四墻切圓鍋爐水冷壁顆粒沖擊特性數(shù)值模擬

吳 威， 秦 明， 蘇 航， 劉 輝

(哈爾濱工業(yè)大學(xué) 能源科學(xué)與工程學(xué)院， 哈爾濱 150001)

在鍋爐內(nèi)部燃燒的復(fù)雜動態(tài)過程中，煤燃燒時產(chǎn)生的大量灰分，造成鍋爐壁面磨損，使水冷壁減薄，易導(dǎo)致水冷壁管在高溫下強(qiáng)度不夠而爆管，其危害作用同高溫腐蝕一樣嚴(yán)重[1]. 尤其對切圓燃燒方式，因其燃燒器布置方式的原因，含灰氣流更易沖擊到壁面上，造成嚴(yán)重磨損.

爐膛受熱面磨損一直是電站鍋爐安全運(yùn)行關(guān)注的焦點[2-3]，鍋爐水冷壁面受煤灰顆粒磨損作用的主要影響因素包括材料特性、壁面顆粒沖擊質(zhì)量、顆粒沖撞速率和沖撞角度等. 數(shù)值模擬作為一種有效方法，已經(jīng)廣泛用于鍋爐的研究[4-5]，但基于AnsysFluent平臺的的煤粉爐燃燒數(shù)值模擬，其使用的兩相流動模型為拉格朗日軌道模型，該模型只能給出指定顆粒的速度跡線，無法直接輸出壁面上固定位置的速度參數(shù). 周亮[6]用水冷壁壁面處的碳粒濃度(kg·m-3)作為壁面顆粒沖擊強(qiáng)度的表征手段，定性地比較了不同燃燒工況下水冷壁受顆粒沖擊的強(qiáng)度；李琪[7]和周勇[8]通過統(tǒng)計水冷壁壁面顆粒數(shù)目來表征沖擊壁面的顆粒量；付旭晨等[9]通過燃燒器平面的氣流速度場分布來定性判斷水冷壁是否發(fā)生沖刷現(xiàn)象，章琪等[10]通過統(tǒng)計壁面的顆粒質(zhì)量來計算顆粒碰壁的幾率. 可見由于拉格朗日模型的限制，煤粉鍋爐模擬文獻(xiàn)并未關(guān)注壁面上顆粒的速度及質(zhì)量流量，而是以壁面的顆粒濃度及近壁面的流場速度來表征顆粒的沖擊情況.

為得到水冷壁壁面顆粒沖擊質(zhì)量、顆粒沖撞速率和沖撞角度的真實數(shù)值，本文使用AnsysFluent對超臨界四墻切圓鍋爐爐內(nèi)燃燒過程進(jìn)行數(shù)值模擬，利用Fluent內(nèi)部的沖蝕磨損模型得到壁面的顆粒質(zhì)量沖擊量，通過Fluent內(nèi)含DPM顆粒的后處理功能得到壁面沖擊顆粒的速度數(shù)據(jù)，為分析鍋爐實際運(yùn)行中的磨損侵蝕特性提供參考.

1 模擬對象及模型條件設(shè)置

1.1 模擬對象

模擬對象為某660 MW超臨界鍋爐，鍋爐為單爐膛，Π型布置，鍋爐的寬、深、高分別為19.0832、19.0832 、68.5 m，燃燒器采用四墻切圓燃燒方式，分為上下兩組，SOFA風(fēng)燃燒器采用四角切圓布置，共4層，基本尺寸見圖1.

該鍋爐的實際燃用煤種的成分分析見表1. 在鍋爐實際投入使用后，由于實際燃用煤種灰分較高，爐內(nèi)水冷壁面發(fā)生嚴(yán)重磨損. 本次模擬的目的在于得到煤灰顆粒對水冷壁壁面的沖擊情況，故選實際投入使用的高灰分煤為研究對象.

