生物質(zhì)發(fā)電鍋爐爐內(nèi)冷態(tài)流場的數(shù)值模擬與火花示蹤測試

畢平平, 鐘樹明, 王 圣, 陳 輝, 吳平沙

(1.國電龍?jiān)措娏夹g(shù)工程有限責(zé)任公司,北京100761;2.環(huán)境保護(hù)部 南京環(huán)境科學(xué)研究所,南京210042;3.國電環(huán)境保護(hù)研究院,南京210031)

鍋爐內(nèi)的空氣流場對燃料的燃燒十分重要,如果流場分布不均勻會造成火焰刷墻,容易出現(xiàn)水冷壁結(jié)渣而導(dǎo)致燃燒工況惡化[1-2].某電廠鍋爐為無錫華光鍋爐股份有限公司生產(chǎn)的中溫、中壓鍋爐,原設(shè)計(jì)燃料為淮南大通煙煤,拋煤機(jī)倒轉(zhuǎn)鏈條爐排,配6 MW發(fā)電機(jī)組.鍋爐爐膛尺寸約為4 m×4 m×8 m,爐膛四周布置光管水冷壁.原鍋爐有三股風(fēng)量:爐排風(fēng)、播煤風(fēng)和二次風(fēng).由于原設(shè)計(jì)鍋爐使用拋煤機(jī)燃燒方式,較好地適應(yīng)了當(dāng)?shù)亓淤|(zhì)煤的燃燒特點(diǎn),但由于拋煤機(jī)的一些固有燃燒特點(diǎn),如燃燒效率對煤的粒度分布極其敏感,當(dāng)實(shí)際煤種的粒度偏細(xì)時(shí),有可能造成鍋爐的熱效率大幅度下降和煤耗急劇上升[3-4].經(jīng)改造后,燃料現(xiàn)改為生物質(zhì),由于原設(shè)計(jì)煤種與生物質(zhì)的燃燒特性參數(shù)相差很大,為了使生物質(zhì)燃料能夠?qū)崿F(xiàn)正常燃燒,因此需對鍋爐的燃燒系統(tǒng)尤其是配風(fēng)系統(tǒng)進(jìn)行改造,將播煤口改為一次風(fēng)口,并增加二次風(fēng)量.基于此背景,筆者采用 κ-ε雙方程模型對爐內(nèi)的流場進(jìn)行了大量的數(shù)值模擬,確定出鍋爐的燃燒系統(tǒng)改造方案.在方案實(shí)施后,對新系統(tǒng)的爐內(nèi)冷態(tài)流場進(jìn)行了實(shí)爐冷態(tài)的試驗(yàn)研究,并通過火花示蹤顯示爐內(nèi)的實(shí)際流場.

圖1為原鍋爐爐膛和風(fēng)口示意圖.

圖1 原鍋爐爐膛和風(fēng)口示意圖Fig.1 Schematic of the original boiler furnace and air ports

1 數(shù)學(xué)模型

采用κ-ε雙方程湍流模型對爐內(nèi)流場進(jìn)行數(shù)值模擬.空氣控制方程組包括連續(xù)方程、動量方程、湍動能方程、湍動能耗散率方程和能量方程,為便于求解,可在三維直角坐標(biāo)系下寫成如下統(tǒng)一形式[5-6]:

式中:φ為求解的變量(如υ,u等);式中第一項(xiàng)為對流項(xiàng);式中第二項(xiàng)為擴(kuò)散項(xiàng);Γ為擴(kuò)散系數(shù);Sφ為方程的源項(xiàng).不同變量 φ,Γ,Sφ的意義或表達(dá)式列于表1.

表1 各參數(shù)意義1)Tab.1 Meaning of various parameters

其中:

在數(shù)值計(jì)算過程中,C1=1.44,C2=1.92,σk=1.0,σε=1.3,σh=1.0.

