58 MW旋流煤粉鍋爐爐內(nèi)溫度場模擬

陳偉鋒，楊維國，高文學(xué)，呂 薇，齊國利，張松松

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58 MW旋流煤粉鍋爐爐內(nèi)溫度場模擬

陳偉鋒1，楊維國1，高文學(xué)1，呂 薇1，齊國利2，張松松2

（1.哈爾濱理工大學(xué)機械動力工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150080； 2.中國特種設(shè)備檢測研究院，北京 100029）

研究燃煤鍋爐爐內(nèi)溫度場，對于合理改變鍋爐運行工況從而提高鍋爐效率具有重要意義。本文以某58 MW機組旋流煤粉鍋爐為研究對象，根據(jù)鍋爐的真實尺寸建立物理模型，通過現(xiàn)場試驗數(shù)據(jù)驗證了計算數(shù)據(jù)的可靠性；依據(jù)計算流體力學(xué)原理，利用合適的邊界條件與合理的假設(shè)，對6種工況下鍋爐爐內(nèi)燃燒溫度場進行數(shù)值求解，分析爐膛內(nèi)的溫度分布。結(jié)果表明，該型煤粉鍋爐在80%負(fù)荷，內(nèi)外二次風(fēng)風(fēng)量配比4:1的條件下運行狀況最為理想。所得結(jié)果對燃煤工業(yè)鍋爐在能效提高方面具有重要的參考價值。

煤粉鍋爐；燃燒特性；風(fēng)量比；溫度分布；旋流燃燒器；數(shù)值模擬

我國一次能源結(jié)構(gòu)中以煤炭為主，其份額高達69.46%[1-2]。目前，我國工業(yè)鍋爐至少59萬多臺，其中燃煤工業(yè)鍋爐約50萬臺，年耗煤量約7億t，約占全國年耗煤量的20%。我國燃煤工業(yè)鍋爐中，大多數(shù)是層燃爐，約占70%以上。容量小于等于 20 t/h的層燃鍋爐加權(quán)平均熱效率只有68.72%，低于國際同類水平15%~20%[3-4]。提高燃煤鍋爐的效率可以通過合理改變鍋爐運行工況來實現(xiàn)，所以了解鍋爐內(nèi)的溫度場分布具有重要的意義。

本文以某型58 MW機組旋流煤粉鍋爐作為研究對象，根據(jù)計算流體力學(xué)原理[5-6]，建立爐膛的物理模型和數(shù)學(xué)模型，選擇合理的基本假設(shè)和邊界條件，應(yīng)用Fluent軟件對6種工況下爐膛內(nèi)燃燒溫度場進行計算[7]，通過現(xiàn)場試驗數(shù)據(jù)驗證了計算數(shù)據(jù)的可靠性，最終選擇出最佳的運行燃燒工況。

1 模擬對象及其模型建立

某熱力公司的58 MW機組熱水煤粉鍋爐采用膜式水冷壁以及循環(huán)水泵系統(tǒng)，配備4臺型號為LTXL-15/-20/265-C2的旋流燃燒器，主要通過煤粉量、一二次風(fēng)風(fēng)量等的調(diào)節(jié)來實現(xiàn)負(fù)荷調(diào)溫。設(shè)計煤種為三類煙煤，其煤質(zhì)工業(yè)分析及元素分析見表1。

表1 煤質(zhì)工業(yè)分析和元素分析

Tab.1 Proximate analysis and element analysis of coal

該鍋爐在實際運行時，需要大量的輔助設(shè)備，水冷壁布置及燃燒器的內(nèi)部結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜[8]。本文在物理模型建立時做出以下簡化與假設(shè)：1）忽略輔助設(shè)備；2）由于爐膛四周水冷壁起到傳熱作用，簡化省略水冷壁，用爐膛壁面代替；3）省略燃燒器一些次要結(jié)構(gòu)，保留影響其內(nèi)部流場的主要結(jié)構(gòu)。

燃燒器將煤粉與空氣混合并送入爐膛內(nèi)，此過程并無化學(xué)反應(yīng)，因此可對整個燃燒器進行兩部分拆分，只建立內(nèi)外二次風(fēng)通道計算域的物理模型，然后進行網(wǎng)格劃分。對燃燒器內(nèi)的各工況流動情況進行單獨的冷態(tài)模擬計算，進而將各工況出口速度數(shù)據(jù)用profile文件導(dǎo)出，作為后續(xù)爐膛計算的基礎(chǔ)。內(nèi)外二次風(fēng)通道模型網(wǎng)格劃分如圖1所示。

