新闻中心

联系方式

地址:河南省郑州市二七区马寨产业集聚区

销售经理15638177798

销售经理13523562058

销售一部0371-55862358

销售二部0371-56761878

销售三部0371-56761879

邮箱:jieganji@126.com

网址:www.jiegankeliji.com

:87260026

当前位置: 网站首页 > 新闻中心 > 行业知识
行业知识

生物质燃烧机锅炉炉内温度场数值模拟及优化

超临界旋流燃烧锅炉炉内温度场数值模拟及优化

1  试验设备

    锅炉采用三井巴布科克能源公司的锅炉技术进行设计制造,为一次中间再热、超临界压力变压运行本生(Benson)直流锅炉,单炉膛、平衡通风、固态排渣、兀型布置,蒸发量为1900 t/h。设计煤种

神府东胜烟煤,实际燃烧煤种为印尼煤,燃用煤质分析见表1。锅炉配有6台中速磨煤机,对应6层共30只LNASB,前后墙对冲3层布置,生物质燃烧机布置见图1。LNASB中心风为直流,内、外二次风叶片角度分别为550和150,内、外二次风叶片角度均不可调。内二欢风筒轴向可前后调整,向前推进时,内二次风旋流强度增大,反之减小,外二次风旋流强度不可调。外二次风挡板控制内、外二次总量,内二次风挡板控制内二次风量及内、外二次风比例;一次风经蜗壳产生旋流,通过一次风蜗壳消旋并经过4片煤粉收集片后进入炉膛。

2数学模型及计算方法

2.1  计算区域及网格划分

    针对生物质燃烧机增加一次风蜗壳风粉均流片,二次风口下部加装高压吹扫风等一些小的改进,本文不做讨论。本文主要针对生物质燃烧机燃烧非设计煤种结渣特性进行数值模拟,研究炉内结渣的机制,并针对下层生物质燃烧机喷口恶性结渣采取的设备改进方案进行比较分析,选取最佳改进方案,为电厂的生物质燃烧机改进提供理论依据。

    计算区域均采用非结构化四面体网格。对于全炉膛数值模拟,考虑到生物质燃烧机区域流场变化比较剧烈,因此网格划分比较细密,保证中心风、一次风及内,外二次风在不同的网格中,从而进一步避免伪扩散影响。选取中间层生物质燃烧机截面平均温度为研究对象,逐渐均等加密网格并计算,与上一次计算结果比较,计算收敛结果小于10-4情况下,2次的计算结果差在2%以内;同时考虑计算机硬件限制,

对生物质燃烧机进行简化,进口参数的选取与单只生物质燃烧机模拟结果一致,划分网格总数约9.76×l05。为了保证单只生物质燃烧机的计算精确度,对生物质燃烧机内、外二次风叶片、稳燃环及煤粉收集片单独划分网格,考虑厚度影响;对生物质燃烧机风筒及出口计算区域轴线部位采用加密网格,划分网格总数6.67×l05。单只及全炉膛生物质燃烧机计算区域网格划分见图2。

2.2数学及几何模型

    单只生物质燃烧机和全炉膛数值模拟均采用全尺寸几何模型,几何模型尺寸的选取做到与实物一致。数值模拟采用三维稳态计算,气相湍流流动的模拟采用可实现的k-8模型,方程组的通式为[10]

    div(pv~)= div(/-oV~)+S4    (1)式中:矽为通用因变量;R为输运系数;&为源项;p为气流密度;v为速度矢量    气固两相选用拉格朗日随机轨道模型进行模拟。气相与固相之间的耦合计算采用计算单元内颗粒源项算法,辐射换热采用P-l辐射模型,挥发分热解采用双竞争反应热解模型,挥发分燃烧采用混合分数概率密度函数(probability density function,PDF)法,焦炭燃烧采用扩散一动力模型。采用有限差分法来离散微分方程,对控制方程的求解采用SIMPLE算法,一阶迎风差分格式。入口按管道条件取值,出口按充分发展条件取值。

2.3边界条件

    根据LNASB生物质燃烧机实际运行工况,采取单只生物质燃烧机固定旋流强度改变风速,及固定风速改变旋流强度的方法,采用大量的均等变化参数进行模拟,选取模拟结果中变化速率较大的特征值进行分析[11-13].典型模拟结果对应参数见表2f表中CM//DM/表示CMj和DM;2个工况。表2(a)中,CM:表示内、外二次风速分别为21和37 m/s工况;DM,表示内、外二次风速分别为17和39 m/s工况。表

2(b)中,CMi、DMi表示内二次旋流强度分别为3.38和2.83工况1,数值模拟采用的内、外二次风温为595 K,一次风温为345 K,一次风速为29 m/s,参数选取与实际运行工况严格一致。

