生物質(zhì)與煤混燒特性的數(shù)值模擬研究

許曉駿

(大唐長春第二熱電有限責(zé)任公司，長春130000)

生物質(zhì)與煤混燒發(fā)電技術(shù)是20世紀(jì)末發(fā)展起來的一項(xiàng)新能源利用的新技術(shù)。曾有很多學(xué)者對(duì)混燒性進(jìn)行了分析研究，如譚?。?］等分別在熱重分析儀和在35.5 kW生物質(zhì)循環(huán)流化床實(shí)驗(yàn)平臺(tái)上進(jìn)行了樹皮和煤的混合燃燒試驗(yàn)，得出了煤的最佳添加量;董信光［2］等以麥稈、楊木屑、酒糟和煙煤在不同配比下混合燃燒的灰分作為研究對(duì)象，分別在實(shí)驗(yàn)室和大型電站鍋爐上測試，得出混合燃料的灰分特性，但他們都未研究生物質(zhì)與煤混燒的燃燒特性?；诖?，本文根據(jù)長春某電廠鍋爐結(jié)構(gòu)參數(shù)，采用前處理軟件Gambit建立鍋爐流場空間網(wǎng)格物理模型，利用Fluent模擬混燒過程并對(duì)其數(shù)學(xué)模型進(jìn)行求解，模擬混燒過程，生物質(zhì)類型為木材廢棄物，并對(duì)其結(jié)果進(jìn)行分析，證明生物質(zhì)與煤混燒對(duì)爐內(nèi)空氣動(dòng)力場影響較小，能夠滿足鍋爐經(jīng)濟(jì)運(yùn)行。

1 物理模型

根據(jù)長春某電廠鍋爐現(xiàn)有爐膛尺寸、結(jié)構(gòu)特點(diǎn)等因素，通過前處理軟件gambit進(jìn)行網(wǎng)格劃分，將整個(gè)計(jì)算區(qū)域分成5個(gè)區(qū)段:上爐膛區(qū)、燃燒器與上爐膛交接區(qū)、燃燒器區(qū)、冷灰斗與燃燒器交接區(qū)、冷灰斗區(qū)。在劃分過程中對(duì)部分區(qū)域進(jìn)行了合理簡化，如以燃燒器噴口面作為代表。這樣劃分的好處在于每個(gè)單區(qū)域內(nèi)的網(wǎng)格都是獨(dú)立的，不受其他區(qū)域網(wǎng)格的影響，同時(shí)這樣計(jì)算的速度與精度都可以大大提高。Gambit所建爐膛截面模型如圖1所示。

2 數(shù)學(xué)模型的求解

為便于研究生物質(zhì)摻煤混燒燒的爐內(nèi)流場和溫度場特性，對(duì)研究對(duì)象計(jì)算過程做如下規(guī)定:1)計(jì)算域內(nèi)氣相為湍流流動(dòng)，并符合Boussinesq假設(shè);2)氣相湍流反應(yīng)采用雙混合分?jǐn)?shù)概率密度函數(shù)模型;3)揮發(fā)分洗出模型采用雙匹配速率模型;4)輻射換熱模型采用P－1模型。

圖1 燃燒器截面網(wǎng)格劃分Fig.1 Burner cross-section mesh

根據(jù)流體單元流體質(zhì)量的增加率，可以推導(dǎo)出粘性流體連續(xù)性方程為

式中:ρ為流體密度，kg/m3;t為時(shí)間，s;u、v、w 為速度，m/s。

在流體單元中，不可壓縮粘性流體的N－S方程表示為

式中:ρ為流體密度，kg/m3;ui為速度，m/s;t為時(shí)間，s;p為壓強(qiáng)，Pa;μ為動(dòng)力粘度，Pa·S;fi為單元質(zhì)量流體所具有的質(zhì)量力，N。

根據(jù)熱力學(xué)第一定律的推導(dǎo)，混燒流場的能量方程可以表示為

式中:ρ為流體密度，kg/m3;e為熱力學(xué)能，J;▽為矢量微分算子;p為壓強(qiáng)，MPa;T為熱力學(xué)溫度，K;k為傅里葉定律中傳熱系數(shù)，W/m2·K;Φ為耗散系數(shù)，表示粘性應(yīng)力所作的功率，Φ=τijsij。

2.1 數(shù)值計(jì)算方法

本文通過大型流體商業(yè)計(jì)算軟件Fluent［3］進(jìn)行數(shù)值模擬，空氣流動(dòng)采用耦合的SIMPLE算法，對(duì)流擴(kuò)散項(xiàng)采用QUICK差分格式［4］，氣相湍流流動(dòng)選擇k－ε模型。計(jì)算域采用分區(qū)域網(wǎng)格劃分，燃燒器區(qū)域采用網(wǎng)格加密處理，整個(gè)爐膛共劃分約60萬個(gè)網(wǎng)格，最大扭曲率為0.67，符合計(jì)算要求。