工業(yè)分析(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)MtMadAarVdaf元素分析(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)CarHarOarNarSt,arQnet,ar/(MJ·kg-1)13.164.6228.9039.7443.772.889.080.891.4516.62

負(fù)荷越高，燃煤量越大，灰量越高，則磨損作用越劇烈，故本次模擬選用100%BMCR工況來設(shè)置參數(shù)，燃燒器設(shè)計參數(shù)見表2.

表2 100%BMCR工況下燃燒器設(shè)計參數(shù)

1.2 模型設(shè)置及條件設(shè)置

鍋爐燃燒過程中物料進(jìn)入與煙氣排出是穩(wěn)定均衡的，故將鍋爐燃燒模擬定為穩(wěn)態(tài)過程，主要模型選擇見表3. 湍流流動過程使用計算量較小且適于充分發(fā)展湍流的Realizablek-ε模型[11]，氣固兩相過程使用拉格朗日隨機(jī)軌道模型[12]，輻射傳熱過程使用計算較簡便的P1模型[13]，揮發(fā)份析出使用雙步競爭反應(yīng)模型[14]，焦炭燃燒過程使用動力/擴(kuò)散模型[15]，這些模型均是超臨界煤粉鍋爐數(shù)值模擬計算的常用模型[16-17].

表3 主要計算模型

結(jié)合超臨界鍋爐運(yùn)行特點及相關(guān)模擬文獻(xiàn)來選取水冷壁壁面溫度值. 劉敦禹等[18]根據(jù)水冷壁管的工質(zhì)溫度及管壁熱阻，將660 MW超臨界鍋爐水冷壁溫定為694 K，李德波等[19]將660 MW亞臨界四角切圓燃煤鍋爐的壁面溫度設(shè)為690 K，故本文將水冷壁內(nèi)壁溫度設(shè)為690 K.

1.3 網(wǎng)格劃分及無關(guān)性檢驗

使用SolidWorks軟件繪制鍋爐三維圖，導(dǎo)入ICEM劃分網(wǎng)格，在燃燒器噴口處采取加密處理. 分段繪制各區(qū)段網(wǎng)格，通過interface功能將各區(qū)段網(wǎng)格拼接為整體. SOFA風(fēng)流動區(qū)域采取如下網(wǎng)格策略：在八邊形橫截面上進(jìn)行O block處理，同時充分考慮射流真實形狀，合理設(shè)計噴口向切圓的引線分布. 模擬主要關(guān)注區(qū)域為折焰角以下的爐內(nèi)空間，因此爐膛上部區(qū)域網(wǎng)格分布稀疏，避免增加多余計算量.

選用3種不同網(wǎng)格量的mesh文件進(jìn)行無關(guān)性驗證，其網(wǎng)格量分別為89萬、159萬和201萬，驗證結(jié)果見表4. 模擬關(guān)注的區(qū)域為折焰角以下的爐內(nèi)區(qū)域，因此參與比較的模擬結(jié)果包括下爐膛出口氧氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)及下爐膛出口截面平均溫度. 由表4可以看出，159萬網(wǎng)格與201萬網(wǎng)格的模擬結(jié)果是接近的，兩種網(wǎng)格計算的下爐膛出口氧氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)相差0.194 %，下爐膛出口平均溫度僅相差2.666 4 K，而89萬網(wǎng)格計算的下爐膛出口氧氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)比201萬網(wǎng)格計算結(jié)果高出2.047 %，因此選用159萬網(wǎng)格進(jìn)行數(shù)值模擬.

表4 網(wǎng)格無關(guān)性檢驗結(jié)果

經(jīng)過網(wǎng)格無關(guān)性驗證，綜合考慮計算精度要求及計算時間，本文最終選取的總網(wǎng)格數(shù)為159萬. 鍋爐網(wǎng)格劃分情況見圖2.