采用解壓力分離式隱式法的修正算法Simpler,且計(jì)算過程假設(shè)爐內(nèi)的空氣流動為定常穩(wěn)態(tài)流動,各個(gè)風(fēng)口設(shè)為速度進(jìn)口,給定進(jìn)口速度、溫度、湍流脈動動能和湍流動能耗散率;煙道出口處設(shè)為壓力出口,給定負(fù)壓、溫度、湍流脈動動能和湍流動能耗散率,在壁面附近引入標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù).對計(jì)算賦初值時(shí),給整個(gè)流場賦數(shù)據(jù),這樣便于提高計(jì)算的穩(wěn)定性和收斂速度.同時(shí)為了檢驗(yàn)空氣的質(zhì)量守恒,即進(jìn)口的空氣總質(zhì)量應(yīng)等于出口處的空氣質(zhì)量,在計(jì)算中設(shè)置對出口質(zhì)量流量進(jìn)行監(jiān)測,以便于驗(yàn)證計(jì)算的準(zhǔn)確性[7-8].

2 網(wǎng)格劃分

本文數(shù)值計(jì)算的網(wǎng)格模型為三維網(wǎng)格.由于爐膛前后墻的風(fēng)口數(shù)量和位置均不對稱,為了更清楚、準(zhǔn)確地反映爐膛的空氣流場,需要采用三維網(wǎng)格.由于爐膛風(fēng)口數(shù)量較多,風(fēng)口的形狀也不相同,而且模型結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜,因此整個(gè)爐膛模型不能直接生成四面體非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格.在劃分網(wǎng)格過程中,采用分區(qū)域劃分網(wǎng)格的方法對整個(gè)爐膛進(jìn)行網(wǎng)格劃分,爐膛底部(前二次風(fēng)口附近至爐排)的空氣流動比較復(fù)雜,故采用四面體非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格,以提高網(wǎng)格的自適應(yīng)性.風(fēng)口至爐膛頂部的區(qū)域內(nèi)流場的參數(shù)變化梯度較小,采用六面體結(jié)構(gòu)網(wǎng)格,便于減少網(wǎng)格數(shù)量和節(jié)省計(jì)算時(shí)間.各個(gè)風(fēng)口的管道采用六面體結(jié)構(gòu)網(wǎng)格,圖2為鍋爐爐膛和風(fēng)口的網(wǎng)格截面.

圖2 鍋爐爐膛和風(fēng)口的網(wǎng)格截面Fig.2 Grid division of boiler furnace and air ports

3 數(shù)值模擬與計(jì)算結(jié)果

3.1 改造方案和爐內(nèi)流場的數(shù)值模擬

生物質(zhì)的燃燒特性與原設(shè)計(jì)煤種有很大的差別,因此隨著燃料的改變,需對鍋爐燃燒系統(tǒng)尤其是配風(fēng)系統(tǒng)進(jìn)行相應(yīng)的改造.本著不改動鍋爐受熱面、盡量保留原有鏈條爐排和爐膛結(jié)構(gòu)的原則,根據(jù)生物質(zhì)燃料揮發(fā)分高的特點(diǎn),要順利實(shí)現(xiàn)燃料轉(zhuǎn)換,必須大幅度減少爐排風(fēng)量,同時(shí)大幅度增加直接進(jìn)入爐膛的風(fēng)量和加大二次風(fēng)量(增加二次風(fēng)噴口數(shù)目).原鍋爐有3股風(fēng)量:爐排風(fēng)、播煤風(fēng)和二次風(fēng).拆除拋煤機(jī)后,不再需要播煤風(fēng),因而新增加了一次風(fēng)(給料風(fēng)),改造后的3股風(fēng)量為:爐排風(fēng)、一次風(fēng)(給料風(fēng))和二次風(fēng).由于入爐風(fēng)量的增加,生物質(zhì)的揮發(fā)分較高,為了強(qiáng)化爐內(nèi)可燃?xì)怏w的燃燒,保持原二次風(fēng)噴口中心點(diǎn)位置高度不變,增加二次風(fēng)噴口數(shù)量,將前二次風(fēng)噴口數(shù)量由原來的7路增加到14路,并且將其等距離分布;后二次風(fēng)由原來的7路增加到15路;爐排風(fēng)道仍保留原有的系統(tǒng)不變,將原來的3個(gè)播煤口改為3個(gè)給料風(fēng)口,即3股一次風(fēng)口,并模擬鍋爐初步改造方案下的爐內(nèi)冷態(tài)流場.根據(jù)模型中的方向規(guī)定,現(xiàn)取沿前后墻方向?yàn)閤方向,沿左右側(cè)墻為y方向,沿爐膛高度方向?yàn)閦方向.圖3為二次風(fēng)沿爐膛前后墻的x、y和z方向分布示意圖.

