基于CFD的循環(huán)流化床鍋爐二次風(fēng)入口結(jié)構(gòu)的改進(jìn)設(shè)計(jì)

張呂鴻 ，劉萌萌 ，孫永利 ，3，周雪松 ，2，姜 斌 ，3

（1天津大學(xué)化工學(xué)院，天津 300072；2中國(guó)昆侖工程公司，遼寧 遼陽(yáng) 111000；3天津大學(xué)精餾技術(shù)國(guó)家工程研究中心，天津 300072）

循環(huán)流化床鍋爐（circulation fluidized bed boiler，CFBB）因其燃料適用性廣、污染物排放低、燃燒效率高等優(yōu)點(diǎn)，已被廣泛投入商業(yè)運(yùn)行并不斷向著大型化發(fā)展[1]。由于鍋爐體積龐大，一次進(jìn)風(fēng)難以滿足燃燒需求，在鍋爐密相區(qū)四壁通常設(shè)置多個(gè)二次風(fēng)進(jìn)口來實(shí)現(xiàn)分級(jí)燃燒，降低污染物排放的同時(shí)提高燃燒效率。因此在CFB鍋爐的設(shè)計(jì)和運(yùn)行過程中，二次風(fēng)口的布置以及相關(guān)運(yùn)行參數(shù)的選擇對(duì)燃燒室內(nèi)氣固兩相的混合、擴(kuò)散和燃燒有著密切關(guān)系。許多學(xué)者通過實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬的方法對(duì)CFB鍋爐中的復(fù)雜流動(dòng)行為進(jìn)行了研究[2-4]，楊建華等[5]的實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，提高二次風(fēng)穿透能力的措施包括增大噴口直徑、提高二次風(fēng)速以及提高噴入點(diǎn)的位置等。Knoebig等[6]模擬了大型循環(huán)流化床的氣體組分場(chǎng)，證明爐內(nèi)的不均勻燃燒受到二次風(fēng)口布置、燃料供給和返料等因素的影響。陳繼輝等[7]也對(duì)二次風(fēng)的射程進(jìn)行了試驗(yàn)研究和數(shù)值模擬，研究表明，在物料特性與噴口特性一定時(shí)，二次風(fēng)射程隨二次風(fēng)風(fēng)速增大而近似成冪函數(shù)增加。鄭成航等[8]的研究表明一次風(fēng)速、顆粒濃度以及噴口角度等對(duì)二次風(fēng)射流深度都有影響。馬志剛[9]通過實(shí)驗(yàn)研究和數(shù)值模擬分析了 CFB鍋爐內(nèi)二次風(fēng)各參數(shù)對(duì)爐內(nèi)流場(chǎng)分布及壁面磨損的影響，并對(duì)鍋爐的設(shè)計(jì)和運(yùn)行給出了合理的建議。本文作者將采用歐拉-歐拉雙流體模型對(duì)某大型循環(huán)流化床鍋爐二次風(fēng)噴口進(jìn)行改進(jìn)設(shè)計(jì)，并對(duì)改進(jìn)前后爐膛內(nèi)部固相速度和濃度場(chǎng)分布進(jìn)行比較研究。

1 傳統(tǒng)CFB鍋爐存在的問題

循環(huán)流化床鍋爐中二次風(fēng)的加入對(duì)爐內(nèi)兩相流動(dòng)有著顯著影響[10]，一方面使物料在密相區(qū)可以進(jìn)行預(yù)混和燃燒，維持密相區(qū)床溫，提高鍋爐的負(fù)荷；另一方面可以減少稀相區(qū)的物料濃度，降低稀相區(qū)水冷壁磨損。隨著鍋爐不斷大型化的發(fā)展，二次風(fēng)的射流深度嚴(yán)重影響了爐內(nèi)流場(chǎng)以及燃燒的均勻性。在當(dāng)前常用的二次風(fēng)入口結(jié)構(gòu)下，由于二次風(fēng)不能穿透并擴(kuò)散到爐膛中央?yún)^(qū)域，普遍存在著爐膛中心區(qū)氧濃度偏低而壁面附近為富氧區(qū)的現(xiàn)象，從而導(dǎo)致了由于燃料燃燒不充分而引起的飛灰含碳量高和分離器內(nèi)后燃的問題[11]。因此，為了使二次風(fēng)達(dá)到足夠的穿透能力必須要有足夠高的二次風(fēng)速，以此來保證爐膛中心充足的氧氣供應(yīng)。但是過高的二次風(fēng)速對(duì)主氣流的切斷效果也會(huì)增大，使顆粒向上流動(dòng)的能力減弱，從而影響稀相區(qū)的燃燒換熱；另一方面較高的二次風(fēng)速所需風(fēng)機(jī)能耗增大，增大了鍋爐成本。單純地增大二次風(fēng)速不足以解決傳統(tǒng)設(shè)計(jì)中二次風(fēng)穿透能力不足的問題，因此需要改進(jìn)設(shè)計(jì)來提高二次風(fēng)的穿透能力。

