生物質發電鍋爐爐內冷態流場的數值模擬與火花示蹤測試

畢平平, 鐘樹明, 王 圣, 陳 輝, 吳平沙

(1.國電龍源電力技術工程有限責任公司,北京100761;2.環境保護部 南京環境科學研究所,南京210042;3.國電環境保護研究院,南京210031)

鍋爐內的空氣流場對燃料的燃燒十分重要,如果流場分布不均勻會造成火焰刷墻,容易出現水冷壁結渣而導致燃燒工況惡化[1-2].某電廠鍋爐為無錫華光鍋爐股份有限公司生產的中溫、中壓鍋爐,原設計燃料為淮南大通煙煤,拋煤機倒轉鏈條爐排,配6 MW發電機組.鍋爐爐膛尺寸約為4 m×4 m×8 m,爐膛四周布置光管水冷壁.原鍋爐有三股風量:爐排風、播煤風和二次風.由于原設計鍋爐使用拋煤機燃燒方式,較好地適應了當地劣質煤的燃燒特點,但由于拋煤機的一些固有燃燒特點,如燃燒效率對煤的粒度分布極其敏感,當實際煤種的粒度偏細時,有可能造成鍋爐的熱效率大幅度下降和煤耗急劇上升[3-4].經改造后,燃料現改為生物質,由于原設計煤種與生物質的燃燒特性參數相差很大,為了使生物質燃料能夠實現正常燃燒,因此需對鍋爐的燃燒系統尤其是配風系統進行改造,將播煤口改為一次風口,并增加二次風量.基于此背景,筆者采用 κ-ε雙方程模型對爐內的流場進行了大量的數值模擬,確定出鍋爐的燃燒系統改造方案.在方案實施后,對新系統的爐內冷態流場進行了實爐冷態的試驗研究,并通過火花示蹤顯示爐內的實際流場.

圖1為原鍋爐爐膛和風口示意圖.

圖1 原鍋爐爐膛和風口示意圖Fig.1 Schematic of the original boiler furnace and air ports

1 數學模型

采用κ-ε雙方程湍流模型對爐內流場進行數值模擬.空氣控制方程組包括連續方程、動量方程、湍動能方程、湍動能耗散率方程和能量方程,為便于求解,可在三維直角坐標系下寫成如下統一形式[5-6]:

式中:φ為求解的變量(如υ,u等);式中第一項為對流項;式中第二項為擴散項;Γ為擴散系數;Sφ為方程的源項.不同變量 φ,Γ,Sφ的意義或表達式列于表1.

表1 各參數意義1)Tab.1 Meaning of various parameters

其中:

在數值計算過程中,C1=1.44,C2=1.92,σk=1.0,σε=1.3,σh=1.0.

采用解壓力分離式隱式法的修正算法Simpler,且計算過程假設爐內的空氣流動為定常穩態流動,各個風口設為速度進口,給定進口速度、溫度、湍流脈動動能和湍流動能耗散率;煙道出口處設為壓力出口,給定負壓、溫度、湍流脈動動能和湍流動能耗散率,在壁面附近引入標準壁面函數.對計算賦初值時,給整個流場賦數據,這樣便于提高計算的穩定性和收斂速度.同時為了檢驗空氣的質量守恒,即進口的空氣總質量應等于出口處的空氣質量,在計算中設置對出口質量流量進行監測,以便于驗證計算的準確性[7-8].

2 網格劃分

本文數值計算的網格模型為三維網格.由于爐膛前后墻的風口數量和位置均不對稱,為了更清楚、準確地反映爐膛的空氣流場,需要采用三維網格.由于爐膛風口數量較多,風口的形狀也不相同,而且模型結構比較復雜,因此整個爐膛模型不能直接生成四面體非結構網格.在劃分網格過程中,采用分區域劃分網格的方法對整個爐膛進行網格劃分,爐膛底部(前二次風口附近至爐排)的空氣流動比較復雜,故采用四面體非結構網格,以提高網格的自適應性.風口至爐膛頂部的區域內流場的參數變化梯度較小,采用六面體結構網格,便于減少網格數量和節省計算時間.各個風口的管道采用六面體結構網格,圖2為鍋爐爐膛和風口的網格截面.