圖3 二次風(fēng)沿爐膛前后墻的x、y和z方向分布示意圖Fig.3 Secondary air distribution along x,y,z direction of front and rear wall of furnace

圖4 為y方向爐膛中心面上的速度矢量圖.由圖4可知:一次風(fēng)進(jìn)入爐膛后形成剛性較強(qiáng)的射流向后墻方向運(yùn)動,在后墻附近出現(xiàn)氣流刷墻現(xiàn)象.一次風(fēng)射流在爐膛中心區(qū)域的速度較大,并且氣流在后墻附近分成2股:一股氣流貼著后墻壁向上流動;另外一股氣流與后二次風(fēng)混合后向下流動,在爐排和一次風(fēng)口之間形成一個(gè)橢圓狀的氣流旋渦,不利于生物質(zhì)顆粒沉降到爐排.為了防止前墻的氣流沖刷后墻水冷壁,需將后墻的二次風(fēng)口上仰一定的角度,使后二次風(fēng)能夠切入前墻氣流的主流位置,從而避免或者減輕氣流刷墻.

圖4 y方向爐膛中心面上的速度矢量圖Fig.4 Velocity vector distribution on central plane of furnace in y direction

圖5為z方向一次風(fēng)的軸中心面上的速度矢量圖.由圖5可知:3股一次風(fēng)氣流從噴口射出后,在相當(dāng)一段距離內(nèi),氣流方向沒有發(fā)生大的變化,射流剛性較強(qiáng),3股一次風(fēng)射流在爐膛內(nèi)各自均衡流動,沒有出現(xiàn)氣流偏斜,且流場分布比較對稱,一次風(fēng)能夠很好地給料.由于一次風(fēng)以較大的速度進(jìn)入爐膛,在噴口入口附近就形成了一個(gè)低壓區(qū),在低壓區(qū)的抽吸作用下,部分氣流向前墻的方向流動,在后墻附近也形成了分布對稱的氣流旋渦.3股一次風(fēng)的噴口角度設(shè)計(jì)成水平較為合理.

圖5 z方向一次風(fēng)的軸中心面上的速度矢量圖Fig.5 Velocity vector distribution on central axis plane of primary air in z direction

圖6 為z方向前二次風(fēng)的軸中心面上的速度矢量圖.由圖6可知:在爐膛中心形成一個(gè)速度較大的區(qū)域,并且在一側(cè)墻附近形成一個(gè)氣流旋渦,在后墻存在氣流刷墻現(xiàn)象,因此也要求后二次風(fēng)的角度需要上仰,從而緩解前墻氣流刷墻的程度.圖7為z方向前二次風(fēng)軸中心面上的速度云圖.由圖7可知:14路前二次風(fēng)射流進(jìn)入爐膛后各自均勻流動,并在爐膛中心和前墻區(qū)域形成一層氣體屏障,這層氣體屏障能夠阻止生物質(zhì)顆粒向上流動進(jìn)入爐膛上部空間,使燃料顆粒能夠沉降到爐排上,同時(shí)前二次風(fēng)氣體屏障能夠促進(jìn)可燃?xì)怏w和揮發(fā)分燃燒,所以將前二次風(fēng)角度設(shè)計(jì)成水平較為合理.