圖2 鍋爐網(wǎng)格劃分

2 壁面灰分質(zhì)量沖擊量及沖擊速度的計算方法

2.1 水冷壁面顆粒速度表示方法

根據(jù)模型機(jī)理，拉格朗日軌道模型只包含顆粒的速度跡線，無法得出顆粒在固定坐標(biāo)點的速度. 本次模擬利用Fluent結(jié)果輸出中的Sample功能，將壁面上顆粒軌跡的信息導(dǎo)入到DPM文件中，用Excel進(jìn)行點數(shù)據(jù)處理. DPM文件中包含打在壁面上的顆粒的坐標(biāo)、各向速度、顆粒粒徑、停留時間、射流來源等信息，通過Excel公式編寫，可得到壁面上的合速度、水平合速度、沖擊角及水平面上沖擊角.

2.2 水冷壁壁面灰分流量計算方法

模擬計算灰分流量，目的在于確定氣流中固體顆粒濃度，評估磨損狀況. 顆粒速度、顆粒特性、壁面特性等決定了磨損系數(shù)，該系數(shù)表征單位質(zhì)量沖擊顆粒所導(dǎo)致的材料磨損質(zhì)量. 要得出水冷壁受顆粒沖擊的侵蝕深度，需要得到單位面積沖擊水冷壁表面的顆粒質(zhì)量流量.

用Fluent自帶的沖蝕磨損模型來顯示壁面煤灰顆粒單位面積的質(zhì)量流量，該模型的公式如下：

(1)

式中：mp為沖擊壁面的顆粒的質(zhì)量流速，C(dp)為顆粒直徑的函數(shù)，α為顆粒沖擊壁面的角度，f(α)為沖擊角度的函數(shù)，v為顆粒相對于壁面的速度，b(v)是此相對速度的函數(shù)，Aface為網(wǎng)格在壁面?zhèn)鹊拿娣e.

該模型可顯示出單位面積單位時間的磨損質(zhì)量，若令C(dp) = 1，f(α) = 1，b(v) = 0，則該模型恰好可顯示出某壁面單位面積的顆粒質(zhì)量流速，故通過調(diào)整參數(shù)的沖蝕模型來顯示單位面積沖擊壁面的灰分質(zhì)量流速，其單位為kg·m-2·s.

3 模擬結(jié)果及分析

通過下爐膛出口截面的平均溫度比較來驗證數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性. 模擬所得下爐膛出口的平均溫度為1 639.141 4 K，而該鍋爐在滿負(fù)荷100 %BMCR工況下的下爐膛出口設(shè)計溫度為1 623 K，溫度誤差在1 %以內(nèi)，證明本次燃燒模擬結(jié)果是準(zhǔn)確可信的.

3.1 水冷壁面顆粒沖擊量結(jié)果

水冷壁沖蝕磨損主要發(fā)生在燃燒器區(qū)域，因此本文關(guān)注的是燃燒器區(qū)域壁面的顆粒沖擊量. 為了更直觀地將壁面顆粒沖擊分布與壁面燃燒器噴口位置對應(yīng)起來，給出燃燒器噴口在燃燒器區(qū)壁面的具體分布位置，如圖3所示.

圖3 燃燒器噴口在壁面分布位置示意

采用2.2節(jié)所述的模型方法，得到壁面的顆粒質(zhì)量沖擊量，如圖4所示. 圖中的橫坐標(biāo)方向已經(jīng)經(jīng)過調(diào)節(jié)，燃燒器噴口均位于偏右區(qū)域. 可以看出，在壁面左右兩側(cè)存在沖擊量超過2 kg·m-2·s的沖蝕區(qū)，而壁面中間區(qū)域的沖蝕面積分布廣泛,但數(shù)值僅有0.1 ～ 1.0 kg·m-2·s. 右半側(cè)壁面的沖擊量核心區(qū)最大值可達(dá)8.0 kg·m-2·s，其橫坐標(biāo)絕對值均在5 m左右，位于燃燒器噴口附近，而燃燒器噴口屬于獨立于水冷壁的結(jié)構(gòu)，故不探討燃燒器噴口附近的沖擊量. 噴口對側(cè)的左半部分壁面沖擊量的最大值可達(dá)到6 kg·m-2·s，在后墻壁面縱坐標(biāo)為31～34 m的區(qū)域及右側(cè)墻25 ～ 27 m的區(qū)域，存在著沖擊量達(dá)到6 kg·m-2·s的核心區(qū)域(圖中標(biāo)紅位置)，與圖3比對可知，后墻核心區(qū)域與d組一次風(fēng)及e組一次風(fēng)在同一平面，右側(cè)墻核心區(qū)域與b一次風(fēng)在同一平面，說明后墻d、e一次風(fēng)及右側(cè)墻b一次風(fēng)的送煤氣流易導(dǎo)致壁面磨損.

