超臨界W形火焰鍋爐爐內過程數值模擬

周 武, 陳建梅, 陳 燦, 劉泰生

(東方鍋爐集團股份有限公司,成都611731)

W形火焰鍋爐因其燃料適應性廣,在燃燒劣質煤方面具有燃燒其他煤粉無法比擬的優越性,而超臨界鍋爐在節能減排上又具有明顯的優勢[1],因此超臨界W形火焰鍋爐在我國具有廣闊的市場前景.

東方鍋爐集團股份有限公司為適應市場需求,開發了以株洲工程為代表的1 900 t/h低質量流速垂直管圈超臨界W形火焰鍋爐.垂直管圈技術的核心在于鍋爐水動力計算,所依賴的重要數據是鍋爐水冷壁壁面熱負荷的分布,目前這方面公開發表的研究成果非常少,可以作為這種爐型工程借鑒的熱負荷分布曲線難以尋覓.長期以來,對爐內過程的研究主要是通過模化試驗和現場冷、熱態測試進行的.現代機組日益向高參數大容量的方向發展,鍋爐爐膛尺寸越來越大,現場測試的條件也越來越受到限制,在目前的條件下以全面的測試反映整個爐膛內的三維流動、燃燒及傳熱狀況幾乎是不可能的.

隨著計算機技術和算法理論的發展,作為試驗研究有力補充手段的數值模擬將越來越重要,它與試驗方法、理論分析方法一起將成為解決傳熱、流動問題的主要手段之一[2].本文應用數值計算的方法對株洲1 900 t/h超臨界W形火焰鍋爐爐內過程進行了全爐膛的數值模擬,比較了爐內流場、溫度場及煙氣組分場與同類型鍋爐實測數據的差異,計算得到該鍋爐爐膛水冷壁熱負荷分布數據,為鍋爐設計和運行提供了依據.

1 模擬對象

模型對象為株洲1 900 t/h超臨界W形火焰鍋爐,其型號為DG1900/25.4-II8,采用超臨界壓力、中間一次再熱、雙拱形單爐膛、W形火焰燃燒方式、尾部雙煙道結構,燃燒器布置于下爐膛前、后拱上,采用擋板調節再熱汽溫、固態排渣、全鋼結構構架、全懸吊承載結構、平衡通風、半露天布置.計算模型與實物比例為1∶1,鍋爐結構模型見圖1,煤質特性見表1,燃燒器入口參數見表2.

圖1 鍋爐結構模型Fig.1 Schematic of the boiler

表1 煤質特性Tab.1 Coal properties

表2 燃燒器入口參數Tab.2 Design parameters at burner inlet

2 數學模型和計算方法

整臺鍋爐全部采用結構化網格和非結構化網格相結合的混合網格化分方式,網格計算單元數量約8.0×105個,對燃燒器區域網格進行了加密(約4.0×105個網格),燃燒器上部區域及冷灰斗的網格相對較稀.

采用工程上廣泛應用的標準κ-ε雙方程模型模擬氣相湍流流動,用混合分數概率密度函數模型模擬氣相湍流燃燒,用P1模型計算輻射傳熱,對煤的燃燒采用了動力/擴散模型,煤粉顆粒的跟蹤采用隨機軌道模型.

對氣相和顆粒相分別采用不同的處理方法,把氣相作為連續介質,在歐拉坐標系中描述,把煤粉顆粒相看作離散相物質,在拉格朗日坐標系中描述.并考慮兩相之間的質量、動量和能量的相互作用.

(1)爐內三維氣相流動的控制方程可寫成如下形式

式中:φ分別代表速度u,v,w、湍動能k、紊動能耗散率ε、混合分數f及其脈動均方值g和焓H,當 φ=1時為連續性方程;Sφ是由氣相引起的源項或匯相;S p,φ是由固體顆粒引起的源項或匯相.

O2、N2、CO2、CO、H2O及氣相燃料的質量分數由混合分數及其脈動均方值求得,氣體溫度由焓及各組分的質量分數計算.

(2)顆粒的動量方程

方程右側依次為氣相阻力、重力(包括浮力)和其他作用力.

(3)顆粒的能量方程

方程右側依次為對流傳熱、輻射傳熱、熱解揮發分析出熱和反應熱.

3 計算結果及分析

3.1 爐內氣流流動特性

圖2為爐內垂直和水平截面的流場分布.從圖2可以看出,爐內形成W形氣流的走向,拱上一次風噴口附近存在較強的旋渦,加強了對高溫煙氣的卷吸,對穩燃和強化燃燒非常有利.比較z=0.692 m和z=12.905 m 2個截面的圖像可以發現,靠側墻主燃燒器氣流射程比靠近爐膛中心燃燒器氣流射程短,轉向早.因為爐膛中心區域煙氣溫度比兩側煙氣溫度高,氣流膨脹更加迅速,爐膛中心區域氣流壓力高于兩側氣流壓力,會對兩側的氣流向側墻方向產生擠壓,壓迫其向側墻運動,側墻附近較大的上升氣流阻礙了靠側墻主燃燒器噴口的射流,使其較早轉向,所以其一次風射流相對較短,這在以前的計算及冷態試驗中得到了驗證[3-4].在實際運行中,靠近燃燒器的側墻和異墻區域容易結焦,燃燒調整時可以適當開大靠近側墻燃燒器拱上二次風擋板開度,減小對應燃燒器拱下二次風擋板開度,增加拱上風的下沖動量,降低該區域的熱流強度,防止爐膛水冷壁結焦.