2 CFD模擬計(jì)算及結(jié)構(gòu)改進(jìn)方案

2.1 數(shù)學(xué)模型

氣固兩相連續(xù)性方程見式（1）、式（2）。

式中，αi、ρi和vi分別代表各相的體積分率、密度和速度。

動(dòng)量守恒方程見式（3）、式（4）。

式中，p、ps為氣固相的壓力；τg、τs分別為氣固相應(yīng)力張量；β為相間動(dòng)量傳遞系數(shù)。

2.2 幾何建模

以國(guó)內(nèi)某實(shí)際運(yùn)行的150 MW CFB（圖1）鍋爐為對(duì)象建立模型，該爐膛高 36.5 m， 截面尺寸為15.32 m×7.22 m。為簡(jiǎn)化計(jì)算，底部風(fēng)帽處理為單塊大面積布風(fēng)板，尺寸為15.32 m×4 m。除一次風(fēng)外，在爐膛兩側(cè)布置28個(gè)水平二次風(fēng)口，二次風(fēng)口位于距布風(fēng)板高度為1 m和5 m處，直徑為0.32 m。距布風(fēng)板高度1 m處設(shè)置5個(gè)給煤口，直徑1 m。布風(fēng)板處為水平零點(diǎn)截面，重力方向?yàn)閆軸負(fù)方向。

分區(qū)域?qū)δＰ瓦M(jìn)行網(wǎng)格劃分，上部采用六面體結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，下部密相區(qū)混合劇烈，因此進(jìn)行加密處理。鑒于本模擬主要針對(duì)壁面磨損而進(jìn)行，對(duì)近壁區(qū)域模擬精度要求較高，因此在Fluent中對(duì)邊界層網(wǎng)格進(jìn)行加密。

所模擬工況為三維非穩(wěn)態(tài)氣固兩相流，采用歐拉雙流體模型，時(shí)間步長(zhǎng)為0.005 s。Phase Coupled SIMPLE算法耦合流體壓力和速度，一階迎風(fēng)差分格式離散動(dòng)量和和體積分率方程，湍流模型選用RNGk-ε模型同時(shí)采用dispersed多相處理方法，壁面處，氣相選用無滑移邊界條件，固相選用部分滑移條件。本模擬中，爐膛內(nèi)為常壓，燃燒溫度為900℃，固相為直徑0.2 mm的碳顆粒，氣相為空氣，氣固相參數(shù)如表 1。一次風(fēng)、二次風(fēng)、給煤口設(shè)為速度入口，一、二次風(fēng)風(fēng)速由兩種入口風(fēng)量計(jì)算給定，出口為壓力出口。顆粒初始填充高度為2.5 m，固相體積分率為0.4。模擬共進(jìn)行35 s，前20 s用來進(jìn)行初始流化，通過觀察爐內(nèi)氣固流化狀態(tài)同時(shí)監(jiān)測(cè)出口固相流率來判斷流化基本穩(wěn)定，后15 s進(jìn)行時(shí)均分析。

表1 模擬參數(shù)

2.3 模型驗(yàn)證

文獻(xiàn)[3]中實(shí)驗(yàn)所用鍋爐與本研究模型大小和負(fù)荷相似，如圖2所示為本研究模擬結(jié)果與文獻(xiàn)實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比，可見在爐膛中心位置顆粒濃度軸向分布基本一致。密相區(qū)顆粒濃度可達(dá) 100 kg/m3以上，而稀相區(qū)濃度均在50 kg/m3以下，這與鍋爐實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù)[9]也基本相符，因此可認(rèn)為所選模型模擬結(jié)果基本合理，可以用其進(jìn)行進(jìn)一步的計(jì)算和分析。

2.4 二次風(fēng)入口改進(jìn)方案

通過模擬的方法考察了不同二次風(fēng)速、不同上下二次風(fēng)配比以及不同床壓降等工況下爐內(nèi)流場(chǎng)及壁面磨損的分布情況，發(fā)現(xiàn)二次風(fēng)的布置對(duì)流場(chǎng)分布影響顯著，因此在上述模型的基礎(chǔ)上改進(jìn)二次風(fēng)入口結(jié)構(gòu)。如圖3所示為新型入口結(jié)構(gòu)局部放大圖及俯視圖，前后墻上二次風(fēng)由防磨鋼管送入爐膛，鋼管長(zhǎng)度為1.5 m，直徑及安裝高度不變，下二次風(fēng)及側(cè)墻二次風(fēng)口不變。為了減小因二次風(fēng)橫向?qū)_而導(dǎo)致的動(dòng)量損失和流場(chǎng)分布不均，二次風(fēng)口偏離中心線方向 5°布置。在該結(jié)構(gòu)下，二次風(fēng)總流量不變，其它操作條件及模型設(shè)置均不變，降低二次風(fēng)入口風(fēng)速至150 m/s，觀察爐膛內(nèi)部流場(chǎng)分布情況。

