臥式循環(huán)流化床鍋爐爐內(nèi)流動和燃燒的數(shù)值模擬

臥式循環(huán)流化床鍋爐爐內(nèi)流動和燃燒的數(shù)值模擬

循環(huán)流技術(shù)是一種高效清潔的燃燒技術(shù)，具有燃料適應(yīng)性強、燃燒效率高、低nox和so2排放等優(yōu)點。臥式循環(huán)流化床燃燒技術(shù)是清華大學在傳統(tǒng)循環(huán)流化床燃燒技術(shù)基礎(chǔ)上開發(fā)的一種新型循環(huán)流化床技術(shù),它使流化床的爐膛高度大大降低,接近相同容量爐排爐的高度。它憑借高效、環(huán)保、燃料適應(yīng)性廣、造價低廉等特點,在工業(yè)鍋爐應(yīng)用領(lǐng)域顯現(xiàn)了一定競爭優(yōu)勢。針對傳統(tǒng)循環(huán)流化床燃燒技術(shù),研究者們已經(jīng)開展了廣泛的模型研究:國外一些學者建立了循環(huán)流化床數(shù)學模型,哈爾濱工業(yè)大學開發(fā)了適于燃用煤矸石的循環(huán)流化床燃燒模型,趙云華等利用計算流體力學(CFD)技術(shù)對管式流化床爐內(nèi)流動情況進行了模擬研究,肖顯斌采用多維模型對循環(huán)流化床鍋爐宏觀與局部特性進行了數(shù)值模擬,白志剛等使用商業(yè)軟件Fluent6.2對DG-440/13.7-Ⅱ2型循環(huán)流化床鍋爐的燃燒特性進行了數(shù)值模擬?？梢钥闯?數(shù)值模擬方法被廣泛應(yīng)用于循環(huán)流化床鍋爐特性研究。有鑒于此,本文采用數(shù)值模擬方法研究臥式循環(huán)流化床爐內(nèi)流動與燃燒特性。針對臥式循環(huán)流化床的研究工作剛剛起步,本文借鑒傳統(tǒng)立式循環(huán)流化床鍋爐的建模方法,建立臥式循環(huán)流化床鍋爐燃燒的數(shù)學模型,并以此研究臥式循環(huán)流化床鍋爐爐內(nèi)流動和燃燒特性。1qxf7-1.0-65/70-aii爐本文模擬的對象為7MW臥式循環(huán)流化床熱水鍋爐,型號為QXF7-1.0-95/70-AII,具體結(jié)構(gòu)見圖1。該爐設(shè)計燃用二類煙煤,煤質(zhì)分析見表1。鍋爐設(shè)計參數(shù)見表2。2根據(jù)流和燃燒的數(shù)值模擬2.1蒸發(fā)分的釋放和燃燒過程在流化床內(nèi),假設(shè)氣相和顆粒相均為連續(xù)介質(zhì),按Euler模型進行計算。用RNGk-ε模型來模擬爐內(nèi)湍流。對于臥式循化流化床爐內(nèi)曳力系數(shù)采用哈爾濱工業(yè)大學趙云華等提出的氣固阻力分析模型。對于揮發(fā)分的釋放和燃燒過程,本文采取了簡化處理:對于顆粒終端速度大于氣流速度的煤顆粒,認為其揮發(fā)分在密相區(qū)均勻釋放并迅速燃燒;對于顆粒終端速度小于氣流速度的煤顆粒,認為其揮發(fā)分在稀相區(qū)均勻釋放并迅速燃燒?？紤]到實際情況,本文對于焦炭燃燒反應(yīng)也進行了一定簡化,認為其是一個兩步反應(yīng)的單收縮核模型,即在焦炭的表面只生成一氧化碳,C+CΟ2→2CΟ.(1)一次燃燒產(chǎn)物擴散到顆粒外的反應(yīng)區(qū),與氧氣燃燒生成二氧化碳,二氧化碳雙向擴散,2CΟ+Ο2→2CΟ2.(2)表3給出氣固兩相動力學模型、傳熱模型及燃燒模型的基本方程。2.2分塊劃分、連接QXF7-1.0-95/70-AII型臥式循環(huán)流化床鍋爐幾何模型如圖2所示。鑒于該型鍋爐結(jié)構(gòu)較為復雜,在劃分三維網(wǎng)格時采取分塊劃分的方法。各區(qū)域采用不同的網(wǎng)格結(jié)構(gòu),以便提高網(wǎng)格質(zhì)量。對于外形較不規(guī)則的密相區(qū)采用四面體網(wǎng)格;對于稀相區(qū)、副燃室及末級燃盡室由于形狀比較規(guī)則,劃分成六面體網(wǎng)格;旋風分離器按形狀的規(guī)則度分為四面體和六面體網(wǎng)格;末級燃盡室與分離器的連接部分采用六面體網(wǎng)格;返料器為四面體網(wǎng)格。整個計算區(qū)域網(wǎng)格數(shù)約為18萬,計算區(qū)域的幾何尺寸見表4。2.3穩(wěn)態(tài)求解器的選擇考慮到三維條件下熱態(tài)的模擬計算,由于網(wǎng)格數(shù)量多,涉及到的數(shù)學模型復雜,計算量很大,因此采用Fluent6.3.26穩(wěn)態(tài)求解器作為流體動力學計算平臺。