CFB鍋爐摻燒石油焦數值模擬

魏二萌，王世川，黃海鵬，鄧雨生，鄒斌斌，吳曉蘭，樓 波

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CFB鍋爐摻燒石油焦數值模擬

魏二萌1，王世川2，黃海鵬2，鄧雨生2，鄒斌斌2，吳曉蘭2，樓 波1

（1.華南理工大學電力學院，廣東 廣州 510641： 2.中國石化集團茂名石油化工有限公司，廣東 茂名 525000）

對某石化廠循環流化床（CFB）鍋爐摻燒石油焦進行了數值模擬研究，探討了不同運行參數及摻混比例工況下，爐內流場、溫度場、組分場的分布情況。模擬結果顯示：隨著一次風的增加，二次風的減少，爐膛“環核”流場從前墻向后墻偏移；在風煤比8:1模擬條件及布風板和一、二次風風量分別為155、31、62 m3/h時能形成理想的中心“環核”流，減少對水冷壁的沖刷磨損；石油焦的摻燒，推遲了煤的著火，但著火后期燃燒加劇，CO2體積分數增加；隨著石油焦摻混比例的增加，石油焦高熱值、低揮發分的作用凸顯，爐膛整體溫度有所升高，高溫區域增大且向上移動；實際鍋爐運行中摻燒比在50%以內并保持合適的一、二次風有助于鍋爐安全運行。

CFB鍋爐；摻燒；石油焦；溫度場；煙氣組分；數值模擬

隨著石油煉制工業的發展，作為煉油工藝的副產品，石油焦產量逐年增加。依據硫含量石油焦可分為高硫焦和低硫焦，低硫焦（含硫＜3.0%）常用于電解鋁、煉鐵等工業中制作石墨電極及生產碳素制品；高硫焦（含硫＞3.0%）主要用于動力燃料及水泥工業燃料等。然而，石油焦作為燃料時，其著火溫度較高，燃盡時間長，屬難燃燃料。循環流化床（CFB）鍋爐具有燃料適應性廣與污染低的優點，將石油焦與煤在CFB鍋爐混燃，既能綜合利用石油焦資源，又能減少環境污染，是合理有效利用石油焦的一個重要途徑。

很多學者對石油焦的燃燒特性及CFB鍋爐中摻燒石油焦做了試驗研究。廖正祝[1]、王鳳君[2]、沈伯雄[3]等對煤與石油焦及其混合燃料進行了熱重分析，認為石油焦的燃燒特性介于煙煤和無煙煤之間，煙煤中加入石油焦后，燃燒效率得到提高。吳正舜[4]、Han[5]、Chen[6]等人研究了石油焦在CFB鍋爐上的燃燒特性，結果顯示石油焦與煤的混合燃料在CFB鍋爐中燃燒效果明顯優于純焦燃燒。鄧雨生[7-8]在440 t/h的CFB鍋爐上對石油焦與煤進行了混燃研究，結果表明，燃燒側與汽水側參數都能維持穩定，鍋爐效率可達92.8%。王文選[9-11]、張中林[12]、段倫博[13]、Cui[14]、Duan[15]等人探討了煤和石油焦不同摻混比例下污染物的排放特性。目前CFB鍋爐摻混石油焦主要集中在試驗方面，運用數值模擬方法研究燃燒過程中流場的變化報道較少。

本文針對某石化廠440 t/h的CFB鍋爐，采用數值模擬軟件模擬石油焦的摻燒對CFB鍋爐爐內流場的影響，探討了不同摻混比例下混合燃料在CFB鍋爐中的燃燒過程，以期為CFB鍋爐摻燒石油焦的實際運行提供參考。

1 研究對象

某石化廠CFB鍋爐型號為FW-410-12.5-530-CCFB，由美國FW（Foster Wheeler）公司制造，為中間再熱、單汽包自然循環、全鋼結構、島式布置，采用緊湊型水冷分離器，以及爐內脫硫方式。CFB鍋爐整體結構如圖1所示。

鍋爐主要分為稀相區和密相區兩部分：稀相區沿正方向布置六道梯形防磨梁，鍋爐尾部出口位置靠近爐膛兩側墻，為長矩形；16個二次風口布置在密相區內，其中前墻11個，后墻5個；一次風口13個，其中前墻9個，后墻4個。另一路風從底部布風板風帽進入。鍋爐采用前墻集中給煤方式，4個給煤口布置在一、二次風口中間，沿方向上均勻布置。2個旋風分離器把爐膛出口與6個回料口連接起來。