(a)前墻壁面

(b) 后墻壁面

(c)左側(cè)墻壁面

(d) 右側(cè)墻壁面

Fig.4 Impact mass flow value of waterwall in the burner area (kg·m-2·s)

3.2 水冷壁壁面附近氣流速度分布

為與真實的壁面顆粒速度進(jìn)行比較，在距壁面300 mm處建立豎直觀察面，得到各墻近壁面區(qū)域流場的煙氣速度分布，如圖5所示. 由圖可見，近壁面的最大速度可達(dá)到18 m·s-1，出現(xiàn)在前墻的a一次風(fēng)噴口下方，各墻面均存在著15 m·s-1的速度核心區(qū).

圖5 各墻燃燒器區(qū)域近壁面流場速度分布(m·s-1)

3.3 水冷壁壁面顆粒速度分布

根據(jù)模型機(jī)理，拉格朗日軌道模型只計算指定顆粒的速度，無法直接得出顆粒在壁面指定位置上的速度分布. 本次模擬利用Fluent結(jié)果輸出中的Sample功能，將壁面上顆粒軌跡的信息導(dǎo)入到DPM文件中，用Excel進(jìn)行點數(shù)據(jù)處理. DPM文件中包含打在壁面上的顆粒的坐標(biāo)、各向速度、顆粒粒徑、停留時間、射流來源等信息. 通過公式編寫，可得到壁面上的合速度及水平?jīng)_擊角. 由于沖蝕磨損主要發(fā)生在燃燒器區(qū)域，故本文處理的壁面顆粒數(shù)據(jù)來自上下兩組燃燒器區(qū)域.

兩組燃燒器區(qū)域的壁面顆?？偹俣却笮〗y(tǒng)計見圖6及7. 從圖中可以看出，兩區(qū)段壁面顆粒速度的主體范圍均為5 ～ 20 m·s-1，總占比超過了80 %；20 ～ 25 m·s-1顆粒的占比接近10 %；存在速度超過30 m·s-1的顆粒，但數(shù)量占比不超過0.3 %.

圖6 第一組燃燒器壁面顆?？偹俣确植冀y(tǒng)計

Fig.6 Particle velocity distribution statistics on waterwall in the first burner group area

圖7 第二組燃燒器壁面顆粒總速度分布統(tǒng)計

Fig.7 Particle velocity distribution statistics on waterwall in the second burner group area

兩組燃燒器區(qū)壁面的顆粒水平?jīng)_擊角度統(tǒng)計見圖8和9. 可以看出，兩區(qū)段壁面顆粒水平?jīng)_擊角度分布均勻，各角度區(qū)間的占比都超過10 %，其中0°～ 15°和15°～ 30°的占比均超過了20 %，0°～ 15°角度區(qū)間占比可達(dá)25.77 %，15°～ 30°角度區(qū)間占比可達(dá)22.50 %，而其他角度區(qū)間的占比在10 % ～ 16 %.