3数值模拟结果及分析

3.1  单只生物质燃烧机流场分布特征分析

    Yakhot.V等人对共轴旋转射流复杂的相互作用进行了研究[14],认为旋流生物质燃烧机复杂的组合射流,基本上取决于共轴外射流发展的规律。在对LNASB生物质燃烧机出口流场的数值模拟中也验证了这一点。单只生物质燃烧机数值计算采取先计算流场,然后再热态计算的方式,计算结果收敛于10-4。计算结果如图3所示;改变内二次风旋流强度及风量时,流场变化较大,当内二次风旋流强度及风量较小时,生物质燃烧机出口流场回流区也较小,流线近似水平,射流扩展角较小,呈现近似直流射沆的特征,随着内二次风旋流强度及风量的增大,生物质燃烧机出口流场逐步呈现旋流特征,流场中心出现较大回流区,出口流场中的流线尾部也向上翘起,射流扩展角也随之增大。

    1)回流区大小及形状分析。

    固定内、外二次风速分别为17和39 m/s,变化旋流强度,回流区变化趋势如图4(a)所示,当内二次风旋流强度为2.05时,回流区最大宽度为760 mm,长度为2 995 mm,回流区根部距离为396 mm,回流区形状窄且长。增加内二次风旋流强度,回流区变大,形状变短、变宽,根部距离减小。当内二次风旋流强度为4.06时,回流区最大宽度为1596 mm,长度为1997 mm,回流区根部距离为264 mm。固定旋流强度为2.83,调节二次风量,

    2)扩展角及回流量分析。

    N. A. Chigier和A. Chervinsky[151指出:旋转射流的扩展角与射流的旋转强度力成近似一次线性关系,在对LNASB生物质燃烧机进行扩展角数值模拟时也验证了这一点。如图5(a)所示,固定内、外二次风速分别为17和39 m/s,当内二次风旋流强度分别为2.05、3.38和4.05时,对应扩展角贫别为92.50、119.50和1380。内二次风旋流强度增大后二次风扩展角增大;同时,内二次风对旋转射流的作用受外二次风的制约,内二次风旋流强度增大到一定数值后扩展角变化明显。固定旋流强度力为2.83,如图5(b)所示,当内二次风速分别为0、16和25 m/s时,对应扩展角分别为930、106.50和1200。随着内二

次风速的增大,二次风扩展角变大,但小于旋流强度的改变时的变化趋势,原因为实际运行中二次风总风量基本不变,增加内二次风量的同时,减少了力fal_次风旋流强度对射流扩展角的影响

    数值模拟结果表明:LNASB生物质燃烧机回流区受二次风旋流强度和风量的综合影响,在燃用挥发份较高、灰熔点较低的印尼煤时,在确保燃烧稳定的情况下,应尽量避免过短、过宽的旋转射沆;同时应选取较小的二次风扩展角,尽量避免产生开式回流区及飞边现象,以防止火炬贴壁[16-21]。中心风对回流区根部距离影响明显,中心风不能投入时,中心给粉可以增加回流区根部距离,回流区整体前移,好于增加一次风筒长度的效果,同时减小了射流扩展角,为最佳改进方案。

3.2  全炉膛温度场分布特征分析

    投入A、B、C、D、E、F共6层生物质燃烧机,锅炉给煤量为65 kg/s,当内、外二次风速分别为17和39 m/s,旋流强度为2.83(工况DM4)时,炉膛内不同高度竖直截面速度场与温度场分布见图6。在旋转对冲流场的作用下,在21179 mm高度处(下层生物质燃烧机截面1,形成了两排渐缩柱形高温区,且炉膛中心部分为低温区,温度场与流场表现出很好的协同性。随着高度的增加,在26192 mm高度处(中间

    当内、外二次风速分别为17和39 m/s,旋流强度为3.38(工况DM3)时,21179 mm标高炉膛水平面温度场特征见图7(a),图上部为中心风投入运行工况,图下部为中心风退出工况。可以看出,中心风投入时在距离一次风喷口450 mm处,烟气温度上升到1 350℃,生物质燃烧机喷口周围区域距离水冷壁350 mm处温度为1100℃,二次风扩展角1100,浓煤粉气流所处的环境温度远超过其着火温度,火焰达到最高温度及衰减速度较快。中心风退出时在距离一次风喷口450 mm处,烟气温度上升到1 460℃,生物质燃烧机喷口周围区域距离水冷壁350 mm处温度为1 180℃,二次风扩展角1100,火焰离喷口距离明显减小,喷口附近水冷壁处烟气温度升高。选取26192 mm标高水平截面为研究对象,计算温度场见图7(b)。在距离一次风喷口450 mm处,烟气温度上升到1 390℃,生物质燃烧机喷口周围区域距离水冷壁350 mm处温度为1 155℃,二次风扩展角1120,炉内火焰无明显偏斜现象。