具體邊界條件見表5。3結(jié)果和討論3.1試驗結(jié)果分析為驗證臥式循環(huán)流化床數(shù)學模型的可靠性,將按2.1節(jié)所述數(shù)學模型計算所得到的臥式循環(huán)流化床爐內(nèi)各處顆粒質(zhì)量濃度、溫度的平均值與熱態(tài)試驗測量結(jié)果進行對比研究。局部顆粒濃度的定量比較見圖3。圖3中各測點位置見圖1。在各測點,雖然模擬值與試驗值有所偏差,但平均誤差不超過20%,并且顆粒濃度分布趨勢與試驗結(jié)果基本一致。這證明以本文所述模型進行臥式循環(huán)流化床爐內(nèi)熱態(tài)運行工況模擬是可行的。模擬計算所得到的各截面平均溫度與試驗數(shù)據(jù)比較分析見圖4。從圖4可以看到,無論是試驗數(shù)據(jù)還是模擬結(jié)果,都顯示出從密相區(qū)開始溫度逐漸下降,在分離器出口區(qū)域達最低值。這表明主燃燒室下部密相區(qū)的燃燒放熱量較多,高于換熱量,而在主燃燒室上部稀相區(qū),溫度水平由于燃燒放熱量小于換熱量而逐漸降低,并在副燃室、燃盡室溫度沿煙氣流動方向下降趨緩。由此可見,本文所用模型能夠較真實地反映臥式循環(huán)流化床爐內(nèi)流動與燃燒情況,因此本文后續(xù)研究工作將以此為基礎(chǔ)展開。配風比例及給料量變化是影響臥式循環(huán)流化床鍋爐運行工況的兩大因素。下面將利用本文建立的數(shù)學模型對臥式循環(huán)流化床鍋爐配風、給料規(guī)律予以詳細研究。3.2二次風比率的影響圖5是一二次風比率r1/r2分別為1∶1、1.5∶1、1.8∶1時臥式循環(huán)流化床爐內(nèi)各點溫度的分布情況。從圖5可以看出,在主燃室上部的稀相區(qū),溫度隨一二次風比率的增加而降低。這是因為在密相區(qū),隨一二次風比率的增加,一次風對密相區(qū)的冷卻作用減弱,因而密相區(qū)溫度升高,同時使得密相區(qū)燃燒份額增加,進入稀相區(qū)的可燃物減少,因而在爐膛上部的稀相區(qū),溫度隨一二次風比率的增加減小。在副燃室、燃盡室,雖然二次風減弱,但溫度仍然隨著一二次風比率減小而升高。在密相區(qū)內(nèi),一二次風比率偏高或偏低均可導致密相區(qū)溫度過高而發(fā)生結(jié)焦,研究發(fā)現(xiàn)一二次風比率r1/r2為1.5∶1時,不容易發(fā)生結(jié)焦,鍋爐運行較安全。3.3給料量對爐溫的影響額定工況下,QXF7-1.0-95/70-AII型臥式循環(huán)流化床鍋爐給料量約為0.46kg/s。為分析其給料規(guī)律,本文分別計算30%、60%、90%給料量時爐內(nèi)溫度分布情況,并將計算結(jié)果比較分析。圖6為不同給料量下爐內(nèi)各點溫度分布情況。當給料量增加時,起初新加入的冷料不參與燃燒,且吸熱量多,使得溫度下降,但當新增加的冷煤逐漸達到著火溫度,就會使放熱量增加,溫度就會緩慢上升。當給料量減少時,爐內(nèi)溫度并不會立即下降,而是經(jīng)過一段時間后,床溫才會緩慢下降?？傊?床溫的變化滯后于給料量的變化。因此,臥式循環(huán)流化床鍋爐實際變負荷運行時,應(yīng)該注意給料量對爐溫的影響。雖然本文計算結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)趨勢一致,但二者偏差較大,這主要是由于目前試驗中爐內(nèi)各處測點單一,即單點測值并不能真實地反映該處截面的平均參數(shù)。因此,今后研究工作將改進試驗方案,增加測點數(shù)量,以便獲得更可靠的數(shù)據(jù)來修正本文所述計算模型。3.4次風配比根據(jù)模型計算結(jié)果,臥式循環(huán)流化床鍋爐設(shè)計、運行時需注意2點:1)設(shè)計時,需考慮一二次風合理配比,建議設(shè)置獨立二次風機或二次風箱,以增加配風的靈活性;2)運行時,要充分注意到床溫變化的遲滯性,因此建議給料平穩(wěn)均勻,以減少爐內(nèi)溫度的不均勻性。4不同給料量條件下的模型計算本文建立了臥式循環(huán)流化床燃燒過程的數(shù)學模型,并將數(shù)值計算結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)比較,表明本文模型適用于臥式循環(huán)流化床爐內(nèi)的燃燒過程的模擬。利用該模型,本文考察了配風、給料量等因素對爐內(nèi)溫度場的影響。計算結(jié)果表明:1)當給料量不變時,在密相區(qū)內(nèi),一二