圖2 鍋爐爐膛和風口的網格截面Fig.2 Grid division of boiler furnace and air ports

3 數值模擬與計算結果

3.1 改造方案和爐內流場的數值模擬

生物質的燃燒特性與原設計煤種有很大的差別,因此隨著燃料的改變,需對鍋爐燃燒系統尤其是配風系統進行相應的改造.本著不改動鍋爐受熱面、盡量保留原有鏈條爐排和爐膛結構的原則,根據生物質燃料揮發分高的特點,要順利實現燃料轉換,必須大幅度減少爐排風量,同時大幅度增加直接進入爐膛的風量和加大二次風量(增加二次風噴口數目).原鍋爐有3股風量:爐排風、播煤風和二次風.拆除拋煤機后,不再需要播煤風,因而新增加了一次風(給料風),改造后的3股風量為:爐排風、一次風(給料風)和二次風.由于入爐風量的增加,生物質的揮發分較高,為了強化爐內可燃氣體的燃燒,保持原二次風噴口中心點位置高度不變,增加二次風噴口數量,將前二次風噴口數量由原來的7路增加到14路,并且將其等距離分布;后二次風由原來的7路增加到15路;爐排風道仍保留原有的系統不變,將原來的3個播煤口改為3個給料風口,即3股一次風口,并模擬鍋爐初步改造方案下的爐內冷態流場.根據模型中的方向規定,現取沿前后墻方向為x方向,沿左右側墻為y方向,沿爐膛高度方向為z方向.圖3為二次風沿爐膛前后墻的x、y和z方向分布示意圖.

圖3 二次風沿爐膛前后墻的x、y和z方向分布示意圖Fig.3 Secondary air distribution along x,y,z direction of front and rear wall of furnace

圖4 為y方向爐膛中心面上的速度矢量圖.由圖4可知:一次風進入爐膛后形成剛性較強的射流向后墻方向運動,在后墻附近出現氣流刷墻現象.一次風射流在爐膛中心區域的速度較大,并且氣流在后墻附近分成2股:一股氣流貼著后墻壁向上流動;另外一股氣流與后二次風混合后向下流動,在爐排和一次風口之間形成一個橢圓狀的氣流旋渦,不利于生物質顆粒沉降到爐排.為了防止前墻的氣流沖刷后墻水冷壁,需將后墻的二次風口上仰一定的角度,使后二次風能夠切入前墻氣流的主流位置,從而避免或者減輕氣流刷墻.

圖4 y方向爐膛中心面上的速度矢量圖Fig.4 Velocity vector distribution on central plane of furnace in y direction

圖5為z方向一次風的軸中心面上的速度矢量圖.由圖5可知:3股一次風氣流從噴口射出后,在相當一段距離內,氣流方向沒有發生大的變化,射流剛性較強,3股一次風射流在爐膛內各自均衡流動,沒有出現氣流偏斜,且流場分布比較對稱,一次風能夠很好地給料.由于一次風以較大的速度進入爐膛,在噴口入口附近就形成了一個低壓區,在低壓區的抽吸作用下,部分氣流向前墻的方向流動,在后墻附近也形成了分布對稱的氣流旋渦.3股一次風的噴口角度設計成水平較為合理.

圖5 z方向一次風的軸中心面上的速度矢量圖Fig.5 Velocity vector distribution on central axis plane of primary air in z direction

圖6 為z方向前二次風的軸中心面上的速度矢量圖.由圖6可知:在爐膛中心形成一個速度較大的區域,并且在一側墻附近形成一個氣流旋渦,在后墻存在氣流刷墻現象,因此也要求后二次風的角度需要上仰,從而緩解前墻氣流刷墻的程度.圖7為z方向前二次風軸中心面上的速度云圖.由圖7可知:14路前二次風射流進入爐膛后各自均勻流動,并在爐膛中心和前墻區域形成一層氣體屏障,這層氣體屏障能夠阻止生物質顆粒向上流動進入爐膛上部空間,使燃料顆粒能夠沉降到爐排上,同時前二次風氣體屏障能夠促進可燃氣體和揮發分燃燒,所以將前二次風角度設計成水平較為合理.

圖6 z方向前二次風的軸中心面上的速度矢量圖Fig.6 Velocity vector distribution on central axis plane of front secondary air in z direction

圖7 z方向前二次風軸中心面上的速度云圖Fig.7 Velocity contour on central axis plane of front secondary air in z direction

綜上所述,初步改造方案中的爐內流場不合理,前墻氣流沖刷后墻水冷壁,爐排風量大,后墻附近的流場不利于燃料粒子沉降到爐排上,所以需對鍋爐初步改造方案作進一步改進.