圖1 燃燒器內(nèi)外二次風(fēng)通道網(wǎng)格劃分

本文依據(jù)爐膛簡化計算域的結(jié)構(gòu)尺寸進行物理建模和網(wǎng)格劃分。對于爐膛內(nèi)流場變化比較大區(qū)域，要適當(dāng)加密以確保模擬的準(zhǔn)確性。同時考慮到Gambit的非一致網(wǎng)格劃分原則及結(jié)構(gòu)性網(wǎng)格的網(wǎng)格質(zhì)量好、計算量小、收斂等特點[9]，對燃燒器所在部分的某些復(fù)雜結(jié)構(gòu)設(shè)為四面體結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，然后采用Cooper方法進行劃分，其余分塊均為六面體結(jié)構(gòu)網(wǎng)格。爐膛計算區(qū)域網(wǎng)格劃分如圖2所示。

圖2 爐膛計算區(qū)域網(wǎng)格劃分

煤粉在爐內(nèi)燃燒是一個復(fù)雜的物理化學(xué)過程，包含湍流流動、傳質(zhì)傳熱及燃燒等一系列變化[10]。本文數(shù)值模擬計算時，氣相流動模型采用Realize-模型，氣固兩相流模型選用拉格朗日坐標(biāo)系下的隨機顆粒軌道模型，輻射換熱模型采用P-1模型，揮發(fā)分熱解析出模型選取雙步競爭反應(yīng)模型，氣相燃燒模型采用混合分?jǐn)?shù)—概率密度函數(shù)模型，焦炭燃燒模型選取動力-擴散控制速率模型[11]。

2 邊界條件

將爐膛入口面設(shè)定為速度入口邊界條件，中心風(fēng)風(fēng)速、一次風(fēng)風(fēng)速及煤粉顆粒流量根據(jù)運行設(shè)計的工況參數(shù)直接設(shè)定，內(nèi)、外二次風(fēng)風(fēng)速由相對應(yīng)工況燃燒器冷態(tài)模擬輸出的速度矢量profile文件導(dǎo)入設(shè)定。一次風(fēng)溫度設(shè)定為293 K，二次風(fēng)溫度設(shè)定為553 K。各工況的具體參數(shù)見表2。

對于顆粒相的設(shè)定方式，在進口處的條件為：1）煤粉顆粒直徑依據(jù)Rosin-Rammler規(guī)律分布[12]；2）煤粉顆粒進口質(zhì)量、密度等其他物理特征依據(jù)各個不同的計算條件實時設(shè)定（表3）；3）煤粉顆粒以一次風(fēng)速度的0.8倍為起始速度[13]，煤粉顆粒的溫度設(shè)定與一次風(fēng)的溫度（293 K）相同。

表2 各工況設(shè)計參數(shù)

Tab.2 Specific design parameters for various working conditions

假定爐膛出口平面流動邊界條件為Outflow條件，即所有的變量在流動方向上的變化率為0；給定出口壓力為大氣壓；出口溫度依據(jù)不同的運行負(fù)荷而定。在考慮工作安全裕度前提下，水冷壁壁面設(shè)為熱流密度，大小為1.23×105~2.0×105W/m2，依據(jù)負(fù)荷而設(shè)定。各負(fù)荷下相關(guān)量設(shè)定詳見表3。

表3 各負(fù)荷下相關(guān)量設(shè)定

Tab.3 The related factors setting for each load

壁面邊界附近黏性層中，流體的輸運特性發(fā)生很大變化[14]。在實際處理過程中，為保證計算的精度，流體近壁處區(qū)域選用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)[15]。

3 數(shù)值模擬結(jié)果及分析

3.1 爐膛內(nèi)溫度場數(shù)值模擬驗證

為了驗證數(shù)值模擬的正確性，本文采集了相關(guān)測孔的試驗數(shù)據(jù)。模擬驗證測孔分布如圖3所示。

圖3 模擬驗證測孔分布（mm）

表2所示工況1條件下，測孔1、2、4數(shù)值模擬值與試驗值的溫度分布如圖4所示。由圖4可見：試驗值與模擬值僅在個別點上存在一定誤差，但誤差在10%接受范圍之內(nèi)；兩者總體趨勢一致，說明數(shù)值模擬正確，可用于其他工況的模擬計算。

