循環流化床鍋爐后補燃風摻混的試驗與數值模擬

武廣龍 ，周 托 ，那永潔 ，涂秋亞

（1.中國科學院工程熱物理研究所，北京 100190；2.中國科學院大學工程科學學院，北京 100049）

氮氧化物（NOx）是大氣環境污染的主要污染物之一[1]。按照GB 13223—2011《火電廠大氣污染物排放標準》中對NOx排放的規定，新建鍋爐必須執行低于100 mg/m3（標準狀態）的排放標準，近年來全面推行的超低排放標準則要求低于50 mg/m3（標準狀態）[2]。國家新環保標準及要求的實施使得循環流化床鍋爐喪失了傳統的環保優勢，而常規的煙氣脫硝技術如選擇性非催化還原（selective non-catalytic reduction，SNCR）、選擇性催化還原（selective catalytic reduction，SCR）對NOx的脫除率有限且成本較高，循環流化床鍋爐在脫硝方面面臨著很大的挑戰。

循環流化床鍋爐爐內低氧燃燒結合旋風分離器出口后補燃的新技術可在保證燃燒效率的前提下，實現循環流化床鍋爐低NOx排放[3-5]。該技術原理為通過控制爐膛內低氧量來實現還原性氣氛，抑制NOx的生成，同時在旋風分離器出口煙道通入后補燃風，讓煙氣中未完全燃燒的一氧化碳和焦炭進一步燃燒，保證鍋爐燃燒效率。后補燃風在旋風分離器出口管內與煙氣的摻混是該技術保證燃燒效率的關鍵，尤其是對于大型循環流化床鍋爐的大尺度旋風分離器及煙道。

關于氣流的摻混特性，研究人員開展了大量的研究，其中橫向射流作為一種有效的摻混方式，已經被廣泛地用于氣體、液體的摻混[6]。俞豐等[7]設計了一種氣體噴射流混合器，利用射流的碰撞及卷吸作用促進氣體的快速混合。Luo等[8]利用平面激光誘導熒光技術研究了在單孔和多孔橫向射流之間的相互作用對于整體混合強度的影響程度。在數值模擬計算方面，裴凱凱等[9]采用k-ε湍流模型計算了乙苯脫氫中快速噴射混合器混合效果，發現噴嘴噴射速度、噴嘴數量及負荷變化對氣相-氣相快速噴射混合器的混合效果有重要影響。畢榮山等[10]采用k-ε湍流模型對噴射器內的湍流混合進行了模擬研究，認為在來流速度不變的條件下增大噴嘴速度可以減小達到完全混合所需要的時間。Giorges等[11]采用k-ε湍流模型研究發現，對沖布置的多噴嘴可更好地實現摻混。數值模擬的方法同樣也被用來研究SNCR、SCR脫硝過程中的內部流場、還原劑與煙氣混合特點以及優化噴嘴布置方式等問題[12-15]。循環流化床鍋爐旋風分離器出口的煙氣為強旋流，針對后補燃風橫向射流與強旋流煙氣的摻混特性的研究未見報道。

本文中以一臺130 t/h循環流化床鍋爐為原型，按照相似原理改造一臺循環流化床冷態試驗臺；采用冷態?；椒ㄔO計試驗工況，使用熱線風速儀測量一次風與后補燃風摻混后試驗段煙道內的速度分布；將試驗值與計算值比對來驗證數值計算的準確性；通過冷態試驗和模擬計算研究了不同后補燃風比例、噴嘴數量以及布置高度等因素對后補燃風與一次風的摻混特性的影響。研究結果為優化循環流化床鍋爐后補燃風系統提供依據。

1 循環流化床冷態試驗臺系統簡介

按照相似原理，以一臺130 t/h循環流化床鍋爐為原型，在已有的循環流化床冷態試驗臺基礎上，對旋風分離器出口及試驗段煙道以1∶4的幾何比例進行改造。改造后的循環流化床冷態試驗系統如圖1所示。

