T型煤粉鍋爐富氧燃燒的數(shù)值模擬

田 嬌， 王 勇， 喬曉磊， 蔡新春， 金 燕

（1.太原理工大學 電氣與動力工程學院，太原030024；2.天津大唐國際盤山發(fā)電有限責任公司，天津301907；3.山西省電力科學研究院，太原030001）

電站鍋爐的富氧燃燒技術是一種新型節(jié)能環(huán)保技術.富氧燃燒技術分為2種形式：一種是空氣分離／煙氣再循環(huán)技術，又稱 O2／CO2燃燒技術［1］；另一種是提高空氣中氧氣體積分數(shù)的技術，即將體積分數(shù)大于21%的氧氣送入爐膛.與傳統(tǒng)燃燒相比，煤粉鍋爐采用富氧燃燒技術后，煤粉燃燒特性和爐內煙氣輻射特性會發(fā)生很大的變化［2－3］.筆者以某電廠一臺額定蒸發(fā)量為670t／h的T型煤粉鍋爐為研究對象，利用數(shù)值模擬研究一次風含氧體積分數(shù)發(fā)生變化時爐內溫度的變化特性，從而為煤粉鍋爐富氧燃燒的可靠運行提供理論依據(jù).

1 模擬對象

以某電廠670t／h旋流對沖燃燒鍋爐為研究對象，該鍋爐為單汽包、自然循環(huán)、雙爐膛、固體排渣燃煤鍋爐，額定功率為215MW.采用鋼球磨煤機中間儲倉式熱風送粉系統(tǒng)，燃用煤質特性見表1，校核煤種的低位發(fā)熱量為20.51MJ／kg.

該鍋爐受熱面呈T型布置，沿爐膛高度方向，布置在中間的光管水冷壁將爐膛分為前、后2個爐膛.兩側墻上、下兩層對稱布置16只旋流煤粉燃燒器，每側墻8只，每層各4只.圖1為燃燒器結構簡圖.一次風通過蝸殼式旋流器后進入內壁裝有多頭螺旋均流條的直管段進行整流，二次風則通過軸向葉片產(chǎn)生旋流后送入爐膛.在二次風上方對稱布置8個三次風噴口，每側墻各4個（見圖2）.

表1 煤質分析Tab.1 Proximate and ultimate analysis of coal

圖1 燃燒器結構簡圖Fig.1 Structural diagram of the burner

圖2 燃燒器噴口布置示意圖Fig.2 Arrangement of burner nozzles

2 數(shù)學模型與計算方法

2.1 計算區(qū)域及網(wǎng)格劃分

該鍋爐被雙面光管水冷壁分成2個對稱爐膛，為了節(jié)約計算資源和縮短計算時間，以單個爐膛作為計算對象.利用Fluent前處理軟件Gambit對整個計算區(qū)域進行建模和網(wǎng)格劃分，劃分的網(wǎng)格如圖3所示.為了保證燃燒模擬結果的精確性，對流場變化較劇烈的燃燒器區(qū)域進行網(wǎng)格局部加密，該區(qū)域采用混合體網(wǎng)格，其他區(qū)域采用結構化六面體網(wǎng)格，整個計算區(qū)域的網(wǎng)格總數(shù)約為4.14×105個.

圖3 單個爐膛計算區(qū)域的網(wǎng)格Fig.3 Grid division of single furnace calculation domain

2.2 數(shù)學模型

采用Fluent軟件進行三維穩(wěn)態(tài)模擬計算，爐膛根據(jù)實物尺寸進行建模.氣相湍流輸送采用Realizablek－ε模型；揮發(fā)分燃燒采用以CO作為中間組分的兩步反應，反應速率采用受混合限制的EBU（Eddy Break Up）模型［4］；焦炭燃燒采用動力－擴散模型（Kinetics／Diffusion－Limited）；輻射換熱采用P－1模型；煤粉顆粒追蹤采用離散隨機軌道模型.湍流時均方程采用Simple算法進行求解，壓力離散方程采用可防止偽擴散的Presto格式，其他離散方程均采用二階迎風格式.