圖4 各測孔溫度分布

3.2 各工況爐膛內(nèi)溫度分布特性

各工況的溫度場分布云圖如圖5所示。由圖5a)、b)可見：工況1和工況2有2個區(qū)域溫度相對降低，這2個低溫區(qū)相對于燃燒器噴口的位置下移，說明在方向此截面處，二次風(fēng)的吸卷煙氣下行；就爐膛內(nèi)部整體而言，火焰燃燒的程度大致相同，充滿度均較好，2種工況時爐膛沿高度方向上溫度與風(fēng)量基本相同，僅高溫區(qū)域工況2的面積略大；2種工況條件下冷灰斗部位的溫度大致相同，相對于爐膛主燃區(qū)域較低；隨著煙氣向上流動，溫度逐漸降低，爐膛出口溫度均在1 100 K左右，滿足起始出口溫度設(shè)置，折焰角位置相對于出口位置溫度較高；2種工況爐膛縱向截面四周的水冷壁溫度分布都較合理，無局部高溫區(qū)域。

圖5 爐膛縱向截面溫度云圖

對比工況1和工況2發(fā)現(xiàn)，整體爐膛的溫度分布大致相同，唯一不同之處在于高溫區(qū)域的輻射范圍有所差異。這說明在100%負(fù)荷時，內(nèi)外二次風(fēng)風(fēng)量配比（風(fēng)量比）不同時對爐膛高度方向上的溫度分布影響較小，僅在局部區(qū)域存在差異。

由圖5c)、d)可見：旋流燃燒器噴口周圍產(chǎn)生吸卷作用，出現(xiàn)低溫區(qū)域，風(fēng)量比的增大導(dǎo)致吸卷范圍擴大；相對于工況3，工況4爐膛高溫區(qū)整體上移，爐膛出口溫度相對較高，可知隨著負(fù)荷的降低，爐膛內(nèi)的整體溫度降低；這2個工況的爐膛內(nèi)溫度分布不同，鍋爐在這種負(fù)荷條件下運行時，有利于促進燃燒；隨著風(fēng)量比增大，爐膛溫度整體上移，這不利于鍋爐的運行，會導(dǎo)致煙氣中污染物含量升高，所以風(fēng)量比4:1時，鍋爐運行相對較好。

由圖5e)、f)可見，在60%負(fù)荷時，燃燒器噴口附近煙氣的回流作用明顯的位置沿爐膛高度上移，說明工況5、工況6時，在方向此截面處，二次風(fēng)進入爐膛吸卷煙氣上行，同時風(fēng)量比6:1時，吸卷煙氣能力較強。對比于工況5和工況6發(fā)現(xiàn)：兩者爐膛內(nèi)部溫度高溫區(qū)域主要集中于爐膛中部和前墻部位，后墻部位溫度充滿度相對不是很高；在爐膛底部，接近冷灰斗上部的區(qū)域，工況5溫度明顯低于工況6，說明當(dāng)風(fēng)量比5:1時，此處的流場擾動作用明顯一些，對進入此處的空氣和煤粉顆粒的預(yù)熱作用更強；在爐膛出口的折焰角附近，工況5溫度明顯低于工況6。整體而言，2個工況溫度分布大體相同。由此可知，60%負(fù)荷時，風(fēng)量比對爐膛沿爐膛高度方向上的溫度分布影響較小。

圖6為各個工況爐膛高度方向平均溫度分布。

圖6 各工況爐膛高度方向平均溫度分布

由圖6可見：6種工況3種負(fù)荷運行條件下，曲線均以爐膛高度6.078 m位置附近溫度為拐點，此處為燃燒器噴口附近，對煤粉和空氣進行預(yù)熱，因此溫度較低；60%負(fù)荷時，高度6.078 m附近的溫度波動不及100%負(fù)荷和80%負(fù)荷，這也說明二次風(fēng)進入爐膛吸卷煙氣在此位置附近上行，同時爐膛高溫區(qū)下移；60%負(fù)荷時，在8.106 m附近溫度達到最大值，其他負(fù)荷溫度最大值在8.782 m位置附近；80%負(fù)荷時，風(fēng)量比的增大使得沿爐膛高度方向上的溫度整體上移，這與前文分析吻合。

3.3 各工況爐膛橫向截面溫度分布特征

鍋爐爐膛左右側(cè)墻上各個噴口橫向截面的溫度場如圖7所示。由圖7a)、b)可見，在各種邊界參數(shù)的相同的條件下，由于風(fēng)量比不同，工況1與工況2對煙氣吸卷的能力不同，產(chǎn)生的煙氣預(yù)熱回流區(qū)的大小不同，繼而使截面中央溫度區(qū)域分布面積不同。風(fēng)量比4:1時，高溫面積較小，但整體溫度趨于一致。