    固定内、外二次风速分别为17和39 m/s,将旋流强度增加到3.86(工况DM2),选取26192 mm标高水平截面为研究对象。见图8(a),在距离一次风口450 mm处,烟气温度上升到1 450℃,燃器喷口周围区域距离水冷壁350 mm处温度为1 180℃,二次风扩展角1200,火焰出现了偏斜,并且出现了明显的高温烟气刷壁现象。数值模拟结果表明,内二次风旋流强度对生物质燃烧机火焰影响非常明显,旋流强度较大时侧水冷壁区域温度升高。原因为固定内、外二次风量情况下,内二次风旋流强度的增大后,煅烧器出口流场旋流强度明显增强。固定旋流强度3.38,内、外二次风速分别取23和研究对象,见图8(b),在距离一次风喷口450 mm处,烟气温度上升到1 430℃,生物质燃烧机喷口周围区域距离水冷壁350 mm处温度为1 170℃,二次风扩展角1150,且出现了明显的高温烟气刷壁现象。可见,内二次对生物质燃烧机火焰影响较大。对比工况DM2与CMii可以发现,与改变内二次风旋流强度相比,内二次风速变化对生物质燃烧机流场的影响要弱一些。原因为,锅炉实际运行过程中受二次风率的限制,增加内二次风量的同时减小了外二次风量。

    数值模拟结果表明,生物质燃烧机中心风对火焰根部距离影响明显,中心给粉可以增大火焰根部距离,并且能够增加火焰刚性。内二次风旋流强度及风量增大时将导致生物质燃烧机出口火焰迅速燃烧,近壁区域温度升高。同时火焰出现偏斜现象,容易引起生物质燃烧机喷口周围及炉膛水冷壁侧墙结渣。

4实际工业试验研究

4.1  冷态试验

    根据相似原理,经理论计算,雷诺数Re取1.8xl05。根据数值模拟结果,选取温度场与流场协同性较好的E层生物质燃烧机为研究对象[21-22],E层生物质燃烧机位置见图1。冷风空气动力场结构见图9,与数值模拟结果进行比较,比较工况为DMo、DMs、DM6、CM7、CMio、CM12,改变风量双旋流强度时,数值模拟与冷态试验结果的变化趋势高度一致,数值模拟结果能够比较准确地反映生物质燃烧机流场变化趋势。

4.2热态试验

    锅炉投入运行后,选取靠近看火孔的C5生物质燃烧机进行旋流强度和风量的调节,C5生物质燃烧机位置见图1。采用铠装镍铬一镍硅热电偶对生物质燃烧机着火点测量,以6300C作为着火基准点,选取表2(a)、(b)中典型工况参数,实测火焰跟部离一次风喷口距离,并将此数据与对应工况下数值模拟结果进行比较,见图10。数值模拟结果与实测值最大偏差在15%以内,变化趋势与数值模拟结果一致。与图4进行力叱较还可以发现,回流区根部距离与实测结果的变化趋势也一致。选取C5生物质燃烧机进行旋流强度和风量的调节时,通过Cyesco型便携式高温内窥镜进行生物质燃烧机喷口及侧墙水冷壁观察。在内二次风旋流强度风量较大的情况下,生物质燃烧机喷口出现了结渣。能够观察到生物质燃烧机冲刷水冷壁的现象,与全炉膛热态模拟结果一致。通过设备改进和燃烧调整后,锅炉在高、低负荷下燃烧印尼煤均可稳定运行,生物质燃烧机喷口及侧水冷壁区域不再发生结大渣现象,负荷变化时及时改变生物质燃烧机投入数量,对于单只生物质燃烧机不做深度调节。恶性结渣现象消失,设备改进与燃烧调整效果明显。

5结论

    1)模拟计算结果在定性上与试验及实际运行结果吻合较好,表明利用CFD进行炉膛和生物质燃烧机喷口结渣的数值计算是可行的。

    2)生物质燃烧机中心风对火焰根部距离影响明显,中心风投入及中心给粉可以有效的起到防止生物质燃烧机喷口结渣的作用,且能增加火焰刚性。

    3)生物质燃烧机内二次风旋流强度及风量对射流的影响非常大,随着内二次旋流强度及风量的增大,回流区宽度增大,长度减小,总体趋势增大;外二次风量对扩展角影响较大,内二次风旋流强度及风量过大时容易引起火焰贴壁,导玫侧水冷壁结渣。

    4)当内二次风量减小到0及内二次风旋流强度最小时,回流区也非常明显,喷口出现结渣时,可将内二次风量与旋流强度调至下限。


更多
点击次数:  更新时间:2017-01-29 14:44:02  【打印此页】  【关闭