3.2 鍋爐初步改造方案的改進

為了防止火床和受熱面的結渣和提高生物質燃料顆粒在爐排上的沉降份額,需要進一步降低爐排風的風率,在保持前二次風量的條件下,在前二次風和一次風之間增加3股頂二次風.為了防止氣流沖刷后墻水冷壁,對后二次風的射流角度進行了調整.利用Fluent軟件模擬了后二次風上仰角度 θ為45°、55°和70°3種情況下的爐內冷態流場.圖8為不同后二次風上仰角度時y方向爐膛中心面上的速度云圖.從圖8可知:在后二次風噴口上仰55°時,前墻的一次風、頂二次風氣流進入爐膛后形成剛性很強的射流,后二次風射流沒有切入一次風主流位置,因而導致前墻的射流沖刷后墻水冷壁比較嚴重;在后二次風噴口上仰70°時,前墻的氣流沖刷后墻水冷壁同樣很嚴重,由于上仰角度較大,后二次風進入爐膛后大部分氣流貼著后墻向上流動,沒有切入一次風主流位置;在后二次風噴口上仰45°時,與前2種結構相比,后二次風切入一次風主流位置合理,前后氣流混合較好,一定程度上緩解了氣流刷墻的程度.因此,后二次風上仰45°相對合理,但還存在部分氣流沖刷后墻水冷壁,為了避免或者減輕這種現象,需要進一步對各股射流的風量配比進行優化.

3.3 不同風量配比下爐內流場的數值模擬

在各股風噴口數量、角度確定以后,由于各個風口的流量分配對爐內的流場存在較大的影響,為了找到合理的爐內流場,筆者在不同風量配比條件下,通過Fluent軟件模擬各種工況下的流場,經過對比分析,確定了風口速度并找到了優選的爐內流場.不同工況下各種風口的風速列于表2.圖9為不同工況下y方向爐膛中心面上的速度云圖.從圖9可知:在工況1下,前后氣流相遇后混合比較均勻,在后墻附近區域形成一條較寬的速度分布帶,在爐膛后墻上部的區域形成一個低速區,一定程度上可以緩解或避免火焰刷墻,從而在實際運行中緩解或避免了水冷壁結渣;在工況2下,當后二次風增大時,前墻方向射流的剛性低于后墻方向射流的剛性,這就造成了前后氣流不能充分混合,后墻射流進入爐膛后隨著流程的延長,射流寬度變大,并且沿著后墻水冷壁向上流動,氣流刷墻較嚴重,這在實際運行中出現后墻水冷壁嚴重的火焰刷墻現象,導致水冷壁結渣,影響燃料的燃燒和鍋爐的安全運行;在工況3下,當頂二次風減小時,在后墻上部區域形成了一個速度較低的區域,并且該區域隨著速度減慢有增大的趨勢,會造成氣流混合的不均勻性增加;在工況4下,當一次風減小時,前墻頂二次風和一次風混合后的射流剛性比后二次風射流剛性弱,使前墻方向的射流沒有與后二次風射流充分混合,因此在后墻水冷壁附近形成一個速度較高的區域,這在實際運行中也會導致該區域內的水冷壁結渣.

圖8 不同角度時y方向爐膛中心面上的速度云圖Fig.8 Velocity contour on central plane of furnace in y direction at different angles

表2 不同工況下各種風口的風速Tab.2 Air speed at various air ports under different working conditions m/s

圖9 不同工況下y方向爐膛中心面上的速度云圖Fig.9 Velocity contour on central plane of furnacein y direction under different working conditions

通過大量的數值計算,筆者最終確定鍋爐的改造方案為:前二次風、一次風、頂二次風水平,后二次風上仰45°,風量分配見表2中的工況1.

圖10為平行前墻x=3 m時平面上的速度矢量圖.由圖10可知:爐排風進入爐膛后,氣流方向幾乎沒有改變,一直向上流動,在爐膛下部區域空間內存在一個比較明顯的類似“W”的氣流.在爐膛上部空間區域內,氣流形成2個大小比較相近的橢圓形氣流旋渦,且這2個橢圓形旋渦呈對稱分布,氣流由兩邊的左右側墻向上流動,在爐膛頂部附近改變方向后作相向流動,最后在爐膛中心區域附近一起向下流動.從圖10還可以看出:爐膛上部區域形成的

圖10 平行前墻x=3 m時平面上的速度矢量圖Fig.10 Velocity vector distribution on x=3 m plane parallel to front wall

2個旋渦沒有造成氣流刷墻,并且該旋渦有利于氣流間的混合,可以阻止燃料顆粒進入爐膛上部區域,即使有少量的燃料顆粒進入也會被氣流旋渦甩向兩側而流向爐膛下部.