為了定量分析爐膛內(nèi)部流場(chǎng)不均勻性的變化，引入了不均勻度的概念[12]，其計(jì)算公式為式（5）。

式中，M為不均勻度；n為軸向截面上計(jì)算點(diǎn)數(shù)；ui為軸向截面上i點(diǎn)變量值；為軸向截面上變量平均值。

3 二次風(fēng)入口改進(jìn)效果分析

3.1 二次風(fēng)射流深度的對(duì)比分析

圖4為改進(jìn)前后X=0截面處顆粒速度矢量圖，原始入口結(jié)構(gòu)下，二次風(fēng)射流深度遠(yuǎn)達(dá)不到要求，爐膛中間區(qū)域存在明顯的“欠氧區(qū)”，顆粒集中在近壁區(qū)域，這對(duì)于燃料的燃燒和壁面的防磨都有著不利的影響。因?yàn)椤扒费鯀^(qū)”的存在使?fàn)t膛中心區(qū)的大顆粒燃料不能充分燃燒，導(dǎo)致整個(gè)爐膛的平均顆粒直徑增大，使得水冷壁表面的磨損嚴(yán)重。另外，二次風(fēng)射流深度不夠，固相顆粒集中在近壁區(qū)域，加之過渡區(qū)的大擺動(dòng)和大渦流使得顆粒間隔的以一定角度對(duì)壁面進(jìn)行沖刷和撞擊，從而造成過渡區(qū)較嚴(yán)重的磨損。改進(jìn)的入口結(jié)構(gòu)使二次風(fēng)可以以較小的出口動(dòng)量進(jìn)入爐膛中心，既達(dá)到了中心需氧量，又降低了風(fēng)機(jī)能耗，達(dá)到節(jié)能的效果。而且燃料顆?？梢栽跔t膛中心充分燃盡，因此也可以減輕對(duì)壁面的磨損。

3.2 二次風(fēng)入口改進(jìn)前后的流場(chǎng)對(duì)比分析

從圖5可以看出，二次風(fēng)分別以一定角度從前后墻入口進(jìn)入爐膛，減少了氣固相的橫向?qū)_，從而避免了橫向?qū)_引起的氣固分布不均。而且該入口方式可以使氣固相在中心區(qū)域形成小的漩渦流動(dòng)，這樣的流動(dòng)狀態(tài)下，中心區(qū)域氣相和固相混合良好，可以達(dá)到很好的燃燒效果。

如圖6所示，在改進(jìn)的二次風(fēng)入口結(jié)構(gòu)下，固相顆粒分布更加均勻，尤其是在下部密相區(qū)和過渡區(qū)，顆粒在中間區(qū)域集中的現(xiàn)象不再那么明顯，氣固相的分布更加均勻。如圖7所示，稀相區(qū)（Z=10 m以上）改進(jìn)后的模型各截面顆粒體積分率不均勻度變化不大，但是下部區(qū)域不均勻度明顯減小，尤其是上二次風(fēng)入口高度（Z=5 m）不均勻度的突越消失，由原來的1.75降到1左右，整個(gè)密相區(qū)氣固混合相對(duì)均勻。

從圖8中可以看出，改進(jìn)后的二次風(fēng)入口結(jié)構(gòu)改善了大量顆粒在中心區(qū)向下運(yùn)動(dòng)的情況，但是在兩側(cè)墻的二次風(fēng)仍采用原來的入口方式，因此在側(cè)墻附近的顆粒向上的速度較大，出現(xiàn)了局部不均勻的現(xiàn)象。圖9表明顆粒豎直速度不均勻度均有微小下降，但是在上二次風(fēng)入口高度（Z=5 m）分布不均勻的現(xiàn)象仍比較嚴(yán)重，在下二次風(fēng)入口高度不均勻度甚至有所增大，這是因?yàn)樵摻Y(jié)構(gòu)下入口風(fēng)速較小，下二次風(fēng)穿透深度不夠，加之距離一次風(fēng)布風(fēng)板較近，因此氣固分布不均。新的入口結(jié)構(gòu)完全可以滿足中心區(qū)域和側(cè)墻附近的需氧量，可以考慮取消側(cè)墻二次風(fēng)入口，或者側(cè)墻也采用新的入口結(jié)構(gòu)，來消除這種局部的速度過高。

4 結(jié) 論

針對(duì)循環(huán)流化床鍋爐中因二次風(fēng)射流深度不夠而引起的氣固混合不均、燃燒不充分等現(xiàn)象，對(duì)入口結(jié)構(gòu)進(jìn)行了改進(jìn)。新的入口結(jié)構(gòu)使得二次風(fēng)可以以較小的出口動(dòng)量進(jìn)入爐膛中心，既消除了中心“欠氧區(qū)”的存在，又降低了風(fēng)機(jī)能耗，達(dá)到節(jié)能的效果。另外，新的二次風(fēng)入口結(jié)構(gòu)下，爐內(nèi)氣固流場(chǎng)更加均勻，氣固混合更加充分，但是側(cè)墻附近仍存在流場(chǎng)不均的現(xiàn)象，可以考慮取消側(cè)墻二次風(fēng)入口或者改用新結(jié)構(gòu)來消除該現(xiàn)象。

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