2.3 邊界條件

在210MW負荷下，以空氣作為助燃氣體時鍋爐總給煤量為23.21kg／s，爐膛負壓為－50Pa，當采用單套制粉系統(tǒng)運行時，一次風的風速為23.1 m／s，一次風溫度為241℃，二次風風速為23.4 m／s，二次風溫度為369℃，三次風風速為36.0 m／s，三次風溫度為90℃，三次風攜帶了總煤粉量10%的煤粉.總氧量化學當量比保持1.25不變.在模擬工況中保證一次風總含氧量不變，濃縮一次風使一次風含氧體積分數(shù)（φ（O2））大于21%，二次風和三次風參數(shù)不變，模擬計算的工況見表2.

表2 富氧燃燒模擬工況Tab.2 Simulated condition of oxygen－enriched combustion

3 模擬結果及分析

定義x、y、z分別為爐膛深度、高度和寬度，y＝13.6m和y＝18.1m分別為第一層和第二層燃燒器中心所在水平截面，y＝20.8m為三次風噴口中心所在的水平截面，y＝33.85m為計算出口截面.

3.1 燃燒器水平截面溫度場和速度場

圖4和圖5分別為下層燃燒器中心所在水平截面（y＝13.6m）的溫度場和速度場.由圖4可知，隨著φ（O2）的增大，下層燃燒器出口附近高溫區(qū)范圍變大，且該區(qū)域溫度的升高較明顯.當助燃氣體為空氣時，噴嘴出口附近高溫區(qū)的最高溫度為1 892K.當φ（O2）增大至33%時，噴嘴出口附近高溫區(qū)的最高溫度達到2 198K，這是因為在一次風總含氧物質的量不變的條件下，一次風風速隨φ（O2）的增大而減小，煤粉質量濃度也隨之升高，煤粉離開噴嘴不遠便開始著火.當φ（O2）由21%增大為33%時，在一次風與二次風交界處，局部高溫區(qū)域較明顯，且截面中心區(qū)域溫度升高，截面平均溫度由1 490K升高為1 569K.由圖5可知，噴嘴出口附近的回流區(qū)變大，回流中心速度增大，回流區(qū)卷吸煙氣量增加，提高了煤粉著火的穩(wěn)燃性；當φ（O2）＝21%時，燃燒器對沖射流作用力較對稱；當φ（O2）＝33%時，截面速度場出現(xiàn)了明顯的不對稱性，在二次風外回流區(qū)卷吸不均的作用下，高溫煙氣沖向兩側壁面，使得壁面出現(xiàn)局部高溫.

圖6和圖7分別為上層燃燒器中心所在水平截面（y＝18.1m）的溫度場和速度場.由圖6可知，φ（O2）發(fā)生變化時，上層燃燒器出口溫度場的變化趨勢與圖4相同.隨著φ（O2）的增大，上層燃燒器出口的火焰變長，火焰溫度明顯升高.當φ（O2）由21%增大為33%時，噴嘴出口回流中心最高溫度由1 892K升高為2 300K，截面中心溫度升高且高溫范圍變寬.φ（O2）增大可使爐膛中心溫度升高，在一次風和二次風交界處，局部高溫區(qū)范圍擴大.由圖7可知，隨著φ（O2）的增大，外回流區(qū)變得明顯，噴嘴出口卷吸煙氣量增加，上層火焰受三次風壓火作用更加顯著，這是由于一次風風量減小較多，煙氣量減少，煙氣速度隨之減小，當煙氣遇到高速的三次風時，受到的相對反作用力增強.

圖4 y＝13.6m截面的溫度場Fig.4 Temperature field on section y＝13.6m

圖5 y＝13.6m截面的速度場Fig.5 Velocity field on section y＝13.6m

圖6 y＝18.1m截面的溫度場Fig.6 Temperature field on section y＝18.1m

圖7 y＝18.1m截面的速度場Fig.7 Velocity field on section y＝18.1m

3.2 沿爐膛高度方向的溫度場和各組分物質的量濃度

圖8給出了沿爐膛高度方向各截面平均溫度的變化.由圖8可知，隨著φ（O2）的增大，燃燒器區(qū)域溫度變化劇烈，溫度升高幅度較大，這是由于攜帶煤粉的一次風速度決定了煤粉在爐膛中的停留時間，一次風速度減小有利于增加煤粉在燃燒器區(qū)域的停留時間，并且燃燒器區(qū)域較高的溫度有利于煤粉的燃燒.從三次風噴口到爐膛出口的溫度場隨φ（O2）的變化不大，因此φ（O2）變化對三次風噴口以上水冷壁換熱的影響較小.

