决定作用。Chirone等人把磨损又分为纯机械磨损和有燃烧的磨损两种，它们的磨损机理见图3-5。他们发现，在有燃烧的情况下发生的磨损比纯机械磨损要严重得多。有燃烧时

22、的焦炭磨损率可表达为下式： (3-4)式中 (uc-Gs/B)焦炭颗粒与床料间的平均相对速度，m/s；mc焦炭的质量，kg；dc焦炭的直径，m；Ka磨损速率常数；uc焦炭颗粒速度，m/s；B床层(床内固体物料)的密度，B=s(1-)，kg/m3；s颗粒密度，kg/m3；Gs床内的固体粒子循环流率，kg/(m2s)；mattr有燃烧时的焦炭磨损速率，kg/s。总之，破碎的发生可使挥发分析出速率增加，对早期的着火和燃烧有利；破碎和磨损的结果可产生更多的扬析粒子。细粒子有利于燃烧，但由于停留时间的减少，对难燃煤种可能造成更多的飞灰可燃物损失。事实上，煤的磨耗对循环流化床燃烧过程的影响是非常重要的，因

23、为它是燃烧过程焦炭反应活性失活的重要原因。研究发现，煤粉炉飞灰中残碳的反应性的降低与焦炭中碳的散乱微晶结构的有序程度即焦碳分子定向排列特征尺寸的大小有明显的关联。高温条件下，碳结构有序化程度随时间逐步提高，10001800C下热解短短2s反应性便下降30到50倍。但是在CFB燃烧条件下，尽管温度并不高，但仍然存在失活的现象。若以标准实验条件下TGA在500oC下等温得到的平均反应速率作为反应活性的指标，对四个煤种的焦炭在管式炉热解过程中的反应性变化进行测量，得到典型的结果见图3-6。焦炭失活的两个条件是温度和时间。在CFB燃烧条件下，尽管宏观床温较低，在900oC左右，但燃烧的颗粒内部的温度是

24、比较高的，例如采用模型分析，对粒径为400m的焦炭颗粒的进行计算，床温900oC时，计算结果中，颗粒的温度可达1500oC；同时，由于本身的气固两相流动特性，CFB锅炉中煤颗粒，无论是大颗粒还是大于分离器的分离临界直径的小颗粒，在主循环回路中的停留时间都很长；因此，CFB燃烧条件下，焦炭失活是存在的。图3-6焦炭热处理过程中的活性变化图3-7芳香层堆垛高度Lc随停留时间的变化(900oC)焦炭反应活性降低的本质，是燃烧过程中碳原子的重新排列。一般认为，单原子层平面内的碳原子的活性比边缘的碳原子要低。在热处理过程中，焦炭的原子排列会变得越来越规则，碳原子有序排列区域增大。因此了解焦炭微观结构有利

25、于对失活进行分析。焦炭的微观结构可以用X射线衍射(XRD)技术进行测量。芳香层堆垛高度Lc是表征碳结构有序化的指标，Lc越小，表示碳层间距越小，可由XRD衍射谱上计算得到。焦碳中碳结构越紧密有序，反应性越差。对E1、E2、E3和E4四个煤种测量发现，Lc随着焦炭颗粒的温度增加而增大，有序化程度提高，见图3-7。入炉煤在脱掉挥发份后形成煤焦，煤焦燃烧是煤燃烧过程的重要组成部分。对于粒径dp小于300m的小颗粒，其Bi远小于1，可以认为炭粒内温度相对比较均匀。进入炉内后很快被烟气携带上升至炉膛上部温度和氧浓度均较低的区域，随即进入分离器，且不能被捕集下来，所以停留时间很短，不能燃尽而形成残碳。但对

26、于大颗粒焦炭来说，其Bi大于1或接近于1，焦炭颗粒的温度分布不再均匀，尤其是流化床内的床料处于流化状态，炭颗粒表面的温升非常快，使得炭粒内部温度的不均匀程度尤为加剧，这样就产生了热应力，导致煤焦发生燃烧破碎。这时在炭粒的内部产生较高的热应力，特别是在炭粒内部的气孔、裂隙处会产生很高的应力集中，当该应力大于炭的极限抗压强度时，炭粒将发生破碎，形成大量的细小颗粒。如图3-2所示，破碎和磨耗将产生大量的细颗粒。若这些颗粒来源于相对直径较大的焦炭颗粒，则由于焦炭颗粒在高温区的停留时间足够长，颗粒表面的部分碳结构反应性降低，那么磨耗下来的细小焦炭颗粒将成为飞灰中的高含碳量部分。这是小粒径飞灰中，含碳量较

27、高的颗粒的主要来源。因此，从燃烧效率的角度来看，给煤中大颗粒的份额应控制在一定范围内，尽管使其在密相区的停留时间延长，但是长时间的伴随着磨耗的燃烧过程，将产生大量的反应性很低的细小碳颗粒，这些颗粒既不能被分离器分离下来，而且一次通过燃烧室不能够燃尽，导致产生大量的高含碳量小飞灰颗粒。与此同时，也要合理控制给煤中的细小颗粒，这些颗粒不能够被分离器分离下来，一次通过炉膛，若没有非常好的气体混合，也将形成未完全失活的大飞灰碳颗粒。3.1.6 焦炭燃烧焦炭燃烧通常是挥发分析出完成后开始，有时这两个过程也有所重叠。在焦炭燃烧过程中，气流中的氧先被传递到颗粒表面，然后在焦炭表面与碳氧化生成CO2和CO。焦

