氣體再燃區(qū)冷態(tài)流場(chǎng)特性的數(shù)值模擬

陳寶明,　李巍巍,　張忠孝,　畢德貴,　李明強(qiáng)

(1.上海理工大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院,上海 200093;2.通遼熱電有限責(zé)任公司,通遼　028200)

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氣體再燃區(qū)冷態(tài)流場(chǎng)特性的數(shù)值模擬

陳寶明1,李巍巍2,張忠孝1,畢德貴1,李明強(qiáng)1

(1.上海理工大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院,上海 200093;2.通遼熱電有限責(zé)任公司,通遼028200)

摘要：以某氣體再燃技術(shù)改造后的220 t/h鍋爐為物理模型,采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε雙方程湍流數(shù)學(xué)模型對(duì)爐內(nèi)冷態(tài)流場(chǎng)進(jìn)行模擬計(jì)算,并用冷態(tài)試驗(yàn)結(jié)果對(duì)數(shù)學(xué)模型進(jìn)行驗(yàn)證.結(jié)果表明:實(shí)測(cè)值與模擬計(jì)算值誤差為5%～10%,該模型能較好地模擬實(shí)際流場(chǎng)工況;增加再燃噴口后,旋流區(qū)沿爐高方向拉長(zhǎng),提高了爐內(nèi)火焰充滿度;再燃噴口八點(diǎn)布置方式比四角布置方式的假想切圓直徑大66%,且在噴口背火側(cè)形成回流區(qū),明顯提高了再燃?xì)饬鲗?duì)上升氣流的覆蓋度;再燃量為5%時(shí),再燃?xì)饬鳠o(wú)法與爐內(nèi)上升氣流混合,最佳再燃量為15%;再燃區(qū)高度距離為3 600 mm較為合理,增大再燃區(qū)距離對(duì)流場(chǎng)分布影響不大.

關(guān)鍵詞：氣體再燃; 冷態(tài)流場(chǎng); 數(shù)值模擬

氣體再燃是目前電站鍋爐降低NOx排放的有效燃燒技術(shù)之一,其脫硝效率可達(dá)65% 以上[1],因其低成本、高效等優(yōu)點(diǎn)日益受到重視,一些研究成果在國(guó)內(nèi)外燃煤電站鍋爐上得到了成功應(yīng)用[2-4].再燃?xì)怏w與爐內(nèi)煙氣的混合狀況是影響氣體再燃技術(shù)脫氮效率的重要因素之一[5],再燃?xì)怏w與上升煙氣的化學(xué)反應(yīng)速度與氣流湍動(dòng)引起火焰鋒面上的火焰?zhèn)鬟f有關(guān)[6].冷態(tài)試驗(yàn)和數(shù)值模擬是研究爐內(nèi)再燃流動(dòng)混合特性的重要方法,通過(guò)分析再燃?xì)怏w速度、再燃噴口位置及布置方式等因素對(duì)流場(chǎng)特性的影響是優(yōu)化氣體再燃技術(shù)的主要途徑.劉漢周等[7]首次采用不等溫射流試驗(yàn)方法,得出了再燃截面上的速度和天然氣濃度分布,分析了流量、噴口布置方式、噴口在爐膛上的安裝高度之間的最佳配置方式.馮琰磊[8]將一、二次風(fēng)噴口簡(jiǎn)化為單個(gè)噴口,用無(wú)量綱組分方差的平方根評(píng)價(jià)了爐內(nèi)的混合狀況.朱明等[6]通過(guò)搭建試驗(yàn)臺(tái),分析了再燃?xì)饬魉俣鹊葘?duì)氣體再燃噴口射流特性及與上升煙氣混合情況的影響,得出了最佳的噴射速度和噴射角度.王偉平等[9]通過(guò)冷態(tài)模擬計(jì)算分析氣體再燃流場(chǎng)特性,分析了不同影響因素下(噴口數(shù)目、再燃風(fēng)速等)再燃?xì)饬鲗?duì)上升煙氣的覆蓋度.

本文在一臺(tái)220 t/h 鍋爐上進(jìn)行冷態(tài)試驗(yàn),采用Fluent軟件對(duì)全尺寸鍋爐爐內(nèi)流場(chǎng)特性進(jìn)行三維冷態(tài)模擬,分析了不同再燃噴口布置方式、氣流速度、停留時(shí)間等因素對(duì)流場(chǎng)特性的影響,為實(shí)際鍋爐運(yùn)行時(shí)提高再燃脫氮效率提供了理論依據(jù).

