40 t/h循環流化床鍋爐爐內燃燒數值模擬

楊泉

(山西朔州平魯區茂華白蘆煤業有限公司，山西 朔州 036000)

40 t/h循環流化床鍋爐爐內燃燒數值模擬

楊泉

(山西朔州平魯區茂華白蘆煤業有限公司，山西 朔州 036000)

數值模擬是研究工程氣固兩相流中輔助試驗方法的一種強有力的工具，采用數值模擬方法對40 t/h循環流化床鍋爐的燃燒進行了研究，計算分析了爐內的速度場分布情況。針對氣流流場分析結果提出了布風板不均勻進風的措施，并對二次風進口進行了改進。

循環流化床鍋爐；燃燒；數值計算；布風板

0 引言

為了尋找最佳運行工況，保證煤粒能夠高效燃燒，本文通過數值模擬對實際問題進行分析。煤粒在循環流化床鍋爐內的燃燒較為復雜[1-5]，需要對爐內顆粒和氣相流動、煤粒與氧氣的反應以及各種換熱過程有深刻的理解和認識[6-8]。隨著科學技術的進步、計算機技術的不斷成熟以及理論知識的不斷完善和鞏固，關于燃燒方面的數值模擬也在快速發展[9-12]，本文選取40 t/h循環流化床鍋爐作為對象進行爐內燃燒的數值模擬研究。

1 計算模型及數值方法

為了快速有效地研究循環流化床鍋爐內的燃燒狀況，將40 t/h循環流化床鍋爐進行了簡化，去掉旋風分離器和回料裝置等部分，換成從底部平面均勻進一次風，僅研究爐膛的主體部分。為保證物料循環，計算過程中將出口處的顆粒返送至回料口，使用Solidworks建立幾何模型，如圖1所示。

圖1 鍋爐爐膛主體結構 圖2 一、二次風入口墻面劃分細節

1.1 網格劃分

本文使用Gambit劃分體網格，選擇劃分混合網格。本文網格劃分方法為Tet/Hybrid(指定該網格主要包括四面體網格單元，但在適當的位置也可以包含六面體楔體網格)，劃分類型為Tgrid。使用Tgrid劃分網格時，不分解幾何模型直接劃分網格，在四面體網格和六面體網格之間自動采用金字塔網格過渡，劃分結果如圖2所示。

1.2 網格的無關性驗證

本文取底部一次風進口風速為5.6 m/s，二次風進口風速為30.0 m/s，將出口的平均速度作為驗證條件，分別對不同網格數進行驗證，結果如圖3所示。

圖3 不同網格數下出口平均風速

由圖3可知，網格數為79×104時出口風速已經趨于平緩。在實際使用中，既要保證網格準確度，又要盡量減少計算量[13-16]，為了方便計算，本文取網格數為79×104的網格進行模擬。

1.3 3個工況下冷態求解的速度場

不同工況的參數見表1。在X=0.750 m的鍋爐中心橫截面Y方向的速度場分布如圖4所示。

先分析3個工況下沿Y方向速度場共有的性質：從圖4可以看出，一次風從爐膛底部進入后，在低位二次風進口處與二次風混合，速度得到快速提升，隨著爐膛高度的增加，速度先增大后減小；然后與高位二次風相遇，速度又得到快速提升，也經歷了先增大后減小的過程；在爐膛頂部，由于爐膛出口的影響(截面積變小)，空氣開始回流(速度為負值，表示方向沿著Y軸負方向)，隨著與爐膛出口距離的減小，速度逐漸增大。

表1 不同工況的參數

圖4 X=0.750 m的鍋爐中心橫截面Y方向的速度場

3種工況下速度場的分布也有差異：在一次風與低位二次風混合的區域，速度發生急劇變化，這有利于燃燒過程中燃料與氧氣的充分接觸，而相比于工況1和工況2，工況3下等速度線的分布更為密集，證明該區域的速度變化更為頻繁，意味著工況3下燃料和氧氣的混合最為劇烈；在靠近二次風進口處速度最大，說明密相區空氣的混合強度大，有利于燃燒，而工況3下，靠近二次風進口處的速度最大；在稀相區，工況3的速度變化逐漸趨于平緩，速度分布較為均勻，而工況1和工況2下，速度在爐膛上部還在發生變化。

圖5 Z=-2.090 m的鍋爐中心縱截面Y方向的速度場

Z=-2.090 m的鍋爐中心縱截面Y方向的速度場如圖5所示。從圖5可以看出，一次風從底部均勻進入，在與低位二次風相遇后速度發生劇烈變化，先持續增大，并且爐膛中心速度大于靠近墻壁處的速度，隨著爐膛高度的上升，速度逐漸減小；在與高位二次風混合后，速度又經歷先增大后減小的過程，隨著爐膛高度的上升，速度分布逐漸趨于均勻；在爐膛出口處，由于截面積突然減小，速度迅速增大；受爐膛出口的影響，爐膛頂部空氣回流，出現了低速渦流現象[17-20]。與工況1相比，在密相區和二次風進口處，工況2的速度變化更為頻繁，說明其擾動也更為強烈；工況2和工況3在二次風進口處的混合都比較劇烈，但從中心的最大速度來看，工況3最大速度為10 m/s，工況2最大為8 m/s，所以工況3的混合程度要大于工況2。

在Y=2.535 m截面處，也就是低位二次風進口處，對比3種工況下沿X軸方向的速度場，如圖6所示。除了由于不同一、二次風配比導致的進口處速度不同，其他基本沒有太大的區別。

