200MW旋流燃烧方式煤粉炉炉内燃烧试验和数值研究

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200MW旋流燃烧方式煤粉炉炉内燃烧试验和数值研究
张颉，孙锐，吴少华，陈炳华，李争起，秦裕琨
(哈尔滨工业大学能源科学与工程学院，黑龙江 哈尔滨 150001)
    摘  要：采用计算流体动力学软件对电站锅炉炉内实际燃烧过程进行数值计算并结合其热态试验数据进行对比分析，已成为验证数学模型和指导工程实践的一种重要研究手段。该文利用PHOENICS软件，采用IPSA两相流模型及煤粉燃烧综合模型，对一台有16只径向浓淡旋流燃烧器两侧墙对冲布置的200MW燃煤锅炉炉内燃烧过程进行了数值计算，得出了炉内燃烧器区域以及炉膛出口的烟气温度场和燃烧产物的组分浓度分布。模拟结果与锅炉热态试验数据进行了比较，两者吻合情况较好。结果表明：在燃烧器出口处形成了高煤粉浓度和高温区，使得煤粉着火及时，燃烧器区域维持较高温度，炉内煤粉燃烧充分，从而表明了径向浓淡旋流燃烧器具有高效稳燃的性能。
    关键词：煤粉燃烧；两相流；旋流燃烧器；数值计算
1  引言
    煤粉在炉内燃烧是一个非常复杂的物理和化学过程。国内外一些研究机构对炉内过程的数值计算作了许多有益的尝试，并取得了不少成果[1~6]。目前研究多采用颗粒轨道模型模拟气固两相流动，虽然其易于给出两相之间的速度和温度滑移，但很难给出颗粒的浓度分布[4]。另外，由于测试手段和测试条件的限制，难以取得详细全面的试验数据，因而许多研究结果无法得到试验数据的直接对比验证。
    黄岛电厂1台200MW燃煤锅炉机组的旋流燃烧器，由原有的蜗壳-切向叶片型燃烧器改为径向浓淡燃烧器(哈尔滨工业大学的专利技术)。本文利用PHOENICS软件对其炉内的流动、传热与燃烧过程进行了数值计算。计算结果与锅炉热态试验数据进行了比较，两者吻合情况较好。
2  燃烧设备情况
    黄岛发电厂4号锅炉为双炉膛T型布置，采用膜式水冷壁。锅炉设计燃用晋中贫煤，制粉系统为钢球磨煤机中间储仓式热风送粉系统，16只径向浓淡旋流燃烧器分两层对冲布置在两侧墙上[7]。
3  数学模型及计算方法
3.1  数学模型
    煤粉燃烧过程是伴随有多种热传递现象的有化学反应的湍流气固两相流动。煤粉燃烧过程的模拟需要建立很多物理过程的简化模型，包括气固两相流动、气固热传递、煤粉干燥、挥发分析出与燃烧、焦炭燃烧以及辐射传热等过程。
    本文采用了IPSA模型(Inter-Phase Slip Algo-rithm Model)进行气固两相流动的数值计算。该模型分别对气固两相采用连续相介质控制方程进行描述，第i相的特性参数fi 控制方程为

式中  Gfi为相内扩散系数；Gri为相间扩散系数；Si为相内作用源相；Sip为相间作用源相；  为第i相介质的速度；ri为体积份额即单位体积内第i相介质所占体积份数。
    两相间的相互作用包括质量、动量、能量传递，动量传递是由颗粒相和气相之间的气动阻力产生的，颗粒相和气相之间的相间作用力为

式中 rr1为气相密度；D为球形颗粒直径；m1为气相动力粘度。
对于颗粒相间的湍流弥散过程，采用湍流Prandtl数的梯度扩散假设来模拟，湍流Prandtl数可表示为

式中  k为湍流动能。
    热烟气通过热传导、热对流和辐射3种方式加热煤粉颗粒，热辐射所占份额比较小，可忽略不计。本文采用Nusselt数的体积模型在焓方程中加入传热源项来模拟传热过程，该源项可表示为

式中 T1、T2分别为气固两相温度；l为气体的热传导系数；Nu为Nusselt数,
    设煤粒为单一粒径的球形颗粒，煤粒由水分、原煤、 焦炭和灰分4部分组成。燃烧过程中煤粒温度上升导致煤粒中的水分蒸发，进入气相变成水蒸气。挥发分随之析出，剩余的固体可燃物为焦炭，焦炭与氧气发生异相反应而逐渐燃尽。灰分随着焦炭的燃尽而逐渐趋向于1。设析出的挥发分的成分为碳氢化合物(CHx)，并在气相燃烧反应中迅速耗尽。氧量在挥发分和焦炭的燃烧反应中迅速消耗。
    根据单步反应模型来模拟煤的热解过程，挥发分的生成速率为