圖1 循環流化床冷態試驗系統示意圖Fig.1 Schematic diagram of circulating fluidized bed cold test system

試驗系統主要由鼓-引風機、爐膛、蝸殼式旋風分離器、補燃風管道及噴嘴、試驗段煙道和測控系統等組成。試驗臺主要部件的幾何尺寸見表1。

表1 試驗臺主要部件的幾何尺寸Tab.1 Geometrical dimensions of main components of test platform mm

試驗臺一次風和后補燃風均通過鼓風機提供，在試驗的設定工況下，使用熱線風速儀測量試驗段煙道內的氣體速度，并將測量值與模擬計算值對比。

圖2為后補燃風噴嘴的布置方式。分別布置5層后補燃風噴嘴，每層噴嘴高度距試驗段煙道頂部分別為 1/4 h （top）、1/2 h （middle）、3/4 h，（lower）、h（bottom）、5/4 h（under），h為試驗段煙道高度。前4層每層布置5個后補燃風噴嘴，最后1層對稱布置4個后補燃風噴嘴。所有噴嘴都垂直試驗段煙道管壁安裝。

圖2 后補燃風噴嘴布置方式Fig.2 Post-combustion air nozzles arrangement

2 數值模擬

2.1 幾何模型及網格劃分方法

圖3為數值計算的幾何模型與網格劃分圖。

圖3 數值計算的幾何模型及網格劃分Fig.3 Geometric model of numerical calculation and meshing

數值模擬的幾何模型包括3部分，即爐膛、蝸殼式旋風分離器以及試驗段煙道，如圖3a所示。

由于冷態模擬試驗臺中只有空氣流動，因此對試驗臺進行合理地簡化，省略了布風板、風帽以及返料腿等結構。采用結構網格以及分塊劃分方法對幾何模型進行網格劃分，見圖3b。

為了保證數值計算的準確性，對旋風分離器、后補燃風噴嘴部分進行局部加密，爐膛、旋風分離器及試驗段煙道的網格步長為10 mm，噴嘴部分的網格步長為5 mm。選取垂直試驗段煙道長度方向的截面Re數（Re=ud/v）作為判斷標準，進行網格無關性檢驗。經網格無關性檢驗，1∶1比例下的試驗臺幾何模型網格數為197萬。

2.2 數學模型

2.2.1 基本假設

1）計算中選取空氣作為流體介質，不含顆粒。

2）空氣介質為不可壓縮的理想氣體，其物性參數為常數，流動為定常流動。

3）假設在爐膛出口下部爐膛某高度的橫截面上提供的是均勻的流場，該橫截面與爐膛出口之間有足夠的距離使流場達到充分發展。

通過以上假設，將冷態摻混試驗的流動問題簡化為純氣體、等溫、穩態及不可壓縮的三維流動問題。

2.2.2 控制方程

控制方程包括質量守恒方程、動量守恒方程、能量守恒方程以及氣體狀態方程。

質量守恒方程為

式中：ρ為密度；t為時間；u為速度。動量守恒方程為

式中：p為微元體上的壓力；μ為動力黏度；S為動量守恒方程的廣義源項。能量守恒方程為

式中：cp為比熱容；T為溫度；k為流體的傳熱系數；ST為流體的內熱源及由于黏性作用使流體機械能轉換為熱能的部分。

氣體狀態方程為

2.2.3 湍流模型

準確地計算旋風分離器內部的氣相流場可以為模擬旋風分離器出口氣體與后補燃風的摻混提供貼切的來流速度場。旋風分離器內部流場屬于三維強旋轉湍流，同時存在流體旋轉和流線彎曲，且有回流現象。為保證數值模擬的準確性，除了高質量的網格，還需要選擇合適的湍流模型。普遍采用的湍流模型有標準k-ε模型、RNG k-ε模型和Realizable k-ε模型。通過前期試算發現，對于本文中的研究對象，Realizable k-ε湍流模型的計算結果更合理。2個參數方程如下：