1物理模型

模擬鍋爐型號(hào)為HG-220/9.8-YM10,單爐膛,倒U型布置,室內(nèi)布置固態(tài)排渣,鋼球磨、中儲(chǔ)式熱風(fēng)送粉,四角切圓燃燒方式,爐膛部分采用正方形布置,寬度和深度均為7 570 mm,高為26 890 mm.改造后,每只燃燒器由7組噴口組成,燃燒器布置如圖1(a)所示.假想切圓直徑為700 mm,順時(shí)針旋轉(zhuǎn).每一風(fēng)室風(fēng)量均配有單獨(dú)風(fēng)門(mén)擋板控制.主燃區(qū)的長(zhǎng)度約為2 700 mm,主燃區(qū)上部450 mm 處布置再燃燃燒器.

物理模型為全尺寸爐膛,其網(wǎng)格劃分如圖1(b)所示,噴口入射角度如圖1(c)所示.

依據(jù)冷態(tài)?；?對(duì)各噴口設(shè)計(jì)風(fēng)速進(jìn)行冷態(tài)模化計(jì)算,各噴口當(dāng)量直徑如表1所示.

表1　冷態(tài)模擬噴口水力當(dāng)量直徑

圖1　某220 t/h煤粉爐燃燒器布置及物理模型

2數(shù)值模擬

2.1網(wǎng)格劃分及方法

計(jì)算區(qū)域選取冷灰斗到水平煙道段入口,以爐膛實(shí)際尺寸建立物理模型,模型分為3個(gè)部分:冷灰斗區(qū)、燃燒區(qū)及爐膛上部區(qū).為便于計(jì)算,對(duì)模型進(jìn)行以下合理簡(jiǎn)化:噴口伸出部分不考慮;屏式過(guò)熱器不考慮.采用ICEM軟件劃分網(wǎng)格,為保證計(jì)算精度,對(duì)主燃燒器去網(wǎng)格進(jìn)行了加密處理,網(wǎng)格間距為30 mm,主燃燒器區(qū)截面網(wǎng)格如圖1(c)所示.整個(gè)計(jì)算區(qū)域的網(wǎng)格大約1 501 006個(gè).

冷態(tài)試驗(yàn)過(guò)程氣流簡(jiǎn)化為等溫、穩(wěn)態(tài)、不可壓縮流動(dòng),故數(shù)學(xué)模型采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε雙方程湍流模型.國(guó)內(nèi)外許多學(xué)者在探索角置切向燃燒爐膛內(nèi)煤粉氣流的流動(dòng)、燃燒、傳熱過(guò)程的數(shù)值模擬研究中,氣相流動(dòng)模擬大多采用k-ε湍流雙方程模型[10],計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本符合,可以定性或定量地反映爐膛內(nèi)氣流流動(dòng)過(guò)程的基本特征.壁面處采用壁面函數(shù)法進(jìn)行處理,采用SIMPLE-C方法進(jìn)行迭代求解,該算法主要用于不可壓縮流場(chǎng)的數(shù)值模擬計(jì)算.

2.2邊界條件

工質(zhì)采用理想狀態(tài)下的空氣,其密度為1.293 kg/m3,動(dòng)力粘度為1.506×10-5Pa·s.冷態(tài)模擬計(jì)算的邊界條件有3個(gè):a.燃燒器入口處各噴口截面設(shè)為速度入口,入射角度和設(shè)計(jì)一致,水力直徑如表1所示;b.固體壁面處采取無(wú)速度滑移,無(wú)質(zhì)量滲透的邊界條件;c.爐膛出口處采取壓力出口邊界條件,出口壓力為-30 Pa.邊界條件及計(jì)算工況如表2和表3所示.

表2　冷態(tài)模化邊界參數(shù)

表3　冷態(tài)模擬計(jì)算工況

3結(jié)果分析

3.1爐內(nèi)空氣動(dòng)力場(chǎng)特性及模型驗(yàn)證

冷態(tài)試驗(yàn)依據(jù)冷態(tài)?；?試驗(yàn)工況與模擬工況1一致.冷態(tài)空氣動(dòng)力場(chǎng)的測(cè)試方法有多種,如:火花法、飄帶法、紙屑法、測(cè)速管測(cè)定法[11]、不等溫射流冷態(tài)試驗(yàn)法等[9].本文根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)情況選用飄帶法進(jìn)行測(cè)量,測(cè)量?jī)x器選用熱線風(fēng)速儀,采用十字網(wǎng)格法分別測(cè)試各噴口截面流場(chǎng)分布.通過(guò)試驗(yàn)結(jié)果和模擬結(jié)果對(duì)比分析,對(duì)數(shù)學(xué)模型進(jìn)行驗(yàn)證,結(jié)果如圖2所示.