由7c)、d)可見：風(fēng)量比5:1時，爐內(nèi)的流場擾動作用大于風(fēng)量比4:1，這對煙氣的吸卷和預(yù)熱作用較好，造成截面高溫區(qū)域相對較小，對截面的溫度場影響較大；相同風(fēng)量比4:1時，工況3的溫度整體低于工況2。由此可見，風(fēng)量比的增加對于80%負(fù)荷時燃燒的影響作用更加明顯。

由7e)、f)可見，風(fēng)量比5:1相比風(fēng)量比6:1時，爐膛橫向截面高溫區(qū)域面積較大，同時四周水冷壁的溫度也較高，這說明風(fēng)量比越大，對爐內(nèi)橫向截面氣流的擾動作用越大。由此可見，隨著負(fù)荷降低至60%，風(fēng)量比增大對此處溫度場分布影響較大。

4 結(jié) 論

由于旋流燃燒器噴口吸卷煙氣的效果，噴口附近形成了溫度變化梯度明顯的區(qū)域，6種工況的燃燒器的噴口處均形成類似火炬火焰形狀的溫度分布；隨著負(fù)荷降低，爐膛噴口橫向截面的溫度也隨著降低；風(fēng)量比的不同，使得相同負(fù)荷條件下，爐膛噴口橫向截面的溫度分布有所差異，尤其是在80%負(fù)荷時，風(fēng)量比對橫向截面的溫度分布影響最明顯，同時有利于燃燒；另外，60%負(fù)荷時，風(fēng)量比的增大對此處溫度場也有影響。

結(jié)合各個截面溫度的局部分析和沿爐膛高度方向上平均值整體分析，從鍋爐整體運行角度出發(fā)，最佳運行方案是內(nèi)外二次風(fēng)風(fēng)量配比為4:1的工況3。

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Simulation of temperature field of a 58 MW swirling pulverized coal-fired boiler

CHEN Weifeng1, YANG Weiguo1, GAO Wenxue1, LYU Wei1, QI Guoli2, ZHANG Songsong2

(1. School of Mechanical & Power Engineering, Harbin University of Science and Technology, Harbin 150080, China; 2. China Special Equipment Inspection and Research Institute, Beijing 100029, China)

Studying the temperature field in the furnace of a coal-fired boiler is of great significance to reasonably change the operating conditions of the boiler and improve the efficiency of the boiler. In this study, a 58 MW swirling pulverized coal-fired boiler is taken as the research object. A physical model is established according to the actual size of the boiler, the reliability of the calculated data is verified by field test data. Based on the principle of computational fluid mechanics, the numerical solution of combustion temperature field in boiler furnace under 6 kinds of working conditions is carried out using appropriate boundary conditions and reasonable assumptions. And the temperature distribution of the furnace is analyzed. The result shows that, this type of pulverized coal-fired boiler operates optimally under the condition that the load rate is 80% and the ratio of internal and external secondary air volume is 4:1. The obtained results have important reference value for improving the energy efficiency of coal-fired industrial boilers.

pulverized coal-fired boiler, combustion characteristics, air volume ratio, temperature distribution, swirling burner, numerical simulation

National Science and Technology Infrastructure Program (2014BAA07B05)

陳偉鋒(1988—)，男，碩士研究生，主要研究方向工業(yè)鏈條鍋爐改室燃爐，1164600778@qq.com。

TK223

A

10.19666/j.rlfd.201804081

陳偉鋒, 楊維國, 高文學(xué), 等. 58 MW旋流煤粉鍋爐爐內(nèi)溫度場模擬[J]. 熱力發(fā)電, 2019, 48(1): 18-23. CHEN Weifeng, YANG Weiguo, GAO Wenxue, et al. Simulation of temperature field of a 58 MW swirling pulverized coal-fired boiler[J]. Thermal Power Generation, 2019, 48(1): 18-23.

2018-04-10

國家科技支撐計劃項目(2014BAA07B05)

呂薇(1963—)，女，教授，碩士研究生導(dǎo)師，主要研究方向為鍋爐燃料燃燒、生物質(zhì)能源利用及節(jié)能減排，ziyi2011@sina.com。

（責(zé)任編輯 劉永強）