式中：Gκ為由于平均速度梯度引起的湍動能；Gb為由于浮力產生的湍動能；σk和σε分別為湍動能和耗散率的湍流普朗特數。

2.2.4 組分輸運模型

選用30℃的空氣作為冷態試驗中的流體介質，其密度為1.165 kg/m3，運動黏度為1.6×10-5m2/s。由于流動介質包括一次風和后補燃風，因此需要使用組分輸運模型以區分一次風和后補燃風，以便判斷旋風分離器出口氣體和后補燃風在試驗段煙道內的摻混情況。為敘述方便，將從旋風分離器出口流出的氣體稱為一次風。

式中：Yi為第i組分的質量分數；Ji為組分i的質量擴散分數；Si為廣義源項。

2.3 邊界條件及離散方法

計算域的入口包括一次風和后補燃風噴嘴入口，均采用速度入口邊界條件。選擇湍流強度和水力直徑2個參數來描述入口湍流，湍流強度計算公式[16]，

式中：I為湍流強度為用水力直徑為特征長度計算得到的雷諾數。

試驗段煙道出口邊界選用outflow邊界條件類型，其余邊界均作為壁面來處理，采用無滑移邊界條件，選用標準壁面函數法確定壁面附近的流動。模擬計算的工況與冷態試驗一致，具體工況見表2。

表2 冷態模擬計算工況Tab.2 Cold state simulation calculation conditions

在表2中，后補燃風比例（λ）定義為

式中：FPCA為后補燃風風量；FPA為一次風風量。各個工況簡寫成“噴嘴位置-后補燃風比例-噴嘴名”的形式。

本文中采用壓力-速度耦合算法，梯度采用Least squares cells based，壓力采用PRESTO，動量、湍動能、耗散率以及組分等均采用二階迎風差分格式。各個守恒方程收斂的判斷殘差均設為1×10-5。

3 計算結果

3.1 模擬計算值與試驗值對比

圖4為后補燃風噴嘴布置在試驗段煙道下方的under位置時，4%后補燃風比例的試驗值和模擬值對比。Z表示測點離試驗段煙道底部的高度，橫軸（X/D）為測點在試驗段煙道寬度方向的距離與旋風分離器出口直徑之比，縱軸為試驗段煙道中部橫截面上5個不同高度處的試驗值和模擬值沿試驗段煙道長度方向的速度分布。從圖4可以看出，計算值和試驗值趨勢相同，兩者相對誤差整體在1%～17%，吻合度較好。

圖4 工況under-4%-噴嘴 1，2，3，4下試驗段煙道中部橫截面上速度試驗值與模擬結果對比Fig.4 Test value vs.simulation results in middle plane of test flue with Case under-4%-inlet1，2，3 and 4

3.2 速度分布

圖5為無后補燃風時旋風分離器出口不同高度處橫截面氣體速度分布及其矢量圖。從圖中可見，旋風分離器出口處氣流具有強烈的旋流特性，同時在出口初始段，旋流略有偏心，隨后旋流中心沿程逐漸與圓管幾何中心重合。

圖5 旋風分離器出口速度分布與矢量圖Fig.5 Velocity distribution and vector map of cyclone outlet

一次風在流過旋風分離器出口之后進入試驗段煙道。圖6為試驗段煙道內縱向中心的垂直截面以及垂直橫截面上的速度分布，橫坐標（Y/D）表示試驗段煙道長度方向距離與旋風分離器出口直徑之比，縱坐標（Z/D）表示沿試驗段煙道高度方向距離與旋風分離器出口直徑之比。從圖中可以看出，具有強旋流特性的一次風在旋風分離器出口管與與試驗段煙道連接的過渡部分頂部形成一個回流區，完全進入試驗段煙道后一次風沖到試驗段煙道頂部，速度整體呈“上高下低”分布，并在下部形成較大的回流。