圖1 鍋爐結構及網格劃分

2 數值模擬

2.1 網格劃分

周新宇[16]等研究了網格尺寸對CFB數值模擬的影響，結果表明網格劃分質量的優劣直接影響到求解結果的合理性與求解精度。由于密相區布置了進料口、一二次風口、回料口等多個進口，結構復雜，因此密相區采用混合四面體非結構網格，進口處進行局部加密處理，網格數量約為60萬；稀相區結構相對簡單，采用六面體結構化網格，網格數量約為80萬。兩部分網格采用interface進行耦合。為兼顧求解的計算量和計算精度，最終確定網格總數約為126萬。

2.2 數學模型

本文采用非預混燃燒模型模擬燃料燃燒，利用有限容積法離散微分方程，一階迎風格式離散對流項，SAMPLE算法求解N-S方程。燃燒模擬中氣固相的湍流計算采用標準湍流模型，用P-1輻射模型計算輻射傳熱，焦炭燃燒采用動力/擴散控制反應速率模型，揮發分析出采用兩步競爭反應模型，顆粒追蹤采用基于拉格朗日的隨機軌道方法[17-18]。

對于煤和石油焦兩種燃料，實際燃燒中通常是將兩種燃料混合后經進料口送入爐膛燃燒，因此本文按照不同摻混比例將石油焦與煤粉的組分進行混合計算，把石油焦與煤粉的混合物定義為燃料流，氧化劑為空氣。煤和石油焦的元素分析、工業分析和發熱量測量結果見表1。

混合分數的定義及輸運方程如下：

表1 煤與石油焦燃料基本參數

Tab.1 Basic parameters of the coal and petroleum coke

2.3 邊界條件及模擬工況

氧化劑進口設置為速度入口，燃料進口設置質量入口邊界條件，燃料總量40 t/h，燃料粒徑取平均粒徑1 mm。布風板進口風溫800 K，一、二次風溫460 K。爐膛出口采用壓力出口，爐膛壁面采用標準壁面，無滑移邊界條件，熱交換條件為第二類邊界條件，即溫度邊界條件，設置壁面溫度為650 K，壁面輻射率為1。

鍋爐模擬主要關注石油焦摻混的燃燒情況，因此不考慮爐內脫硫。此外，由于外循環不完整，本文通過編寫UDF來實現，即把出口與回料口用UDF連接起來。用Define-Adjust和Define-Injection宏來統計出口未燃燒顆粒的質量流量、溫度等并賦值到回料口來實現循環燃燒。

本文分別對純煤在不同運行參數下的流場和爐內燃燒情況，以及不同摻混比例下的爐內燃燒情況進行數值模擬。對純煤的模擬中，保持風煤比，布風板流化風不變，改變一、二次風的配比。對不同摻混質量比下的爐內燃燒，分為摻混質量比10%、20%、30%、40%、50%、60%、70%共7種工況，混合燃料模擬的一、二次風比例選取工況C，此工況流場較為理想。具體模擬工況見表2。

表2 模擬工況

Tab.2 The simulation conditions

3 結果與討論

3.1 一、二次風對爐膛流場的影響

圖2為A、B、C、D、E工況在純煤條件并保持風煤比8:1不變情況下，不同一、二次風配比的爐膛中部速度云圖。由圖2可以看出：隨著一次風的減少和二次風的增加，“環核”流場整體從前墻向后墻偏移，導致前墻回流區域增大，后墻速度場較大，發展到上升氣流沖刷水冷壁；工況C也即布風板和一、二次風風量分別為155.31、62 m3/h時流場相對較好，流速較大區域集中在爐膛中部，有助于燃料集中在該區域穩定燃燒，減少爐膛水冷壁兩側磨損，有利于鍋爐穩定運行。

圖2 不同條件下爐膛中部截面速度云圖

另外，圖2中工況2和工況4是石油焦摻燒質量比為20%和40%，一、二次風與工況C相同條件下的速度云圖。從圖2可以看出，工況2和工況4速度場與工況C相似，可見摻燒比例對流場的影響很小。因此，在后面的石油焦與煤的模擬中，選取流場分布較好的工況C作為比較工況，并以一、二次風配比作為混合燃料燃燒模擬的運行參數。