圖11為前二次風z方向軸中心面上的速度云圖和速度矢量圖.由圖11可知:前二次風氣流從噴口射出后,在相當一段距離內,氣流方向沒有發生大的變化,射流剛性較強,從而在前二次風噴口附近形成一層氣體屏障.這層氣體屏障在一定程度上阻擋了從床層上飛出的未燃盡生物質燃料顆粒進入爐膛上部空間,從而減少燃料小顆粒的排放.由于前二次風以較大的速度從噴口中射出,使得前二次風空氣和可燃氣體之間有較大的速度滑移,有助于可燃氣體和未燃盡顆粒的充分燃燒.前二次風進入爐膛后,隨著射程的增加,速度也在逐漸減小,前二次風氣流和從后墻方向來的氣流在爐膛中心區域附近相遇、碰撞,并在后墻附近區域內形成了大小各異的氣流旋渦,這種氣流旋渦可以強化氣體間的混合,還能延長可燃氣體和煙氣中攜帶的未燃顆粒在爐內的停留時間,使其充分燃燒.前墻的14路二次風進入爐膛后氣流分布均勻,沒有出現明顯的偏斜,具有對稱結構,并且在左右側墻方向沒有出現前二次風沖刷墻壁的現象.前二次風能夠起到很好的助燃作用.

圖11 前二次風z方向軸中心面上的速度云圖和速度矢量圖Fig.11 Velocity contour and vector distribution on central axis plane of front secondary air in z direction

圖12 為頂二次風z方向軸中心面上的速度云圖和速度矢量圖.由圖12可知:頂二次風的軸中心平面上的流場和前二次風的比較相似,頂二次風由噴口進入爐膛后,在射流入口處,頂二次風射流速度較快,射流剛性較強;隨著射流進入爐膛,射流的剛性逐漸減弱,但射程相對較遠,同時可以看到3股頂二次風射流在爐膛內各自均衡地流動,沒有出現氣流偏斜,并且流場分布也比較對稱.由于頂二次風以較快的速度進入爐膛,在噴口入口附近形成了一個低壓區.在低壓區抽吸作用下,部分氣流向前墻方向流動,并在后墻附近也形成了對稱分布的氣流旋渦.

圖12 頂二次風z方向軸中心面上的速度云圖和速度矢量圖Fig.12 Velocity contour and vector distribution on central axis plane of top secondary air in z direction

圖13 為一次風z方向軸中心面上的速度云圖.由圖13可知:一次風的軸中心平面上的流場和前二次風、頂二次風的比較相似,3股一次風射流在爐膛內各自均衡地流動,沒有出現氣流偏斜,且流場分布比較對稱,一次風能夠很好地給料.

圖13 一次風z方向軸中心面上的速度云圖Fig.13 Velocity contour on central axis p lane of p rimary air in z direction

3.4 數值模擬結果與火花示蹤流場的比較

為了驗證計算結果的正確性,筆者將火花示蹤結果與數值模擬結果進行了比較.圖14為y方向爐膛中心面上數值模擬與火花示蹤流場的比較.圖15為一次風z方向軸中心面上數值模擬與火花示蹤流場的比較.由圖14和圖15可知:數值模擬的結果與火花示蹤的結果比較相似,說明數值模擬計算確定的鍋爐燃燒系統改造方案是可靠的,鍋爐的改造方案也是可行的.

圖14 y方向爐膛中心面上數值模擬與火花示蹤流場的比較Fig.14 Comparison of flow field on central plane of furnace in y direction between numerical simulation and spark tracing results

圖15 一次風z方向軸中心面上數值模擬與火花示蹤結果的比較Fig.15 Comparison of flow field on central axis planeof primary air in z direction between numerical simulation and spark tracing results

4 結 論

通過數值模擬結果與火花示蹤結果的對比,表明某電廠6 MW鍋爐爐內流場的數值模擬結果很理想,數值模擬計算確定的機組改造比較成功,達到了預期的效果.爐內的流場比較合理,一次風無明顯偏斜,二次風切入一次風主流的位置合理,也為機組的熱態調試和運行提供了參考依據,為進一步研究爐內的其他過程打下了基礎.

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