圖2為中二次風(fēng)和上一次風(fēng)截面速度分布圖,圓點(diǎn)表示爐內(nèi)實(shí)測(cè)位置,藍(lán)色數(shù)據(jù)為實(shí)測(cè)值.從圖中可以看出,主燃區(qū)的中二次風(fēng)和上一次風(fēng)噴口截面氣流充滿度好,并在爐膛中心旋流形成切圓,沿噴口軸線方向射流速度均勻,貼近壁面風(fēng)速接近2 m/s,無(wú)刷墻現(xiàn)象,試驗(yàn)和模擬計(jì)算的假想切圓直徑都接近1 500 mm,約是假想切圓直徑700 mm的2倍.模擬計(jì)算切圓處中二次風(fēng)、上一次風(fēng)最大切向風(fēng)速分別為8 m/s和9 m/s,比實(shí)測(cè)值7.8 m/s,7.5 m/s略大.截面上各測(cè)點(diǎn)實(shí)測(cè)值與計(jì)算值的誤差為5%～10%,該模型能較好地模擬實(shí)際鍋爐的冷態(tài)空氣動(dòng)力場(chǎng)情況.

圖3為沿爐膛高度方向上中心截面的速度分布等勢(shì)圖.圖3(a)為無(wú)再燃工況,可以看出,爐內(nèi)上升氣流分別在主燃區(qū)和燃盡區(qū)形成兩個(gè)明顯的旋流區(qū),在該區(qū)域通過(guò)氣流卷吸作用使風(fēng)粉充分混合燃燒,同時(shí)也容易使?fàn)t內(nèi)火焰集中.圖3(b)為再燃工況,在再燃?xì)饬鞯臄_動(dòng)下,爐內(nèi)整個(gè)旋流流場(chǎng)分布均勻,旋流中心最大風(fēng)速為9 m/s,有利于拉長(zhǎng)爐內(nèi)火焰充滿度,保證爐內(nèi)溫度場(chǎng)均勻分布,更利于降低NOx.

圖2　工況1中二次風(fēng)、上一次風(fēng)截面冷態(tài)試驗(yàn)與模擬速度分布對(duì)比

圖3　沿爐膛高度方向中心截面模擬計(jì)算速度分布

3.2再燃噴口布置方式對(duì)流場(chǎng)特性的影響

圖4(a)和圖4(b)分別表示再燃噴口采用四角布置和八點(diǎn)布置方式.從圖中可以看出,兩種布置方式下的火焰沿噴口射流剛性較強(qiáng),再燃?xì)饬餮厣淞鬏S線方向上衰弱,在近截面中心形成明顯的旋流區(qū),即假想切圓,且切圓偏離較小,和實(shí)際運(yùn)行工況吻合較好.工況3中的假想切圓直徑約為2 500 mm,比工況2中的切圓直徑(約為1 500 mm)大66%,工況2、工況3在假想切圓處的最大切向速度分別為7 m/s和9 m/s.工況3中爐膛氣流充滿度和再燃?xì)饬骰旌铣潭让黠@增強(qiáng),旋流區(qū)中心氣流剛性較大.這是因?yàn)椴捎冒它c(diǎn)噴射時(shí),四角噴口射流受到側(cè)墻噴口橫向射流的擾動(dòng)和沖擊,氣流偏斜較早,在氣流剛性較強(qiáng)時(shí)與側(cè)墻噴口射流混合,在卷吸作用下形成強(qiáng)烈的旋流;僅采用四角噴射時(shí),火焰剛性較強(qiáng),再燃?xì)饬髟诮咏鼱t膛中心處衰弱形成旋流,并與上升煙氣混合.故采用八點(diǎn)噴射不僅使再燃?xì)饬鲗?duì)爐內(nèi)上升氣流的覆蓋面增大,且利于強(qiáng)化爐內(nèi)氣流混合.圖4(b)工況3中,在四側(cè)爐墻增加再燃噴口后,噴口背火側(cè)存在明顯的回流區(qū)域,而向火側(cè)與射流的交界處有明顯渦團(tuán),相比圖4(a)工況2中靠近側(cè)墻處再燃?xì)饬魑⑷?故再燃噴口八點(diǎn)布置方式有效地提高了近側(cè)墻處再燃?xì)饬髋c上升煙氣的混合程度,更利于NOx的還原.