3.2 一、二次風對爐內溫度場的影響

圖3為爐膛深度方向溫度分布云圖。由圖3可以看出：一、二次風混合后，帶動煤顆粒向上流動；在一次風口高度附近，煤粉開始燃燒，在密相區和稀相區交界附近形成局部高溫，最高溫度達到1 250 K，然后沿爐膛高度方向溫度逐漸降低，直到1 100 K后趨于穩定；隨著一次風的增加和二次風的減少，爐膛局部高溫區域逐漸向后墻偏移，主要受一、二次風影響，“環核”流場從前墻向后墻偏移所致，工況C的“環核”流左右兩邊分布對稱均勻，熱量分布也較均勻，與圖2中工況C的速度場相對應。

圖3 爐膛深度方向（Z= –6 000 mm）溫度云圖

3.3 摻燒比例對爐內溫度場的影響

圖4為不同摻燒比例條件下的溫度云圖。由 圖4可以看出：高溫區域主要集中在密相區，稀相區溫度分布較均勻；但隨著石油焦摻燒質量比的增加，爐內高溫區域及局部最高溫度逐漸增加。對比摻燒工況1和工況3可知，當石油焦摻燒質量比從10%增加到30%時，爐內燃燒局部高溫區域無明顯增加；當摻燒質量比增加到50%時，高溫區域增大，且高溫上升，局部高溫達到1 300 K。

圖4 不同摻燒比條件下（x=3 400 mm）溫度云圖

相比于煙煤，石油焦因揮發分低著火溫度較高。隨著石油焦摻燒比例的增加，石油焦在混合燃料中的比重增加，前期著火區域溫度相對較低，而在爐膛密相區上部區域，因石油焦熱值高而使高溫區域的溫度越來越高，高溫區域也逐漸擴大并且上移，爐膛溫度會有所升高。

3.4 摻燒質量比對煙氣組分場的影響

O2及CO2的份額是反應鍋爐內燃燒情況的重要參考依據。圖5、圖6為摻燒比例0%、20%、40%、60%的混合燃料沿爐膛高度方向上的O2和CO2體積分數分布曲線。從圖5、圖6可以看出：隨著石油焦摻燒質量比的增加，O2和CO2體積分數整體變化趨勢與純煤燃燒情況下相似，但不同爐膛高度上數值有所差異；爐膛底部是密相區，這里充滿物料和一、二次風，所以從圖5可以看到爐膛高度3 m附近O2體積分數有所上升，主要是本文二次風口在 3 m位置，由于二次風的加入，O2體積分數上升，加劇了燃燒，同時石油焦著火后易破碎，高度3 m之后CO2體積分數增加較快。

圖5 O2體積分數分布

圖6 CO2體積分數分布

在5 m密相區與稀相區交界，CO2體積分數最高；在5 m到爐膛出口處22 m的爐膛高度上，O2體積分數先增加后降低，CO2體積分數則相反，主要原因是5 m之后，燃料進入稀相區，燃料質量濃度降低，氧氣消耗量有所減少，O2體積分數升高；隨后受回流影響，上升顆粒與回流顆粒碰撞，物料質量濃度增加，消耗氧氣量有所增加，O2體積分數降低。

在爐膛上部，顆粒流動主要分為兩部分，一部分受爐膛出口氣流進旋風分離器的外循環影響，另一部分物料撞擊爐膛頂部后形成內環流，在22 m以上的爐膛高度上，出現物料質量濃度先低后高和O2體積分數先上升后下降的現象。

隨著石油焦摻燒質量比的增加，在密相區同一高度上，燃料的著火推遲，CO2體積分數降低。此外，由于石油焦揮發分較少，并且其比表面積、孔體積等比煙煤小[3]，不利于燃盡過程，因此，隨著石油焦摻燒質量比的增加，在5 m到15 m的爐膛同一高度上，CO2生成體積分數降低。15 m之后，因石油焦含碳量高，可燃成分比例高，石油焦摻燒質量比高燃料氧量低，又使CO2體積分數增高。