圖6 試驗段煙道內中心截面及橫截面速度分布Fig.6 Velocity distribution of center and cross planes of flue in test section

4 摻混影響因素分析

評價摻混效果的方法主要包括混合指數、混合時間、混合長度以及組分濃度標準偏差等[6]。在循環流化床鍋爐上，為了使旋風分離器后的煙氣中的一氧化碳和焦炭得到充分燃燒，需要使煙氣與后補燃風充分地摻混。在本試驗臺上，試驗段煙道內一次風流速高、停留時間短，因此需要一次風分布與后補燃風的分布盡量一致，即一次風量多的地方后補燃風的濃度高，一次風量少的地方后補燃風的濃度低。而一次風量與一次風速度成正比，因此本文采用斯皮爾曼等級相關系數[17]（Spearman rank order correlation）來計算一次風速度和后補燃風濃度之間的吻合度，以此來評判后補燃風噴嘴設置的合理性和優劣性。其定義為

式中：xi、yi分別為兩類變量的樣本值；n為樣本數量。rs取值范圍為[-1，1]，當rs＞0時，表示2個變量間具有正相關關系；當rs＜0時，表示2個變量之間具有負相關關系。

當正相關值越大時，表明一次風與后補燃風的混合越充分。由于后補燃風在試驗段煙道內的分布與噴嘴布置高度、噴嘴數量以及后補燃風比例相關，因此下面將對上述3項對摻混的影響進行詳細分析。

4.1 噴嘴布置高度對摻混的影響

噴嘴布置高度對后補燃風和一次風的摻混效果有重要影響。本文中研究了5種不同高度的噴嘴布置方式。圖7為后補燃風比例為4%、6%時，采用3個后補燃風噴嘴（三噴嘴）和采用4個后補燃風噴嘴（四噴嘴）在不同高度位置的摻混相關系數（即斯皮爾曼等級相關系數rs）分布。從圖中可以看出，當噴嘴位于試驗段煙道下方（under）時，摻混相關系數小于0，后補燃風和一次風的摻混效果很差；噴嘴布置在試驗段煙道底部（bottom）時的摻混相關系數與布置在試驗段煙道下方時具有相似的分布；當噴嘴布置在試驗段煙道的中上部（top）、中部（middle）和中下部（lower）時，沿著一次風流動方向，摻混相關系數逐漸增大，增加到一定值后，其值不再增大，摻混效果的提高不再明顯。噴嘴布置高度從試驗段煙道中上部逐漸降低至中下部時，在試驗段煙道長度的前半部分（Y/D＜5），摻混相關系數逐漸增大，補燃風與一次風的摻混效果逐漸提高；在試驗段煙道長度的后半部分（Y/D＞5），3種高度布置的噴嘴摻混效果整體較好。

圖7 不同噴嘴高度位置的摻混相關系數分布Fig.7 Mixing correlation coefficient distribution in different nozzle height positions

圖8為三噴嘴、無后補燃風時，Y/D=5處的試驗段煙道橫截面速度與4%后補燃風比例時，5種不同噴嘴布置高度處對應橫截面的后補燃組分分布圖。從圖中可以看出，當采用under、bottom 2種噴嘴高度時，后補燃風組分分數在垂直橫截面上分布為“下高上低”，與無后補燃風時的速度分布相反，后補燃風摻混相關系數為負；當采用其余3種噴嘴高度時，后補燃風組分分布與速度分布相似，后補燃風摻混相關系數為正，表明一次風與后補燃風能夠充分摻混。