圖4　不同噴口布置方式下再燃噴口截面模擬計(jì)算速度分布

3.3再燃風(fēng)量對(duì)流動(dòng)特性的影響

在對(duì)某220 t/h鍋爐氣體再燃改造中,再燃燃料量設(shè)計(jì)為其熱量占鍋爐總熱量的20%,再燃風(fēng)速設(shè)計(jì)值如表1所示.針對(duì)再燃風(fēng)量的影響，在冷態(tài)模擬情況下，分別計(jì)算了八點(diǎn)噴射布置方式下再燃量為20%,15%,10%,5%的4個(gè)工況(即對(duì)應(yīng)工況3,4,5,6)下的再燃噴口流場(chǎng)特性.文中計(jì)算以風(fēng)速大小表征風(fēng)量變化,詳細(xì)參數(shù)見(jiàn)工況表3,計(jì)算結(jié)果如圖5所示.

圖5　不同再燃風(fēng)量下再燃噴口截面模擬計(jì)算速度分布等勢(shì)圖

再燃量設(shè)計(jì)工況為20%時(shí)在圖4(b)表示,不再贅述.比較圖4(b)及圖5的速度分布圖可以看出,隨著再燃量的減少,再燃?xì)饬鳡t內(nèi)充滿度及旋流強(qiáng)度逐漸下降.如圖4(b)與圖5(a)所示,再燃量為20%和15%時(shí),各噴口氣流剛性較強(qiáng),四角再燃?xì)饬骱蛡?cè)墻再燃?xì)饬飨嗷?duì)沖擾動(dòng)、卷吸形成旋流,假想切圓直徑接近,約為2 500mm,切圓處最大切向速度分別為9 m/s和8 m/s,工況4中旋流區(qū)中心氣流剛性略弱.圖5(b)和圖5(c)中,再燃量為10%和5%時(shí),側(cè)墻再燃?xì)饬鲃傂匀?出噴口迅速衰減,無(wú)法到達(dá)爐膛中心與四角再燃?xì)饬餍纬尚?四角氣流剛性相對(duì)于工況4和工況5也明顯減小.圖5(b)中假想切圓直徑約為2 000 mm,切圓處切向速度為6 m/s,氣流充滿度和旋流強(qiáng)度的減弱直接影響氣體再燃還原NOx的效果.圖5(c)中,再燃量為5%時(shí),四角噴口射流無(wú)法到達(dá)爐膛中心,與圖5(d)對(duì)比可知,在每個(gè)噴口出口處受下層二次風(fēng)的影響出現(xiàn)高速旋流區(qū),說(shuō)明該工況下再燃?xì)饬鞑荒芨采w爐內(nèi)上升氣流,并受爐內(nèi)旋轉(zhuǎn)氣流影響較大.熱態(tài)試驗(yàn)也證明了當(dāng)再燃量為5%時(shí),再燃?xì)怏w對(duì)NOx的還原沒(méi)有效果[12],和該冷態(tài)模擬結(jié)果一致.

3.4再燃區(qū)高度對(duì)流場(chǎng)特性的影響

再燃區(qū)高度指再燃噴口中線到燃盡風(fēng)噴口中線的距離,決定再燃區(qū)停留時(shí)間的大小.工程改造中,根據(jù)煤質(zhì)資料和現(xiàn)場(chǎng)布置,再燃噴口的再燃區(qū)停留時(shí)間設(shè)計(jì)值為0.67 s(即再燃噴口到下層燃盡風(fēng)噴口中線距離L1為3 600 mm),再燃噴口到中層燃盡風(fēng)、上層燃盡風(fēng)噴口中線的距離分別為L(zhǎng)2=4 360 mm和L3=4 690 mm,冷態(tài)模擬分別計(jì)算不同再燃區(qū)高度下再燃流場(chǎng)特性,結(jié)果如圖6所示.

從圖6可以看出,3種工況下氣流速度分布均勻,在爐膛形成假想切圓直徑均約為2 500 mm,切圓處切向風(fēng)速在7 m/s左右,再燃?xì)饬鲗?duì)上升氣流的覆蓋面及旋流混合影響不明顯,表明再燃區(qū)停留時(shí)間設(shè)計(jì)是合理的,增大再燃區(qū)距離對(duì)流場(chǎng)分布影響不大.Nazeer等[13]用天然氣作為再燃燃料,試驗(yàn)表明,增加再燃區(qū)的停留時(shí)間對(duì)降低NOx是有利的,但是當(dāng)停留時(shí)間超過(guò)0.7 s時(shí)就變得不再重要.張忠孝等[14]在沉降爐上試驗(yàn),發(fā)現(xiàn)再燃區(qū)最佳停留時(shí)間為0.6 s,與此結(jié)論基本吻合.