圖6 z方向前二次風(fēng)的軸中心面上的速度矢量圖Fig.6 Velocity vector distribution on central axis plane of front secondary air in z direction

圖7 z方向前二次風(fēng)軸中心面上的速度云圖Fig.7 Velocity contour on central axis plane of front secondary air in z direction

綜上所述,初步改造方案中的爐內(nèi)流場不合理,前墻氣流沖刷后墻水冷壁,爐排風(fēng)量大,后墻附近的流場不利于燃料粒子沉降到爐排上,所以需對鍋爐初步改造方案作進(jìn)一步改進(jìn).

3.2 鍋爐初步改造方案的改進(jìn)

為了防止火床和受熱面的結(jié)渣和提高生物質(zhì)燃料顆粒在爐排上的沉降份額,需要進(jìn)一步降低爐排風(fēng)的風(fēng)率,在保持前二次風(fēng)量的條件下,在前二次風(fēng)和一次風(fēng)之間增加3股頂二次風(fēng).為了防止氣流沖刷后墻水冷壁,對后二次風(fēng)的射流角度進(jìn)行了調(diào)整.利用Fluent軟件模擬了后二次風(fēng)上仰角度 θ為45°、55°和70°3種情況下的爐內(nèi)冷態(tài)流場.圖8為不同后二次風(fēng)上仰角度時(shí)y方向爐膛中心面上的速度云圖.從圖8可知:在后二次風(fēng)噴口上仰55°時(shí),前墻的一次風(fēng)、頂二次風(fēng)氣流進(jìn)入爐膛后形成剛性很強(qiáng)的射流,后二次風(fēng)射流沒有切入一次風(fēng)主流位置,因而導(dǎo)致前墻的射流沖刷后墻水冷壁比較嚴(yán)重;在后二次風(fēng)噴口上仰70°時(shí),前墻的氣流沖刷后墻水冷壁同樣很嚴(yán)重,由于上仰角度較大,后二次風(fēng)進(jìn)入爐膛后大部分氣流貼著后墻向上流動,沒有切入一次風(fēng)主流位置;在后二次風(fēng)噴口上仰45°時(shí),與前2種結(jié)構(gòu)相比,后二次風(fēng)切入一次風(fēng)主流位置合理,前后氣流混合較好,一定程度上緩解了氣流刷墻的程度.因此,后二次風(fēng)上仰45°相對合理,但還存在部分氣流沖刷后墻水冷壁,為了避免或者減輕這種現(xiàn)象,需要進(jìn)一步對各股射流的風(fēng)量配比進(jìn)行優(yōu)化.

3.3 不同風(fēng)量配比下爐內(nèi)流場的數(shù)值模擬

在各股風(fēng)噴口數(shù)量、角度確定以后,由于各個(gè)風(fēng)口的流量分配對爐內(nèi)的流場存在較大的影響,為了找到合理的爐內(nèi)流場,筆者在不同風(fēng)量配比條件下,通過Fluent軟件模擬各種工況下的流場,經(jīng)過對比分析,確定了風(fēng)口速度并找到了優(yōu)選的爐內(nèi)流場.不同工況下各種風(fēng)口的風(fēng)速列于表2.圖9為不同工況下y方向爐膛中心面上的速度云圖.從圖9可知:在工況1下,前后氣流相遇后混合比較均勻,在后墻附近區(qū)域形成一條較寬的速度分布帶,在爐膛后墻上部的區(qū)域形成一個(gè)低速區(qū),一定程度上可以緩解或避免火焰刷墻,從而在實(shí)際運(yùn)行中緩解或避免了水冷壁結(jié)渣;在工況2下,當(dāng)后二次風(fēng)增大時(shí),前墻方向射流的剛性低于后墻方向射流的剛性,這就造成了前后氣流不能充分混合,后墻射流進(jìn)入爐膛后隨著流程的延長,射流寬度變大,并且沿著后墻水冷壁向上流動,氣流刷墻較嚴(yán)重,這在實(shí)際運(yùn)行中出現(xiàn)后墻水冷壁嚴(yán)重的火焰刷墻現(xiàn)象,導(dǎo)致水冷壁結(jié)渣,影響燃料的燃燒和鍋爐的安全運(yùn)行;在工況3下,當(dāng)頂二次風(fēng)減小時(shí),在后墻上部區(qū)域形成了一個(gè)速度較低的區(qū)域,并且該區(qū)域隨著速度減慢有增大的趨勢,會造成氣流混合的不均勻性增加;在工況4下,當(dāng)一次風(fēng)減小時(shí),前墻頂二次風(fēng)和一次風(fēng)混合后的射流剛性比后二次風(fēng)射流剛性弱,使前墻方向的射流沒有與后二次風(fēng)射流充分混合,因此在后墻水冷壁附近形成一個(gè)速度較高的區(qū)域,這在實(shí)際運(yùn)行中也會導(dǎo)致該區(qū)域內(nèi)的水冷壁結(jié)渣.