    根据焦炭燃烧的扩散动力模型，焦炭的燃烧速率RC同时受氧扩散到焦炭表面的速率和化学反应的动力速率两方面的控制，可表示为

扩散系数；MC为碳的摩尔质量；R为通用气体常数。
    对煤粉燃烧的其它分过程分别采用气相k-e双方程湍流模型、六热流辐射传热模型、煤粉中水分蒸发的扩散模型以及挥发分燃烧的EBU-Arrhenius气相湍流燃烧模型等。
3.2  计算方法及网格划分
    采用有限差分法来离散微分方程，对控制方程的求解采用Simplest算法，在直角坐标系下的非均匀交错网格系统中求解。
    锅炉为双炉膛T型布置，两个炉膛的几何结构参数相同，故以其中1个炉膛作为模拟对象，选取从炉膛下部的冷灰斗到炉膛上部的折焰角之间的区域做为计算区域，其长、宽、高分别为8.80m´8.88m´32m，具体结构如图1所示。
    由于燃烧器区域流场变化比较剧烈，因而将燃烧器所在区域网格划分得细密一些，保证燃烧器出口处一、二次风在不同的网格中，另外将燃烧器出口附近轴向的网格数增加，这样不但可以避免伪扩散的影响，而且可以更准确地模拟沿燃烧器出口区域的煤粉燃烧过程，通过优化计算，X、Y、Z方向上的网格数分别选为40´36´50。
         
3.3  边界条件
3.3.1 壁面边界条件
    壁面边界条件按无滑移条件取值，对于气相流体近壁区域，采用壁面函数近似[7]。
3.3.2 入口条件
    选取16只燃烧器全投时的满负荷工况进行数值计算，燃烧器的主要参数见表1[7]。入口条件按进口均匀分布取值，进口处湍流动能K取为进口处平均湍流动能的0.5％，进口处湍流动能耗散率e 按进口处的k值和进口特征长度lm计算[7]。
3.3.3 出口条件
    出口处按充分发展条件取值，即

3.3.4  煤质特性
    计算中所用煤种为发热值较高而挥发分较低的贫煤，煤粉平均粒径为30mm，煤质分析见表2。

4  数值计算结果及与热态试验结果的对比分析
4.1  炉内燃烧器区域气固两相的温度分布
    热态条件下炉内温度的测量采用高温光学温度计，测得其观测方向上的炉内最高温度。测点位置除了各燃烧器中心看火孔外，还有前后墙上与燃烧器位于相同标高处的甲乙两侧的看火孔。表3为炉内温度的实测结果[7]。
    图2和3分别给出了下层燃烧器中心线所在横截面上的气固两相温度分布(X、Y分别为炉膛截面长度和宽度，m)的数值计算结果。从图2、3可看出，上层燃烧器区域的温度水平高于下层燃烧器区域的温度水平，并且下层燃烧器出口处的温度梯度大，即温度变化快；而上层燃烧器出口处温度梯度较小，即出口处温度变化更趋平缓一些，说明上层燃烧器的燃烧条件好于下层燃烧器。另外，燃烧器出口一定距离后的炉内温度呈逐渐上升趋势，其分布较为均匀，表现了各燃烧器的供风和给粉已基本均匀。这些都与热态试验时所反映的规律相同。
    从图2和图 3还可以看出，气固两相间存在温度滑移，气相温度高于颗粒相温度。在燃烧器出口处附近，由于颗粒中的水分蒸发吸热以及热解挥发吸热，气固两相间的温度滑移较大，随着离旋流燃烧器喷口距离的增加，两相之间的温度滑移逐渐减小，到达炉膛中心部分时，温度滑移基本为零。这是由于焦炭的燃烧使得煤粉颗粒温度不断升高，到燃烧室后部两相温度趋于平衡。但是，由于径向浓淡旋流煤粉燃烧器出口处气流混合强烈，热质交换充分，上下层燃烧器出口区域的温度滑移都很小。
      