圖6　不同再燃區(qū)高度下再燃噴口截面模擬計(jì)算速度分布

4結(jié)論

采用三維數(shù)值模擬方法對(duì)氣體再燃改造后的爐內(nèi)冷態(tài)流場(chǎng)進(jìn)行計(jì)算,用冷態(tài)試驗(yàn)結(jié)果對(duì)數(shù)學(xué)模型進(jìn)行驗(yàn)證,分析了不同再燃噴口布置方式、再燃量、再燃區(qū)高度對(duì)再燃區(qū)冷態(tài)流場(chǎng)特性的影響,得出如下結(jié)論:

a. 爐內(nèi)冷態(tài)空氣動(dòng)力場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果與模擬計(jì)算值的誤差為5%～10%,該模型能較好地模擬實(shí)際鍋爐的冷態(tài)流場(chǎng)工況.增加再燃噴口后,旋流區(qū)沿爐高方向拉長(zhǎng),流場(chǎng)分布均勻,利于拉長(zhǎng)爐內(nèi)火焰充滿度,保證了爐內(nèi)溫度場(chǎng)分布均勻,更有效地降低了NOx的排放.

b. 再燃噴口八點(diǎn)布置方式比四角布置方式的假想切圓直徑大66%,旋流區(qū)氣流剛性明顯增強(qiáng),且在噴口背火側(cè)形成回流區(qū),明顯提高了再燃?xì)饬鲗?duì)上升氣流的覆蓋度,該布置方式更利于NOx的還原.

c. 隨著再燃量的減少,再燃?xì)饬鳡t內(nèi)充滿度及旋流強(qiáng)度逐漸下降,再燃量為20%和15%時(shí),對(duì)流場(chǎng)分布影響不明顯.再燃量為5%時(shí),再燃?xì)饬鳠o(wú)法與爐內(nèi)上升氣流充分混合,最佳再燃量為15%.

d. 再燃區(qū)高度距離設(shè)計(jì)為3 600 mm是合理的,增大再燃區(qū)距離對(duì)流場(chǎng)分布影響不大.

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(編輯:董偉)

Numerical Simulation on Cold Flow Field Characteristics in Gas Reburning Zone

CHEN Baoming1,LI Weiwei2,ZHANG Zhongxiao1,BI Degui1,LI Mingqiang1

(1.School of Energy and Power Engineering, University of Shanghai for Science and Technology,Shanghai 200093,China; 2.Tongliao Thermal Power Co.,Ltd.,Tongliao 028200,China)

Abstract：The boiler which uses the gas reburning technology was taken as a physical model to simulate the cold flow field characteristics in the furnace.A standard k-ε two-equation turbulent model was introduced,and the mathematical model was verified by the cold state test results.The results show that the deviation between the cold test results and the simulation value is about 5%～10%.So,the model can well simulate the actual boiler flow field conditions.The cyclone zone will stretch along the direction of furnace height after increasing the reburning spout,which is conducive to lengthen the furnace flame fullness.The diameter of the imaginary inscribed circle of the eight layout reburning jet is 66% larger than that of the corners arrangement.Moreover,by the former layout,a recirculation zone is formed in the fire back side of the vents,and the reburning airflow improves the coverage of the updraft.When the reburning amount is 5%,the reburning airflow can’t be mixed with the furnace updraft fully.The best reburning amount is 15%,and the height of the reburning zone of about 3 600 mm is a reasonable design.Increasing the distance of the reburning zone has little effect on the flow distribution.

Keywords：gas reburning; cold flow field; numerical simulation

中圖分類(lèi)號(hào)：TK 229

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

通信作者：張忠孝(1959-),男,教授.研究方向:清潔燃燒技術(shù).E-mail:zhzhx222@163.com

收稿日期：2015-03-27

DOI：10.13255/j.cnki.jusst.2016.02.004

文章編號(hào)：1007-6735(2016)02-0120-06

第一作者： 陳寶明(1978-),男,碩士.研究方向:清潔燃燒技術(shù).E-mail:chenbm@wisebond.net