圖9給出了爐膛出口截面平均溫度隨φ（O2）的變化.由圖9可以看出，隨著φ（O2）的增大，爐膛出口截面平均溫度呈先升高后降低的變化規(guī)律.當φ（O2）由21%增大至31%時，爐膛出口截面平均溫度升高了13K；與φ（O2）＝21%時相比，當φ（O2）繼續(xù)增大至33%時，爐膛出口截面平均溫度升高了8 K，煙氣體積流量減小了22.1m3／s；當φ（O2）由31%增大為33%時，爐膛出口截面的平均溫度呈下降趨勢，這對計算出口截面之后受熱面的換熱是不利的.

圖8 沿爐膛高度各截面平均溫度的變化Fig.8 Mean temperature curves along furnace height

由圖9還可以看出，增大φ（O2）可以提高爐膛整體溫度水平.雖然φ（O2）由21%增大至33%時有利于水冷壁的換熱，但當φ（O2）大于29%時，一次風速度已經(jīng)小于16.7m／s.一次風速度過小對煤粉的輸送很不利，易造成一次風風管堵塞.因此，采用變一次風風量的富氧燃燒方式受風速限制較大.變一次風風量富氧燃燒方式的φ（O2）最佳范圍為27%～29%.

圖9 爐膛出口截面平均溫度隨一次風含氧體積分數(shù)的變化Fig.9 Change of mean outlet temperature with the oxygen volume fraction in primary air

圖10～圖12給出了沿爐膛高度方向各截面平均O2、CO和CO2物質的量濃度的變化.與圖8對比分析可以看出，CO物質的量濃度的2個峰值均出現(xiàn)在2個溫度的峰值處，相應的O2與CO2物質的量濃度均較低.O2與CO2物質的量濃度峰值的位置恰好在第一層和第二層燃燒器中心所在水平截面上.由圖9可知，φ（O2）最小的位置出現(xiàn)在燃燒器區(qū)域，隨著φ（O2）的增大，耗氧物質的量增大，說明φ（O2）越大，煤粉燃燒得越劇烈，耗氧物質的量也隨之增大.燃燒器區(qū)域O2和CO物質的量濃度均低于普通空氣助燃條件下，當φ（O2）為21%～27%時，O2、CO和CO2物質的量濃度變化較大；當φ（O2）大于29%時，O2和CO物質的量濃度變化不明顯.燃燒器區(qū)域CO物質的量濃度隨φ（O2）的增大而減小，說明隨著φ（O2）的增大，煤粉燃燒速度加快，燃燒更充分.

圖10 沿爐膛高度方向各截面平均O2物質的量濃度的變化Fig.10 Mean O2concentration curves along furnace height

圖11 沿爐膛高度方向各截面平均CO物質的量濃度的變化Fig.11 Mean CO concentration curves along furnace height

圖12 沿爐膛高度方向各截面平均CO2物質的量濃度的變化Fig.12 Mean CO2concentration curves along furnace height

沿爐膛高度方向，三次風的補入帶來了充足的O2，CO與O2充分接觸并被氧化為CO2.另外，由于三次風中攜帶了10%的煤粉，煤粉與CO2反應生成了CO，所以在三次風噴口上方不遠高度處，CO物質的量濃度會暫時性升高，對應的溫度也呈升高趨勢，CO2物質的量濃度繼續(xù)降低.沿爐膛高度方向，CO逐漸被氧化為CO2，因此CO2物質的量濃度繼續(xù)升高，O2和CO物質的量濃度相應降低，煤粉在到達爐膛出口之前已完全燃燒.

4 結 論

（1）隨著φ（O2）的增大，燃燒器出口火焰變長，火焰溫度明顯升高，煤粉燃燒速度加快且燃燒更充分.在一次風與二次風交界處出現(xiàn)了局部高溫區(qū)，并隨著φ（O2）的增大而逐漸變大.

（2）當φ（O2）由21%增大至33%時，爐膛平均溫度由1 413.2K升高為1 447.1K；當φ（O2）增大至27%時，爐膛平均溫度變化較明顯，爐膛平均溫度升高為1 435.6K；當φ（O2）大于29%時，爐膛平均溫度變化不明顯.

（3）當φ（O2）大于29%時，一次風速度減小較快，運行時易造成煤粉堵塞，變一次風風量富氧燃燒方式的φ（O2）最佳范圍為27%～29%.

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