2.2 邊界條件設(shè)定

2.2.1 入口邊界條件

燃燒器入口溫度、速度、流量等因素為已知參數(shù)。入口處的水力直徑表示為

式中:H為水力直徑，m;A為濕橫截面積，m2;χ為濕周長度，m;Rh為濕周半徑，m。

流場的湍流強(qiáng)度為

式中Re為雷諾數(shù)。

流場湍流耗散率表示為

式中:Cμ為常數(shù);k為湍流能;l為湍流度尺度，m。

入口邊界條件:

1)粒徑大小按照Rosin－Ruler的規(guī)律分布。

2)原煤采用湖南冷水江無煙煤，其揮發(fā)分為5.56%，水分為3.64%，含碳量為87.16%，著火性能指數(shù)FZ為0.74。生物質(zhì)采用鋸木廠鋸屑，其揮發(fā)分為 73.93%，水分為 1.66%，含碳量為24.04%，著火性能指數(shù)FZ為13.74。

3)進(jìn)口處溫度值與一次風(fēng)溫度相同，進(jìn)口處速度值設(shè)為一次風(fēng)氣相速度0.8倍［5］。

2.2.2 出口邊界條件

出口邊界設(shè)置為壓力出口，爐膛一般處于負(fù)壓狀態(tài)，設(shè)計(jì)出口壓力為－40 Pa。

3 模擬結(jié)果與分析

本文分別對(duì)生物質(zhì)與煤混燒熱量比為0%、5%、10%和15%進(jìn)行計(jì)算分析，其中一次風(fēng)速和二次風(fēng)速分別為23.5m/s和51.6 m/s。

3.1 燃煤工況與混燒工況的比較分析

在原煤中摻入一定比例的生物質(zhì)混燒，然后再對(duì)混合燃料進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)隨著混燒的生物質(zhì)燃料逐漸增加，混合燃料的揮發(fā)分逐漸增加，水分逐漸增加，含碳量逐漸減小，著火性能指數(shù)逐漸升高。當(dāng)混合比為15%時(shí)，混合燃料的揮發(fā)分為15.82%，水分為3.34%，含碳量為77.69%，著火性能指數(shù)FZ為2.69。

4種工況下一次風(fēng)第三層噴口截面熱態(tài)流場矢量圖如圖2所示，4種工況下燃燒區(qū)一次風(fēng)第三層噴口所在截面的溫度分布如圖3所示。分別計(jì)算不同工況下的鍋爐爐內(nèi)流場動(dòng)力特性與溫度特性，并選取第三層燃燒器所在截面，不同混合比時(shí)的速度場如圖2(a)和圖3(a)所示。原煤工況(混燒比為0)時(shí)，鍋爐中心形成穩(wěn)定的燃燒流動(dòng)切圓，并且中心溫度較高，燃燒器吹出的火焰剛度較大。燃燒區(qū)形成4個(gè)相對(duì)均衡的高溫區(qū)，燃燒動(dòng)力特性較好。而混合比為5%、10%、15%時(shí)，燃料氣流形成的動(dòng)力切圓在燃燒區(qū)域發(fā)生移動(dòng)，且煤粉剛度較原煤的火焰剛度小。但是，燃料氣流在中心位置形成熱態(tài)切圓，直徑大小適中，燃料區(qū)域流場合理;不同工況下，切圓直徑無明顯差別，這說明原煤摻入一定比例生物質(zhì)混燒，對(duì)爐內(nèi)動(dòng)力場影響較小。從圖3所示的不同混合比時(shí)溫度場計(jì)算結(jié)果可以看出，雖然使用燃料成分不同，但是溫度分布無明顯差異，摻混生物質(zhì)后整體溫度有所下降。

圖2 燃燒區(qū)一次風(fēng)第三層噴口截面流場矢量圖Fig.2 Primary air third layer nozzle cross flow vector diagram in combustion zone

圖3 燃燒區(qū)一次風(fēng)第三層噴口所在截面的溫度分布圖Fig.3 Temperature distribution diagram of primary air third nozzle section in combustion zone

3.2 不同比例摻混的燃燒工況分析

從圖2中可以明確看出，在兩層不同截面4個(gè)工況下都形成了直徑大小適中的切圓，爐內(nèi)燃料氣流的充滿度較好，形成了較強(qiáng)烈的擾動(dòng)效果，此時(shí)對(duì)燃料氣流的著火條件較好，有利于燃料的燃盡。在貼近墻面的位置出現(xiàn)部分回流現(xiàn)象，這是由于射流噴出后不斷卷吸高溫?zé)煔庑纬裳a(bǔ)氣流。4個(gè)工況下的熱態(tài)切圓無論是大小還是在爐內(nèi)位置都相類似，說明混燒比例變化對(duì)爐內(nèi)動(dòng)力場無明顯干擾。