圖8 不同角度時(shí)y方向爐膛中心面上的速度云圖Fig.8 Velocity contour on central plane of furnace in y direction at different angles

表2 不同工況下各種風(fēng)口的風(fēng)速Tab.2 Air speed at various air ports under different working conditions m/s

圖9 不同工況下y方向爐膛中心面上的速度云圖Fig.9 Velocity contour on central plane of furnacein y direction under different working conditions

通過大量的數(shù)值計(jì)算,筆者最終確定鍋爐的改造方案為:前二次風(fēng)、一次風(fēng)、頂二次風(fēng)水平,后二次風(fēng)上仰45°,風(fēng)量分配見表2中的工況1.

圖10為平行前墻x=3 m時(shí)平面上的速度矢量圖.由圖10可知:爐排風(fēng)進(jìn)入爐膛后,氣流方向幾乎沒有改變,一直向上流動,在爐膛下部區(qū)域空間內(nèi)存在一個(gè)比較明顯的類似“W”的氣流.在爐膛上部空間區(qū)域內(nèi),氣流形成2個(gè)大小比較相近的橢圓形氣流旋渦,且這2個(gè)橢圓形旋渦呈對稱分布,氣流由兩邊的左右側(cè)墻向上流動,在爐膛頂部附近改變方向后作相向流動,最后在爐膛中心區(qū)域附近一起向下流動.從圖10還可以看出:爐膛上部區(qū)域形成的

圖10 平行前墻x=3 m時(shí)平面上的速度矢量圖Fig.10 Velocity vector distribution on x=3 m plane parallel to front wall

2個(gè)旋渦沒有造成氣流刷墻,并且該旋渦有利于氣流間的混合,可以阻止燃料顆粒進(jìn)入爐膛上部區(qū)域,即使有少量的燃料顆粒進(jìn)入也會被氣流旋渦甩向兩側(cè)而流向爐膛下部.

圖11為前二次風(fēng)z方向軸中心面上的速度云圖和速度矢量圖.由圖11可知:前二次風(fēng)氣流從噴口射出后,在相當(dāng)一段距離內(nèi),氣流方向沒有發(fā)生大的變化,射流剛性較強(qiáng),從而在前二次風(fēng)噴口附近形成一層氣體屏障.這層氣體屏障在一定程度上阻擋了從床層上飛出的未燃盡生物質(zhì)燃料顆粒進(jìn)入爐膛上部空間,從而減少燃料小顆粒的排放.由于前二次風(fēng)以較大的速度從噴口中射出,使得前二次風(fēng)空氣和可燃?xì)怏w之間有較大的速度滑移,有助于可燃?xì)怏w和未燃盡顆粒的充分燃燒.前二次風(fēng)進(jìn)入爐膛后,隨著射程的增加,速度也在逐漸減小,前二次風(fēng)氣流和從后墻方向來的氣流在爐膛中心區(qū)域附近相遇、碰撞,并在后墻附近區(qū)域內(nèi)形成了大小各異的氣流旋渦,這種氣流旋渦可以強(qiáng)化氣體間的混合,還能延長可燃?xì)怏w和煙氣中攜帶的未燃顆粒在爐內(nèi)的停留時(shí)間,使其充分燃燒.前墻的14路二次風(fēng)進(jìn)入爐膛后氣流分布均勻,沒有出現(xiàn)明顯的偏斜,具有對稱結(jié)構(gòu),并且在左右側(cè)墻方向沒有出現(xiàn)前二次風(fēng)沖刷墻壁的現(xiàn)象.前二次風(fēng)能夠起到很好的助燃作用.