4 工業試驗

為了更好地驗證數值模擬結果，提取不同摻混質量比的混合燃料運行數據進行對比，表3為試驗測得不同摻燒質量比下的床溫以及對應點模擬值比較。其中，鍋爐床層周圍布置8個測溫點，試驗床溫1取8個測溫點的平均值；模擬床溫2取與測溫點同等高度截面的溫度平均值。

表3 不同摻燒質量比下試驗值與模擬值

Tab.3 The experimental and simulated values of bed temperature at different blending ratios

由表3可見，模擬床溫與試驗床溫相差50 ℃左右，本文所模擬的工況比較接近實際鍋爐運行情況。此外，實際鍋爐運行中，前墻磨損嚴重，特別是前墻兩角的水冷壁磨損消耗較大，但隨著一次風的減少，二次風的增加，爐膛磨損逐漸向后墻偏移，這與模擬結果相吻合。由此說明本文數值模擬不僅能較準確模擬量爐膛流場走向，還可以為實際鍋爐運行提供技術指導。

5 結 論

1）數值模擬表明，CFB鍋爐流動速度場呈“環核”流動。在保持過量空氣系數不變時，適當增加一次風，減少二次風，有助于“環核”流場向爐膛中心移動，減少對水冷壁的沖刷磨損，但一次風增加過多，會使流場整體向后墻偏移。布風板和一、二次風風量分別為155、31、62 m3/h時，流場整 體居中。

2）燃料在鍋爐中燃燒時，高溫區域集中在密相區，在此區域燃料燃燒劇烈，O2體積分數較低，CO2體積分數較高；而在稀相區，溫度分布較均勻，O2和CO2體積分數受外部大循環和內部環流小循環影響，出現上下波動；隨著石油焦摻燒質量比的增加，燃燒后期同一位置因可燃成分比例高，石油焦摻燒質量比高的燃料的氧體積分數低，CO2體積分數增高。

3）石油焦的摻燒，在前期主要推遲煤的著火，后期則加劇煤的燃燒。隨著摻燒石油焦質量比的增加，高溫燃燒區域增大，鍋爐整體溫度有所升高，溫度過高將影響鍋爐安全運行。因此，實際鍋爐中合適的摻混質量比（50%以內）和一、二次風配比有助于鍋爐安全穩定運行。

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Numerical simulation on co-firing petroleum coke in CFB boiler

WEI Ermeng1, WANG Shichuan2, HUANG Haipeng2, DENG Yusheng2, ZOU Binbin2, WU Xiaolan2, LOU Bo1

(1. School of Electric Power, South China University of Technology, Guangzhou 510641, China; 2. Sinopec Maoming Chemical Co., Ltd., Maoming 525000, China)

Numerical simulation of mixed burning of petroleum coke in a circulating fluidized bed (CFB) boiler in a petrochemical plant was carried out, and the distribution of flow field, temperature field and component field in the furnace under conditions with different operating parameters and mixing ratios were discussed. The simulation results show that, the flow field of the “ring core” of the furnace shifts from the front wall to the backwall with the increase of the primary air volume and the decrease of the secondary air volume. The ideal central “ring core” flow will form and the erosion and abrasion of the water wall may be alleviated when the ratio of air to coal reaches 8:1 and the air distributor ratio as well as the primary air ratio and secondary air ratio are 62.5%, 12.5% and 25%, respectively. Co-firing the petroleum coke postpones the ignition of the coal, but the combustion of the coke is aggravated and the concentration of CO2 increases. The role of petroleum coke in high calorific value and low volatility is highlighted with the increase of mixing proportion of petroleum coke, the temperature in the furnace increases and the high temperature region expands and moves upward. Actually, controlling the mixing rate within 50% and keeping appropriate volume of the primary and secondary air is conducive to safe operation of the boiler.

CFB boiler, co-combustion, petroleum coke, temperature field, flue gas composition, numerical simulation

TK16

A

10.19666/j.rlfd.201810196

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2018-10-04

廣東省能源清潔利用重點實驗室項目(2013A061401005)

Key Laboratory of Energy Cleaning and Utilization in Guangdong Province (2013A061401005)

魏二萌(1992—)，男，碩士研究生，主要研究方向為CFB鍋爐燃燒數值模擬，779484214@qq.com。

（責任編輯 馬昕紅）