4.2  燃烧器出口轴向上烟气温度变化和烟气成分的浓度分布
    在热态试验过程中，利用水冷枪对上排的某只燃烧器出口轴线上各点的烟气温度和烟气成分进行了测量。测温的一次元件采用铂铑铂热电偶，测量烟气成分的仪器为MSI Compact型气体分析仪，CO浓度的量程为0~4000mg/kg，其仪器分辨率为1mg/kg，O2浓度的仪器分辨率为0.1％。测量结果和数值计算结果如图4所示。
    从图4(a)中可以看出，数值计算结果和热态试验结果在定性趋势上吻合较好，反映了单只燃烧器出口轴线方向上火焰温度的变化规律。在距离喷口轴向距离250mm的位置处，烟气温度已迅速升到1130℃，浓煤粉气流所处的环境已远超过其着火温度，处于对其着火非常有利的温度区间内。在250mm以后，烟气温度一直保持在1130℃以上，并继续升高。燃烧器出口温度水平较高，使得煤粉气流着火之后一直处于较高温度水平的环境温度内，煤粉颗粒在高温环境下停留时间延长，反应速度加快，使得煤粉颗粒充分燃尽，保证了煤粉气流稳定着火和充分燃烧。从图4(b)中可以看出，在50~250mm这段距离内氧气浓度迅速消耗，烟气中的CO含量急剧升高，表明在此轴向距离内煤粉气流已经开始着火。
    旋流燃烧器出口气流混合强烈，回流区内的烟气成分的变化在一定程度上反映了煤粉气流着火燃烧的情况。在烟气成分急剧变化的这一段区域，可以认为是煤粉颗粒析出挥发分并与煤粉颗粒中焦碳一起着火的主要区域，这一区域轴向距离的远近可以反映煤粉气流着火距离的远近。
4.3  炉膛竖直截面上烟气温度变化和烟气成分的浓度分布
    图5给出了炉内某燃烧器所在的竖直截面上烟气温度变化和烟气成分浓度分布的数值计算结果(Z为炉膛竖直截面高度，m)。从图5(a)中可见，炉膛中央区域的燃烧最为剧烈，最高温度水平出现在燃烧器区域，约为1450℃；随着炉膛高度的增加，温度水平逐渐降低，到炉膛出口处烟气平均温度约为1100℃。从图5(b)和5(c)中可见，炉膛中心部分燃烧器区域的CO浓度很高，O2浓度很低；随着炉膛高度的增加，CO浓度逐渐降低，对于O2浓度而言，由于三次风的影响，炉内氧量在三次风出口的局部区域增加较快，但总体趋势仍表现为O2浓度随炉膛高度的增加而逐渐降低。这是因为炉内CO和O2的质量浓度分布与烟气温度分布有很大关系，高温区对应着高的CO浓度和低的O2浓度[2]。在炉膛高温区煤粉与O2发生剧烈燃烧反应，消耗大量的O2而主要生成CO，使得O2浓度急剧下降，CO浓度迅速上升，然后随着气流上升，在低温区CO再和烟气中残余O2及三次风携带的O2发生反应， 以消耗高温区生成的CO，到炉膛出口处CO浓度已经很低。
    从图5(d)中可以看出，在燃烧器出口处较短距离内，煤粉颗粒中的焦炭迅速燃烧，在燃烧器区域的上方已基本燃尽，在炉膛上部区域飞灰可燃物含量一直保持在4％以下。在热态试验期间的飞灰取样分析中，甲侧飞灰可燃物含量为9.8％，乙侧为8.7％，平均为9.25％。数值计算结果和热态试验结果存在一定差异，主要原因是IPSA气固两相流动模型中由于对颗粒相的处理方法使得难于模拟较宽的粒径分布，只能选取一个平均粒径，而热态试验中三次风为制粉系统产生的乏气，其携带的煤粉颗粒粒径较大，且煤粉颗粒行程较短，有效燃烧时间短，因而煤粉颗粒燃尽较为困难。
4.4  炉膛出口处烟气成分的浓度分布
    在热态试验过程中，利用MSI气体分析仪对炉膛出口处烟气成分进行了测量，测点位于高温空气预热器之前的尾部烟道内，测量结果如表4所示。虽然该测点和炉膛出口截面处的位置不同，但由于过热器和再热器漏风量小，并且烟气中的可燃物已基本燃烧完全，故两位置的烟气成分相差不大。
    图6给出了炉膛出口处CO和O2的质量浓度分布的数值计算结果。从图6中可以看出，炉膛出口的中心区域，即主气流流经的区域，O2浓度较高，CO浓度较低，这是由于中心区域的烟气温度较高，炉膛出口的CO会和O2进一步反应，从而导致CO浓度较低。而在两侧墙附近区域, O2浓度较低，CO浓度较高。
    数值计算结果中，炉膛出口的氧量以及CO含量均比热态试验结果稍高一些。然而，考虑到热态试验中的测量误差和数值计算中所产生的各种误差，该结果较好地反映了炉膛出口烟气成分的浓度分布情况，表明炉内O2供应充足，可燃性气体基本燃尽。

5  结论
    本文通过对1台共16只两侧墙对冲布置的径向浓淡旋流燃烧器的200MW燃煤锅炉炉内燃烧过程进行了数值计算，并将数值计算结果与热态试验结果进行了对比分析，可得出以下结论：
   （1）两者在定性上吻合较好，表明利用CFD进行炉内燃烧过程的数值计算是可行的。
   （2）上层燃烧器区域温度高于下层燃烧器区域温度，燃烧器出口一定距离后的炉内温度分布较为均匀。虽然炉内气固两相间存在温度滑移，但因气流混合强烈，热质交换充分，温度滑移很小。
   （3）炉膛中央燃烧器区域是炉内过程的主燃烧区，CO浓度较高，O2浓度较低。炉内O2供应充足，焦炭燃烧良好，炉膛出口处飞灰可燃物和CO基本燃尽。