基于CFD的循環流化床鍋爐二次風入口結構的改進設計

張呂鴻 ，劉萌萌 ，孫永利 ，3，周雪松 ，2，姜 斌 ，3

（1天津大學化工學院，天津 300072；2中國昆侖工程公司，遼寧 遼陽 111000；3天津大學精餾技術國家工程研究中心，天津 300072）

循環流化床鍋爐（circulation fluidized bed boiler，CFBB）因其燃料適用性廣、污染物排放低、燃燒效率高等優點，已被廣泛投入商業運行并不斷向著大型化發展[1]。由于鍋爐體積龐大，一次進風難以滿足燃燒需求，在鍋爐密相區四壁通常設置多個二次風進口來實現分級燃燒，降低污染物排放的同時提高燃燒效率。因此在CFB鍋爐的設計和運行過程中，二次風口的布置以及相關運行參數的選擇對燃燒室內氣固兩相的混合、擴散和燃燒有著密切關系。許多學者通過實驗和數值模擬的方法對CFB鍋爐中的復雜流動行為進行了研究[2-4]，楊建華等[5]的實驗結果表明，提高二次風穿透能力的措施包括增大噴口直徑、提高二次風速以及提高噴入點的位置等。Knoebig等[6]模擬了大型循環流化床的氣體組分場，證明爐內的不均勻燃燒受到二次風口布置、燃料供給和返料等因素的影響。陳繼輝等[7]也對二次風的射程進行了試驗研究和數值模擬，研究表明，在物料特性與噴口特性一定時，二次風射程隨二次風風速增大而近似成冪函數增加。鄭成航等[8]的研究表明一次風速、顆粒濃度以及噴口角度等對二次風射流深度都有影響。馬志剛[9]通過實驗研究和數值模擬分析了 CFB鍋爐內二次風各參數對爐內流場分布及壁面磨損的影響，并對鍋爐的設計和運行給出了合理的建議。本文作者將采用歐拉-歐拉雙流體模型對某大型循環流化床鍋爐二次風噴口進行改進設計，并對改進前后爐膛內部固相速度和濃度場分布進行比較研究。

1 傳統CFB鍋爐存在的問題

循環流化床鍋爐中二次風的加入對爐內兩相流動有著顯著影響[10]，一方面使物料在密相區可以進行預混和燃燒，維持密相區床溫，提高鍋爐的負荷；另一方面可以減少稀相區的物料濃度，降低稀相區水冷壁磨損。隨著鍋爐不斷大型化的發展，二次風的射流深度嚴重影響了爐內流場以及燃燒的均勻性。在當前常用的二次風入口結構下，由于二次風不能穿透并擴散到爐膛中央區域，普遍存在著爐膛中心區氧濃度偏低而壁面附近為富氧區的現象，從而導致了由于燃料燃燒不充分而引起的飛灰含碳量高和分離器內后燃的問題[11]。因此，為了使二次風達到足夠的穿透能力必須要有足夠高的二次風速，以此來保證爐膛中心充足的氧氣供應。但是過高的二次風速對主氣流的切斷效果也會增大，使顆粒向上流動的能力減弱，從而影響稀相區的燃燒換熱；另一方面較高的二次風速所需風機能耗增大，增大了鍋爐成本。單純地增大二次風速不足以解決傳統設計中二次風穿透能力不足的問題，因此需要改進設計來提高二次風的穿透能力。

2 CFD模擬計算及結構改進方案

2.1 數學模型

氣固兩相連續性方程見式（1）、式（2）。

式中，αi、ρi和vi分別代表各相的體積分率、密度和速度。

動量守恒方程見式（3）、式（4）。

式中，p、ps為氣固相的壓力；τg、τs分別為氣固相應力張量；β為相間動量傳遞系數。

2.2 幾何建模

以國內某實際運行的150 MW CFB（圖1）鍋爐為對象建立模型，該爐膛高 36.5 m， 截面尺寸為15.32 m×7.22 m。為簡化計算，底部風帽處理為單塊大面積布風板，尺寸為15.32 m×4 m。除一次風外，在爐膛兩側布置28個水平二次風口，二次風口位于距布風板高度為1 m和5 m處，直徑為0.32 m。距布風板高度1 m處設置5個給煤口，直徑1 m。布風板處為水平零點截面，重力方向為Z軸負方向。

分區域對模型進行網格劃分，上部采用六面體結構網格，下部密相區混合劇烈，因此進行加密處理。鑒于本模擬主要針對壁面磨損而進行，對近壁區域模擬精度要求較高，因此在Fluent中對邊界層網格進行加密。

所模擬工況為三維非穩態氣固兩相流，采用歐拉雙流體模型，時間步長為0.005 s。Phase Coupled SIMPLE算法耦合流體壓力和速度，一階迎風差分格式離散動量和和體積分率方程，湍流模型選用RNGk-ε模型同時采用dispersed多相處理方法，壁面處，氣相選用無滑移邊界條件，固相選用部分滑移條件。本模擬中，爐膛內為常壓，燃燒溫度為900℃，固相為直徑0.2 mm的碳顆粒，氣相為空氣，氣固相參數如表 1。一次風、二次風、給煤口設為速度入口，一、二次風風速由兩種入口風量計算給定，出口為壓力出口。顆粒初始填充高度為2.5 m，固相體積分率為0.4。模擬共進行35 s，前20 s用來進行初始流化，通過觀察爐內氣固流化狀態同時監測出口固相流率來判斷流化基本穩定，后15 s進行時均分析。