從圖3中可以看出，4個(gè)工況下的溫度分布相似。由于四角氣流相互影響以及熱態(tài)切圓較大的原因，使得在貼近壁面附近形成高溫區(qū)。隨著混燒比例的提高，各個(gè)位置的溫度呈下降趨勢。模擬得到的爐膛出口平均溫度由1300 K遞減至1250 K。Christensen KA等人通過實(shí)驗(yàn)證實(shí) K2SO4是在650～900℃區(qū)間從氣相結(jié)晶析出，而 KCl則是在700℃左右結(jié)晶析出［6］，所以在尾部煙道段 KCl、K2SO4尚未析出結(jié)晶，可以有效控制結(jié)渣現(xiàn)象。爐膛中下部燃燒區(qū)反應(yīng)最為劇烈，沿爐膛縱向高度上升，爐內(nèi)溫度逐漸降低。得到的爐膛縱向溫度分布與煤粉爐溫度分布規(guī)律相符合。隨著摻混比例的提高，燃料的發(fā)熱量降低，爐內(nèi)的溫度水平和燃燒器區(qū)域的最高溫度都隨之降低。

4 結(jié)論

1)鍋爐混燒模型是復(fù)雜的流場模型，通過CFD數(shù)值模擬方法能夠反應(yīng)流場變化規(guī)律，為鍋爐混燒研究奠定了理論基礎(chǔ)。

2)分別將原煤的燃燒動(dòng)力特性和溫度特性與混合燃料的燃燒動(dòng)力特性和溫度特性進(jìn)行比較，發(fā)現(xiàn)原煤燃燒所形成的動(dòng)力特性較混合燃料燃燒形成的動(dòng)力特性穩(wěn)定，火焰剛度較大，并且混合燃料的溫度較原煤溫度有所下降。

3)對(duì)摻混比例5%、10%、15%工況進(jìn)行計(jì)算，結(jié)果表明，由于生物質(zhì)的發(fā)熱量較低，摻混燒料后整體發(fā)熱量降低，導(dǎo)致混合燃料燃燒后爐膛溫度有所下降。當(dāng)加入生物質(zhì)比例達(dá)到15%時(shí)，平均溫度比燃煤工況下降150 K左右。但爐內(nèi)動(dòng)力場無明顯變化，符合爐內(nèi)燃燒規(guī)律。

4)混燒生物質(zhì)比例15%以后，爐內(nèi)溫度場分布情況并無明顯改變，分布輪廓線相似。由于生物質(zhì)熱量較低，摻混后爐內(nèi)溫度場有所下降，熱態(tài)切圓直徑相似，摻混對(duì)爐內(nèi)空氣動(dòng)力場影響較小。

5)通過比較燃煤工況和混燒工況的速度場和溫度場分布情況，發(fā)現(xiàn)混燒不僅能夠滿足鍋爐的負(fù)荷要求，而且滿足鍋爐的經(jīng)濟(jì)運(yùn)行要求。

［1］ 譚巍，宋景慧.生物質(zhì)循環(huán)流化床內(nèi)樹皮與煤混燒的試驗(yàn)研究［J］.可再生能源，2014，32(2):216 221.TAN Wei，SONG Jinghui.Experimental investigation on co-firing of tree back and coal in circulating fluidized bed［J］.Renewable energy，2014，32(2):216 221.

［2］ 董信光，李榮玉.生物質(zhì)與煤混燒的灰分特性分析［J］.中國電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2009，29(26):118 124.DONG Xinguang，LI Rongyu.Analysis of the ash characteristic during co-firing of biomass and coal［J］.Proceedings of CSEE，2009，29(26):118 124.

［3］ X.WANG，H.TAN，Y.NIU，M.Pourkashanian，et al.Experimental investigation on biomass co-firing in a 300 MW pulverized coal-fired utility furnace in China［J］.Proceedings of the Combustion Institute，2011，33(4):2725 2733.

［4］ 溫正，石良辰，任毅如.Fluent流體計(jì)算應(yīng)用教程［M］.清華大學(xué)出版社，2008:81 86.WEN Zheng，SHI Liangchen，REN Yiru.Fluent fluid computation and application course［M］.Tsinghua University Press，2008:81 86.

［5］ 陶文詮.數(shù)值傳熱學(xué)(第2版)［M］.西安:西安交通大學(xué)出版社，2001:182 183.TAO Wenquan.Numerical heat transfer(Second version)［M］.Xi’an:Xi’an Jiaotong University Press，2001:182 183.

［6］ CHRISTENSEN.KA，STENHOLM.M，LIVBJERG.H.The Formation of Submicron Aerosol Particles HCl and SO2in Straw-Fired Boilers.Iournal of Aerosol Science，1998，29(3):136 148.