4.2 噴嘴數量對摻混的影響

在保證后補燃風比例、噴嘴高度以及噴嘴管徑相同的條件下，只改變噴嘴的數量會改變后補燃風的動量。本文中分別研究了采用三噴嘴和四噴嘴在不同高度位置上后補燃風和一次風的摻混情況。在后補燃風比例相同的條件下，三噴嘴時補燃風與一次風的入口動量比和四噴嘴的入口動量比為1.3，射流面積比值為0.75。同等條件下，不同噴嘴位置的后補燃風射流湍流結構如圖9所示。

沿著試驗段煙道高度方向一次風旋流強度逐漸降低，后補燃風射流的彎曲程度逐漸減小，單股射流的橫截面逐漸變大，可以形成良好的主體擴散，有利于后補燃風和一次風的摻混。

圖10為6%補燃風比例時不同噴口數量的摻混相關系數分布圖。

圖8 Y/D=5處試驗段煙道橫截面的速度與4%后補燃風比例時不同噴嘴高度的后補燃風組分分布Fig.8 Velocity and post-combustion air distribution in different nozzle positions with 4%post-combustion air at Y/D=5 plane

圖9 6%補燃風比例時不同噴口數量的后補燃風噴嘴處的湍流結構Fig.9 Turbulent structures at post-combustion air nozzle for3，4 nozzles with 6%post-combustion air

圖10 6%補燃風比例時不同噴口數量的摻混相關系數分布Fig.10 Mixing correlation coefficient distribution of different nozzle number with 6%post-combustion air

對比同等條件下的三噴嘴和四噴嘴的后補燃風射流可以看出，在試驗段煙道底部及中下部，一次風旋流強度較大，三噴嘴的高動量比增加了穿入一次風主體的深度，有助于摻混，從圖10中同樣可以看出，三噴嘴的摻混效果好于四噴嘴。

當噴嘴布置在試驗段煙道中部和上部時，一次風主體旋流沿試驗段煙道方向發生偏轉且強度較小，在試驗段煙道上部形成了一個回流區，噴嘴附近一次風速度相對較低，2種噴嘴方式的局部動量比都得到很大提高，此時動量比對提高摻混效果的能力相對減弱，射流面積成為影響摻混效果的主要因素。從圖10中也可以看出，此時的四噴嘴摻混效果已經達到甚至超過三噴嘴的摻混效果。在試驗段煙道下部布置噴嘴時，需要適當減少噴嘴數量增加動量比；在試驗段煙道上部布置噴嘴時，需要適當增加噴嘴數量來增強后補燃風與一次風的摻混效果。

4.3 后補燃風比例對摻混的影響

在噴嘴數量和高度相同的條件下，增加后補燃風比例就等同于增加后補燃風與一次風的動量比。在橫向無旋來流的情況下，動量比越大，噴嘴射流的卷吸能力越強，穿透主流的深度越大，可以形成很好的主體擴散和湍流擴散[7，9]。然而李明磊[18]在研究SNCR脫硝時發現，提高還原劑動量對還原劑與一次風在旋風分離器內混合效果影響并不明顯。

圖11為采用四噴嘴，改變后補燃風比例時，4種不同高度位置的摻混相關系數分布。當噴嘴布置在試驗段煙道底部時，后補燃風與一次風的摻混相關系數隨著后補燃風比例的增加而增加。當噴嘴布置在試驗段煙道的中部以及中下部時，增加后補燃風比例，摻混相關系數沒有明顯地變化。當噴嘴布置在試驗段煙道上部時，隨著后補燃風比例的增加，摻混相關系數逐漸增大，當增加至10%時，提高后補燃風比例對增強摻混的效果不再明顯。

圖11 四噴嘴時不同后補燃風比例的摻混相關系數分布Fig.11 Mixing correlation coefficient distribution of post-combustion air in different proportion with four nozzles

5 結論

1）在旋風分離器出口段，具有強旋流特性的一次風在試驗段煙道頂部形成一個回流區，完全進入試驗段煙道后，一次風速度整體呈“上高下低”分布，并在下部形成較大的回流。

2）噴嘴布置高度對摻混效果具有重要影響。后補燃風在試驗段煙道下方以及底部與一次風進行摻混時，摻混效果不理想；在試驗段煙道的中上部、中部和中下部加入后補燃風時，摻混效果良好，摻混相關系數沿試驗段煙道方向逐漸增大，并最終穩定在0.6左右。