圖8 第一組燃燒器壁面顆粒水平?jīng)_擊角度分布統(tǒng)計

Fig.8 Horizontal angle distribution statistics on waterwall in the first burner group area

將DPM文件包含的數(shù)據(jù)導(dǎo)入Origin做圖，得到兩組燃燒器所在的第二區(qū)段和第三區(qū)段壁面的顆粒速度分布. 由于這些數(shù)據(jù)點是離散的，且導(dǎo)入的數(shù)據(jù)不包含網(wǎng)格形狀信息，因此速度分布圖的視覺效果較差，在這里僅給出2.1節(jié)指出的高顆粒沖擊量墻面的壁面顆粒速度分布. 燃燒器區(qū)域后墻顆粒沖擊速度分布如圖10所示，將其與圖4(b)對比可以看出，在橫坐標(biāo)約3 m縱坐標(biāo)約32 m處，質(zhì)量沖擊量高達(dá)6 kg·m-2·s，同時其顆粒沖擊速度可達(dá)到25 ～ 29 m·s-1(圖中標(biāo)紅處)，表明該處壁面同時存在較大的顆粒沖擊量和較高的沖擊速度，易發(fā)生嚴(yán)重磨損.

圖9 第二組燃燒器壁面顆粒水平?jīng)_擊角度分布統(tǒng)計

Fig.9 Horizontal angle distribution statistics on waterwall in the second burner group area

圖10 燃燒器區(qū)域后墻顆粒沖擊速度分布

Fig.10 Particle velocity distribution on the back wall in the burner group area

對比壁面區(qū)域的氣體速度場和固體顆粒的速度分布，可見在局部區(qū)域固體顆粒的速度甚至超過了氣流速度，這是由于燃燒器噴口出口速度較高，其中二次風(fēng)速度達(dá)到40 m·s-1以上(見表2)，含顆粒氣流射入爐內(nèi)后，氣流速度開始衰減，但固體顆粒因其慣性較大，速度衰減較氣體慢，因而出現(xiàn)壁面局部區(qū)域固體顆粒速度比氣體高的狀況. 這也說明以往單純用壁面氣體流速反映磨損狀況的做法具有局限性.

4 結(jié) 論

1)在壁面左右兩側(cè)存在沖擊量較高的沖蝕區(qū)，其位置分別對應(yīng)燃燒器噴口附近區(qū)域及噴口對面的壁面邊沿，而壁面中間區(qū)域的沖蝕面積分布廣泛但數(shù)值較低，噴口對側(cè)的左半部分壁面沖擊量的最大值可達(dá)到6 kg·m-2·s，該極值出現(xiàn)在后墻壁面d、e一次風(fēng)平面上及右側(cè)墻b一次風(fēng)平面上；

2)兩層燃燒器壁面顆粒速度的主體范圍均為5～20 m·s-1，其中顆粒速度為5～10、10～15及15～20 m·s-1的顆粒占比均超過了20 %，而20～25 m·s-1顆粒占比在7%～11%，并且存在速度超過30 m·s-1的顆粒，但占比不足0.3 %，速度超過25 m·s-1的顆粒占比則不超過1 %；

3)兩層燃燒器的壁面顆粒水平?jīng)_擊角度都分布得較為均勻，以15°為區(qū)間間隔，各角度區(qū)間的占比都可達(dá)到10 %，其中0°～15°和15°～30°的占比均超過了20 %，其他各區(qū)間占比分布在10%～16%；

4)壁面顆粒沖擊速度的實際顯示結(jié)果表明：最大值可超過30 m·s-1，且后墻第二組燃燒器區(qū)域同時出現(xiàn)了較高的顆粒沖擊量和25 ～ 29 m·s-1的顆粒沖擊速度，表明水冷壁存在高速、大量的顆粒沖擊區(qū)域，易發(fā)生嚴(yán)重磨損；

5)燃燒器壁面部分沖擊顆粒的最高速度超過30 m·s-1，但其占比不足0.3 %，而20 ～ 25 m·s-1的沖擊顆粒占比接近10 %，因此在壁面顆粒的沖蝕磨損研究中，應(yīng)將20 ～ 25 m·s-1的沖擊速度作為磨損最嚴(yán)重處的參考速度.

6)在壁面的局部區(qū)域，氣固兩項氣流射入爐內(nèi)后，氣流速度開始衰減，但固體顆粒因其慣性較大，速度衰減較氣體慢，因而出現(xiàn)壁面局部區(qū)域固體顆粒速度甚至比氣體速度高的狀況，表明以往單純用壁面氣體流速反映磨損狀況具有局限性.