圖11 前二次風(fēng)z方向軸中心面上的速度云圖和速度矢量圖Fig.11 Velocity contour and vector distribution on central axis plane of front secondary air in z direction

圖12 為頂二次風(fēng)z方向軸中心面上的速度云圖和速度矢量圖.由圖12可知:頂二次風(fēng)的軸中心平面上的流場和前二次風(fēng)的比較相似,頂二次風(fēng)由噴口進(jìn)入爐膛后,在射流入口處,頂二次風(fēng)射流速度較快,射流剛性較強(qiáng);隨著射流進(jìn)入爐膛,射流的剛性逐漸減弱,但射程相對較遠(yuǎn),同時(shí)可以看到3股頂二次風(fēng)射流在爐膛內(nèi)各自均衡地流動,沒有出現(xiàn)氣流偏斜,并且流場分布也比較對稱.由于頂二次風(fēng)以較快的速度進(jìn)入爐膛,在噴口入口附近形成了一個(gè)低壓區(qū).在低壓區(qū)抽吸作用下,部分氣流向前墻方向流動,并在后墻附近也形成了對稱分布的氣流旋渦.

圖12 頂二次風(fēng)z方向軸中心面上的速度云圖和速度矢量圖Fig.12 Velocity contour and vector distribution on central axis plane of top secondary air in z direction

圖13 為一次風(fēng)z方向軸中心面上的速度云圖.由圖13可知:一次風(fēng)的軸中心平面上的流場和前二次風(fēng)、頂二次風(fēng)的比較相似,3股一次風(fēng)射流在爐膛內(nèi)各自均衡地流動,沒有出現(xiàn)氣流偏斜,且流場分布比較對稱,一次風(fēng)能夠很好地給料.

圖13 一次風(fēng)z方向軸中心面上的速度云圖Fig.13 Velocity contour on central axis p lane of p rimary air in z direction

3.4 數(shù)值模擬結(jié)果與火花示蹤流場的比較

為了驗(yàn)證計(jì)算結(jié)果的正確性,筆者將火花示蹤結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行了比較.圖14為y方向爐膛中心面上數(shù)值模擬與火花示蹤流場的比較.圖15為一次風(fēng)z方向軸中心面上數(shù)值模擬與火花示蹤流場的比較.由圖14和圖15可知:數(shù)值模擬的結(jié)果與火花示蹤的結(jié)果比較相似,說明數(shù)值模擬計(jì)算確定的鍋爐燃燒系統(tǒng)改造方案是可靠的,鍋爐的改造方案也是可行的.

圖14 y方向爐膛中心面上數(shù)值模擬與火花示蹤流場的比較Fig.14 Comparison of flow field on central plane of furnace in y direction between numerical simulation and spark tracing results

圖15 一次風(fēng)z方向軸中心面上數(shù)值模擬與火花示蹤結(jié)果的比較Fig.15 Comparison of flow field on central axis planeof primary air in z direction between numerical simulation and spark tracing results

4 結(jié) 論

通過數(shù)值模擬結(jié)果與火花示蹤結(jié)果的對比,表明某電廠6 MW鍋爐爐內(nèi)流場的數(shù)值模擬結(jié)果很理想,數(shù)值模擬計(jì)算確定的機(jī)組改造比較成功,達(dá)到了預(yù)期的效果.爐內(nèi)的流場比較合理,一次風(fēng)無明顯偏斜,二次風(fēng)切入一次風(fēng)主流的位置合理,也為機(jī)組的熱態(tài)調(diào)試和運(yùn)行提供了參考依據(jù),為進(jìn)一步研究爐內(nèi)的其他過程打下了基礎(chǔ).

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