圖2 爐內流場分布Fig.2 Distribution of flow field in the furnace

3.2 爐內溫度場分布

圖3 為爐內煙氣溫度分布圖.從圖3可以看出,溫度沿爐膛中心對稱分布,火焰充滿度好,拱部區域溫度煙氣較高,對煤粉的著火和穩燃有利,但同時增加了該區域結焦的可能.y截面的溫度分布顯示鍋爐側墻和翼墻區域同樣保持了較高的溫度水平,該區域同樣存在結焦的可能.

圖4為再熱器計算熱偏差與某亞臨界1 900 t/h W形火焰鍋爐再熱器實測熱偏差的對比圖[5].從圖4可以看出,盡管數值有差異,但寬度方向熱偏差的分布趨勢基本相同,都是兩邊高中間低的馬鞍型分布.

3.3 爐內煙氣組分濃度分布

圖5為爐內煙氣組分濃度分布圖.由于下爐膛主燃燒器后面布置有垂直向下二次風,燃燒器水冷壁壁面附近保持較高的O2體積分數φ(O2),較低的CO體積分數φ(CO).研究表明,弱還原性氣氛下的灰熔融性比氧化性氣氛下低得多,主要原因是在弱還原性氣氛下煤灰中的鐵與硅、鋁的氧化物易形成熔點更低的硅鋁酸鹽,因此在壁面附近形成氧化性氣氛有利于防止壁面的結渣.該鍋爐是東方鍋爐集團股份有限公司首次采用燃盡風結構的W形火焰鍋爐,模擬計算得到鍋爐爐膛出口NOx排放濃度為1 029 mg/m3,而先前投運的同類型鍋爐NO x排放濃度通常在1 300 mg/m3以上,這就表明增加了燃盡風的W形火焰鍋爐使NOx排放濃度降低了約20%,實際結果有待運行后的驗證.

圖3 爐內煙氣溫度分布(單位:K)Fig.3 Temperature distribution of the flue gas in the furnace(unit:K)

圖4 再熱器計算熱偏差與實測數據的比較Fig.4 Comparison of reheater heat deviation between calculated results and measured data

圖5 爐內組分分布Fig.5 Composition distribution in the furnace

圖6 為爐膛出口氧量φ(O2)計算值與實測值的比較.拱下二次風均等配風時,計算氧量的趨勢與實測氧量基本相同,爐膛出口氧量呈中間低兩邊高的倒拱形分布,這是由于爐膛中間較高的熱負荷更快地消耗了氧量,而拱下二次風對沖后向阻力更低的側墻方向逃逸,導致爐膛出口氧量呈中間低兩邊高的分布[6].經燃燒調整后,鍋爐拱下二次風擋板開度沿爐膛中心呈拱形的分布,中間高兩邊低,這種開度下爐膛出口φ(O2)沿寬度分布基本相同,燃燒達到最佳狀況,此時鍋爐的飛灰、大渣含碳量最低,效率最高.

圖6 爐膛出口計算氧量與實測氧量的比較 Fig.6 Comparison of oxygen content at furnace outlet between calculated results and measured data

3.4 壁面熱流密度分布

圖7 水冷壁壁面熱流密度分布Fig.7 Heat flux distribution of the water wall

圖8 水冷壁壁面熱流密度沿爐膛高度和寬度方向分布曲線Fig.8 Heat flux distributions of water wall along the height and width of the furnace

圖7 為水冷壁壁面的熱流密度分布,圖8為水冷壁壁面沿爐膛高度和寬度方向平均熱流分布曲線.由于燃燒器區域高度方向上布置有大量的衛燃帶,拱下壁面熱流密度相對較低,最高熱流密度出現在拱上,寬度方向上熱流密度呈拱形分布,爐膛中間的熱流密度高,兩邊低.

西門子公司低質量流速垂直管圈技術的核心在于鍋爐水動力計算,計算依據的重要數據是鍋爐水冷壁壁面熱負荷的分布.數值計算結果表明,爐內流動、爐膛再熱器熱偏差及爐膛出口氧量的分布與同類型鍋爐實測數據趨勢相吻合,所以有理由相信水冷壁壁面熱負荷分布的數值計算結果與實際鍋爐壁面熱負荷的分布趨勢相近.在實際鍋爐的水動力計算中,壁面熱負荷分布采用了數值計算的結果,將吸熱量與鍋爐熱力計算結果進行對比、修正后直接運用于鍋爐的水動力校核計算.

4 結 論

(1)對比數值計算得到的爐內流場、再熱器熱偏差和爐膛出口氧量分布與已投運的同類型鍋爐實測結果,發現兩者在趨勢上是吻合的,說明數值計算結果可以為鍋爐的設計和運行提供依據.

(2)計算得到鍋爐爐膛出口NO x排放濃度為1 029 mg/m3,比先前投運的同類型鍋爐降低了約20%,表明燃用無煙煤的W形火焰鍋爐采用燃盡風的設計同樣可以降低NO x排放濃度,實際結果有待運行后的驗證.

(3)計算得到的爐膛水冷壁壁面熱流分布,經鍋爐熱力計算結果修正后可以直接用于鍋爐的水動力計算,數值計算為鍋爐的設計提供了技術支持.

[1] 車得福,莊正寧,李軍,等.鍋爐[M].西安:西安交通大學出版社,2004.

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