3）噴嘴數量對摻混效果的影響也隨噴嘴位置的不同而變化。在試驗段煙道下部位置布置噴嘴時，需要適當減少噴嘴數量增加動量比；在試驗段煙道上部位置布置噴嘴時，需要適當增加噴嘴數量增加射流面積，增強補燃風與一次風的摻混效果。

4）后補燃風比例的增加使得補燃風的入口動量比增大；在試驗段煙道底部和上部增加后補燃風比例會顯著地提高摻混效果；在試驗段煙道中部以及中下部，增加后補燃風比例對摻混效果的影響不明顯。

參考文獻（References）：

[1]岑可法，姚強，駱仲泱，等.燃燒理論與污染控制[M].北京：機械工業出版社，2004.

[2]中國環境科學研究院.火電廠大氣污染物排放標準:GB 13223—2011[S].北京：中國環境科學出版社，2012.

[3]ZHOU T，GONG Z，LU Q，et al.Experimental study on enhanced control of NOxemission from circulating fluidized bed combustion[J].Energy&Fuels，2015，29（6）:150526083433001.

[4]GONG Z，LIU Z，ZHOU T，et al.Combustion and NO emission of Shenmu char in a 2 MW circulating fluidized bed[J].Energy&Fuels，2015，29（2）:1219-1226.

[5]ZHOU T，LU Q，CAO Y，et al.Study on the combustion and NOxemission characteristics of low rank coal in a circulating fluidized bed with post combustion[J].Canadian Journal of Chemical Engineering，2017.

[6]戴干策，陳敏恒.化工流體力學[M].北京：機械工業出版社，2005.

[7]俞豐，李瑞江，倪燕慧，等.氣-氣快速混合的研究 [J].化學反應工程與工藝，2003（1）:45-49.

[8]LUO P，FANG Y，WU B，et al.Turbulent characteristics and design of transverse jet mixers with multiple orifices[J].Industrial&Engineering Chemistry Research，2016，55（32）.

[9]裴凱凱，李瑞江，吳勇強，等.氣-氣快速噴射混合器的模擬研究[J].化學反應工程與工藝，2015（1）:33-39.

[10]畢榮山，馬連湘，程華農，等.噴射器內湍流混合的多尺度模擬[J].化學工學報，2009，60（1）：157-162.

[11]GIORGES A T G，FORNEY L J，WANG X.Numerical study of multi-jet mixing[J].Chemical Engineering Research&Design，2001，79（5）:515-522.

[12]孫虹，華偉，黃治軍，等.基于CFD建模的1 000 MW電站鍋爐SCR脫硝系統噴氨策略優化[J].動力工程學報，2016（10）:810-815.

[13]張彥軍，高翔，駱仲泱，等.SCR脫硝系統入口煙道設計模擬研究[J].熱力發電，2007（1）:15-17.

[14]凌忠錢，曾憲陽，胡善濤，等.電站鍋爐SCR煙氣脫硝系統優化數值模擬[J].動力工程學報，2014（1）:50-56.

[15]NGUYEN T D B，LIM Y I，EOM W H，et al.Experiment and CFD simulation of hybrid SNCR-SCR using urea solution in a pilot-scale reactor[J].Computers&Chemical Engineering，2010，34（10）:1580-1589.

[16]王福軍.計算流體動力學分析:CFD軟件原理與應用[M].北京：清華大學出版社，2004.

[17]盧淑華.社會統計學[M].北京：北京大學出版社，2001.

[18]李明磊.循環流化床鍋爐選擇性非催化還原脫硝數值模擬與應用[D].北京：華北電力大學，2015.