表1 模擬參數

2.3 模型驗證

文獻[3]中實驗所用鍋爐與本研究模型大小和負荷相似，如圖2所示為本研究模擬結果與文獻實驗結果的對比，可見在爐膛中心位置顆粒濃度軸向分布基本一致。密相區顆粒濃度可達 100 kg/m3以上，而稀相區濃度均在50 kg/m3以下，這與鍋爐實際運行數據[9]也基本相符，因此可認為所選模型模擬結果基本合理，可以用其進行進一步的計算和分析。

2.4 二次風入口改進方案

通過模擬的方法考察了不同二次風速、不同上下二次風配比以及不同床壓降等工況下爐內流場及壁面磨損的分布情況，發現二次風的布置對流場分布影響顯著，因此在上述模型的基礎上改進二次風入口結構。如圖3所示為新型入口結構局部放大圖及俯視圖，前后墻上二次風由防磨鋼管送入爐膛，鋼管長度為1.5 m，直徑及安裝高度不變，下二次風及側墻二次風口不變。為了減小因二次風橫向對沖而導致的動量損失和流場分布不均，二次風口偏離中心線方向 5°布置。在該結構下，二次風總流量不變，其它操作條件及模型設置均不變，降低二次風入口風速至150 m/s，觀察爐膛內部流場分布情況。

為了定量分析爐膛內部流場不均勻性的變化，引入了不均勻度的概念[12]，其計算公式為式（5）。

式中，M為不均勻度；n為軸向截面上計算點數；ui為軸向截面上i點變量值；為軸向截面上變量平均值。

3 二次風入口改進效果分析

3.1 二次風射流深度的對比分析

圖4為改進前后X=0截面處顆粒速度矢量圖，原始入口結構下，二次風射流深度遠達不到要求，爐膛中間區域存在明顯的“欠氧區”，顆粒集中在近壁區域，這對于燃料的燃燒和壁面的防磨都有著不利的影響。因為“欠氧區”的存在使爐膛中心區的大顆粒燃料不能充分燃燒，導致整個爐膛的平均顆粒直徑增大，使得水冷壁表面的磨損嚴重。另外，二次風射流深度不夠，固相顆粒集中在近壁區域，加之過渡區的大擺動和大渦流使得顆粒間隔的以一定角度對壁面進行沖刷和撞擊，從而造成過渡區較嚴重的磨損。改進的入口結構使二次風可以以較小的出口動量進入爐膛中心，既達到了中心需氧量，又降低了風機能耗，達到節能的效果。而且燃料顆粒可以在爐膛中心充分燃盡，因此也可以減輕對壁面的磨損。

3.2 二次風入口改進前后的流場對比分析

從圖5可以看出，二次風分別以一定角度從前后墻入口進入爐膛，減少了氣固相的橫向對沖，從而避免了橫向對沖引起的氣固分布不均。而且該入口方式可以使氣固相在中心區域形成小的漩渦流動，這樣的流動狀態下，中心區域氣相和固相混合良好，可以達到很好的燃燒效果。

如圖6所示，在改進的二次風入口結構下，固相顆粒分布更加均勻，尤其是在下部密相區和過渡區，顆粒在中間區域集中的現象不再那么明顯，氣固相的分布更加均勻。如圖7所示，稀相區（Z=10 m以上）改進后的模型各截面顆粒體積分率不均勻度變化不大，但是下部區域不均勻度明顯減小，尤其是上二次風入口高度（Z=5 m）不均勻度的突越消失，由原來的1.75降到1左右，整個密相區氣固混合相對均勻。

從圖8中可以看出，改進后的二次風入口結構改善了大量顆粒在中心區向下運動的情況，但是在兩側墻的二次風仍采用原來的入口方式，因此在側墻附近的顆粒向上的速度較大，出現了局部不均勻的現象。圖9表明顆粒豎直速度不均勻度均有微小下降，但是在上二次風入口高度（Z=5 m）分布不均勻的現象仍比較嚴重，在下二次風入口高度不均勻度甚至有所增大，這是因為該結構下入口風速較小，下二次風穿透深度不夠，加之距離一次風布風板較近，因此氣固分布不均。新的入口結構完全可以滿足中心區域和側墻附近的需氧量，可以考慮取消側墻二次風入口，或者側墻也采用新的入口結構，來消除這種局部的速度過高。

4 結 論

針對循環流化床鍋爐中因二次風射流深度不夠而引起的氣固混合不均、燃燒不充分等現象，對入口結構進行了改進。新的入口結構使得二次風可以以較小的出口動量進入爐膛中心，既消除了中心“欠氧區”的存在，又降低了風機能耗，達到節能的效果。另外，新的二次風入口結構下，爐內氣固流場更加均勻，氣固混合更加充分，但是側墻附近仍存在流場不均的現象，可以考慮取消側墻二次風入口或者改用新結構來消除該現象。

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