28、炭是多孔颗粒，有大量不同尺寸和形状的内孔，这些内孔面积要比焦炭外表面积大好几个数量级。有些情况下，氧通过扩散进入内空并与内空表面的碳产生氧化反应。在不同的燃烧工况下，焦炭燃烧可在外表面或内孔孔壁发生。燃烧工况由炉膛的工作条件和焦炭特性决定。循环流化床锅炉中的焦炭按照燃烧模式可分为3类：即细颗粒、碎片和粗颗粒。(1) 细颗粒焦炭燃烧当燃用010 mm宽筛分煤粒时，其中必然有一部分细颗粒。不同煤种所占份额会不同。另外粗颗粒煤在燃烧时经一级、二级破碎和磨损也会产生一部分细颗粒焦炭。细颗粒焦炭一般小于50100 m。燃烧区域大部分在炉膛上部的稀相区，也会有少量在高温分离器内燃烧。部分细颗粒由于随颗粒团

29、运动而被分离器捕集，其余部分则逃离分离器，构成锅炉飞灰未燃尽损失的主要部分。由于设计、布置的困难和降低锅炉造价，不得不采用大直径旋风分离器，这使分离器的切割直径增大，降低了分离效率。但在实际循环流化床锅炉中，分离效率要比理论计算值高得多。这是因为在快速流化床中进入旋风分离器的气固混合物中固体颗粒浓度比其他应用场合中要高得多，这样细颗粒就容易以颗粒团的形式出现，分离器的分离效率就比普通假定气固均匀布流时的预测值高。固体物料除了通过炉膛、旋风分离器和再循环系统的外循环以外，也在炉膛内部产生内循环。细颗粒焦炭在中心区随气流作向上运动，在贴近炉墙区向下运动。因此细颗粒焦炭在炉内停留时间取决于内循环、炉

30、膛高度和分离装置的性能。为使细颗粒焦炭充分燃尽，其停留时间必须大于燃尽所需的时间。细颗粒焦炭燃尽时间取决于反应表面积、反应特性和反应级数。(2) 焦炭碎片燃烧碎片尺寸相对较大，它们由一次破碎和二次破碎产生。代表性尺寸为100500m。对于焦炭碎片，作为飞灰逃离炉膛和由床层底部冷渣口排出炉膛的可能性不大。因此外循环倍率是影响焦炭燃烧碎片停留时间的主要因素。分离器效率高，固气比高，循环倍率也会提高，有利于焦炭碎片燃尽。(3) 粗颗粒焦炭燃烧粗颗粒焦炭直径大于1mm，这些颗粒焦炭和床料间的相对速度高。这些粗颗粒一部分在炉膛下部密相区燃烧，一部分被带往炉膛上部稀相区继续燃烧。被夹带出炉膛的这些颗粒也很

31、容易被分离器捕集后送回炉膛内再燃，因而粗颗粒在炉内的停留时间长，燃尽度高。粗颗粒一般从炉膛底部的冷渣口排出。粗颗粒炉渣的含碳量很低，由粗颗粒煤粒产生的固体未完全燃烧损失最小。3.2 CFB锅炉燃烧份额的分布燃料燃烧热量释放规律表现为不同位置上燃烧份额的分布。如果知道了燃烧份额沿炉膛高度的分布，就可以把炉膛分为几个区段，假设每个区段内各种物理性质、参数基本均匀一致，然后结合炉内流动特性、传热特性建立适当的能量和质量平衡方程，可计算出各区段内的各性能参数，并相应对整个系统进行设计，现在国内外大多数的循环流化床锅炉的设计，采用了分区计算的方法。国外对于燃烧份额的计算是建立在大量的研究基础上，通过计算

32、各区域中炭颗粒和挥发分的燃烧量得到燃烧份额的分布，而国内循环流化床锅炉设计中，沿床高的燃烧份额的选取主要是凭经验。燃烧份额的概念最早应用在鼓泡流化床锅炉的设计中，鼓泡流化床锅炉中密相区和稀相区分界较明显，而且燃烧份额主要集中在密相区。我国长期的工程实践对鼓泡流化床密相区燃烧份额的数量及影响因素已经积累了丰富的经验，有关数据已经公开发表。而在循环流化床燃烧锅炉中，由于其流动情况与鼓泡流化床锅炉有很大区别，因此其热量释放规律也有较大不同。在循环流化床锅炉中，稀相区的燃烧份额占相当大的一部分，并且在分离器中也有一定的燃烧反应发生。因此在设计过程中，需要知道锅炉内燃烧份额的分布，由此才可确定受热面的布置，使锅炉各性能参数满足设计要求。鼓泡流化床中，燃烧份额是一个确定值，密相区的热量平衡取决于一次风冷却效果、埋管吸热及密相区床面对悬浮段的