圖6 Y=2.535 m截面處沿X軸方向的速度場

根據以上分析可以看出，工況3的氣流組織較優，但也存在一些問題：從圖4的速度場分布看，靠近墻壁兩側的風速要高于爐膛中心的速度，會造成爐膛中心區域嚴重缺氧；氣流對水冷壁的沖刷較為嚴重，會加大水冷壁的磨損，使水冷壁受熱不均勻，影響水循環，嚴重時可能導致爆管事故；同時，氣流在向兩側偏斜時，高位二次風經切向射入，并沒有對其產生干擾，因此可以推斷，高位二次風對上升氣流的干擾度不夠，需要針對氣流組織的分析結果做出改進。

2 改進措施

2.1 布風板不均勻進風

從布風板中心區域向周界區域的進風量逐級遞減，這樣可以提高中心區域一次風的穿透能力，增強爐膛中心的氣流強度和氣流量，改善由于側墻附近氣流速度過大而對水冷壁管壁的沖刷磨損問題和爐膛中心的缺氧問題[21-23]。

2.2 對二次風進口進行改進

從氣流組織的模擬結果來看，應加強二次風對上升氣流的干擾效果，具體措施如圖7所示。

圖7 復合型旋流供風管道

通過改進流化床鍋爐供風裝置，設計復合型供風管道和旋流葉片，實現供風的穿透性，擾動爐膛中心位置的一次風，強化與底部供風的混合。

3 結論

本文介紹了模型的簡化假設，展示了所使用的物理模型以及網格劃分的細節，而且對其做了網格無關性驗證。通過求解冷態流場并對其進行簡要分析，找到問題的可能原因并進行了改進。

[1]管衛華,顧朝林,林振山.中國能源消費結構的變動規律研究[J].自然資源學報,2006,21(3):401-407.

[2]馬馳,胡慧攀.論國際電力工業結構重組及對我國的借鑒[J].特區經濟,2006(2):154-155.

[3]陳偉,陳一平.循環流化床鍋爐特點及其發展現狀[J].湖南電力,2005,25(1):59-62.

[4]周一工.國外大型循環流化床鍋爐的發展與問題[J].北京節能,1999(2):7-10.

[5]孫獻斌.國外循環流化床鍋爐的大型化技術[J].熱力發電,1996,25(6):48-53.

[6]WANG T S,YAN G,NA Y,et al.The development of staged circulating fluidized bed combustion boiler with louver type separators[J].Human events,1997,40(3):358-360.

[7]LUO Z Y,HE H,WANG Q H,et al.Status quo-technology of circulating fluidized bed boiler and its prospects of development[J].Power engineering,2004,24(6):761-767.

[8]LIU Y,LIU D C.Development of Alstom large size circulating fluidized bed boiler[J].Electrical equipment,2006,7(12):18-21.

[9]邵毅.循環流化床鍋爐的現狀及發展趨勢[J].中國能源,1989,11(4):24-28.

[10]周慧,周毅.循環流化床鍋爐技術[J].西安礦業學院學報,1999(1):65-69.

[11]趙果然.循環流化床鍋爐國內外現狀概述[J].鍋爐制造,2009(4):19-21.

[12]LECKNER B,AMAND L E,LUCKE K,et al.Gaseous emissions from co-combustion of sewage sludge and coal/wood in a fluidized bed [J].Fuel,2004,83(4):477-486.

[13]王俊生,王艷,白紅亮.淺談循環流化床鍋爐技術的國內外現狀[J].內蒙古石油化工,2012(6):122-123.

[14]商華偉.循環流化床鍋爐技術的現狀及發展前景[J].城市建設理論研究:電子版,2015(23):6447-6448.

[15]朱征宇.25 t/h循環雙流化床鍋爐在節能改造中的應用與探討[J].中國井礦鹽,2013,44(6):32-34.

[16]賈東坡.循環流化床鍋爐燃燒優化數值模擬研究[D].北京：華北電力大學,2013.

[17]項華.影響循環流化床鍋爐燃燒效率的因素及調整對策[J].中國科技博覽,2015(2):76.

[18]李敬珂.影響循環流化床鍋爐燃燒熱效率的因素和提高途徑[J].化肥工業,2015,42(3):26-28.

[19]MILLER B B,KANDIYOTI R,DUGWELL D R.Trace element emissions from co-combustion of secondaiy fuels with coal: A comparison of bench-scale experimental data with predictions of a thermodynamic equilibrium model[J]. Energy fuels,2002,16(4):956-963.

[20]YANG M, ZHANG Z X,YU J,et al.Denitrication mechanism analysis and experiment of selective non-catalytic eduction of flue gas of circulating fluidized bed[J].Journal of combustion science and technology,2014,20(2):101-105.

[21]THOMPSON D,ARGENT B B.Thermodynamic equilibrium study of trace element mobilisation under pulverised fuel combustion conditions[J].Fuel,2002,81(3):345-361.

[22]雍玉梅,呂清剛.130 t/h循環流化床鍋爐燃燒系統的數值模擬[J].鍋爐技術,2003,34(5):17-21,26.

[23]張瑞卿,楊海瑞,呂俊復.應用于循環流化床鍋爐氣固流動和燃燒的CPFD數值模擬[J].中國電機工程學報,2013,33(23):75-83.

(本文責編：劉芳)

楊泉(1989—)，男，山西朔州人，工程師，從事煤電裝備技術管理工作(E-mail:476242306@qq.com)。

TK 229.6+6

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1674-1951(2017)11-0010-03

2017-10-10；

2017-10-22