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 > 行业新闻
行业新闻

墙式对冲锅炉低氮燃烧技术改造的数值模拟

600MW墙式对冲锅炉低氮燃烧技术改造的数值模拟

0  引言

    氮氧化物(nitrogen oxides,NOx)怍为造成酸雨及光化学烟雾的主要污染物之一,其主要来源于化石燃料的燃烧[1]。我国从20世纪80年代开始逐步关注NOx的排放问题,并由国家环保部于2010年1月27日公布了《氮氧化物防治技术政策》,综合考虑技术、经济等方面的因素系统分析了当前各项控制燃煤锅炉NOx排放的技术手段[2]。到目前为止,国内外已有许多学者对燃煤电站墙式对冲锅炉低氮燃烧技术改造进行了数值模拟研究,但大都选取冷灰斗底部至折焰角或水平烟道入口之间作为忽略炉膛上部分隔屏及后屏等辐射受热面吸热对燃烧的影响[8-10],只对所关心工况下的炉内流场、温度场分布及燃烧产物的生成情况进行了讨论,并未对炉内及烟道中的各受热面换热情况进行分析。同时在模拟计算中,将炉膛模型上的旋流生物质燃烧机结构进行了过度简化(仅用一些面或简单的凸体代替1,炉膛入口边界条件的粉量、风量及比例分配关系等参数通过试验或现场运行数据确定[11-13],运动方向则通过设置其轴向和切向速度加以控制,这样与单只生物质燃烧机基本保持一致,但并不能反映锅炉运行中的真实情况。因为经过旋流生物质燃烧机的复杂结构(如导流叶片、煤粉收集器及浓淡分离装置等1,实际运行中生物质燃烧机出口的一次风粉气流分布已经具备一定的空间形态,尤其是一次风管中的煤粉颗粒,经过导流装置、浓淡分离装置等结构的作用,局部浓度显著增大,而适当的高浓度煤粉气流可以有效降低着火热,使煤粉在炉内提前着火[14]。这一现象几乎将影响涉及燃烧和传热的每一个过程,因此两边界条件仅在量和方向上达到一致性并不足以反应其真实的运行工况,影响对其内各物理量的有效评估。

    本文采用通用CFD软件ANSYS—FLUENT13.0财某600 MW墙式对冲锅炉低氮燃烧技术改造进行了数值模拟分析研究。系统的分析了生物质燃烧机出口的煤粉浓度分布与回流区形态对炉内燃烧及产物分布的影响,并将水平烟道和尾部竖井中的各受热面包含在计算区域之内,以便从燃烧和工质流动换热双方面综合考虑改造工况的合理性。在此基础之上通过建立生物质燃烧机出口与炉膛入口各参数的有效连接,为全炉模拟中正确结论的得出提供支持。

1  研究对象

    以国内某电厂600 MW -次中间再热、带内置式再循环泵启动系统的超临界压力本生(Benson)直锅炉作为研究对象。该锅炉为兀型布置、单炉膛、平衡通风、固态排渣、全钢架、全悬吊结构。炉膛断面尺寸为22.187m宽、15.632m深,上层煤粉生物质燃烧机中心至屏底距离为20.546 m,顶棚管标高为67.750m,有效容积18 393 m3。30只低NO_r轴向旋流生物质燃烧机(low NOx axial swirl burner,LNASB)分3层前后墙对冲布置,单侧每层5只。在最上层煤粉生物质燃烧机上方,前后墙各布置1层燃尽风,每层5只,共10只燃尽风喷口。锅炉配6台HP1003型中速磨煤机,每台磨煤机供一层主生物质燃烧机所需煤粉。

    该锅炉自投运以来,NOx排放浓庋较高,维持在500 mg/m3以上,生物质燃烧机喷口附近结焦严重并烧损变形,针对此问题进行燃烧设备及性能参数的优化改造,内容如下:将30只原LNASB型生物质燃烧机全部更换为LYSC双区浓淡型低NOx生物质燃烧机;燃尽风喷口由原来的前后墙各一层,每层5只,共10只改为前墙1层,后墙2层,每层6只,共18只,其喷口形状由圆形变为方形并上移一定距离;适当增加燃尽风风量等了更加准确的分析评价低氮燃烧技术改造对炉内各性能指标的影响,首先对改造前的锅炉常规运行工况f称为基准工况1进行模拟计算,并将计算结果与改造前的现场数据进行对比,验证所选计算方法及模型的有效性。最后,利用此方法和模型对低氮燃烧技术改造工况进行数模拟并对单只生物质燃烧机及炉内流动与传热特性进行详尽分析。

2  数学模型及计算方法

2.1  计算区域及网格划分

    由于生物质燃烧机尺寸相比炉膛小的多,且若将30只旋流生物质燃烧机都放入计算区域内,不但会增加高质量网格的划分难度,还会大大延长计算机时[15]。因此为获取准确的模拟结果,减少计算工作量,数值模拟分两步进行。首先对单只生物质燃烧机进行模拟研究,得到生物质燃烧机出口气固两相流场,然后以生物质燃烧机出口作为炉膛入口边界条件,通过UDF程序编诨仅可以实现两者量上的统一,而且可以精确的控制连续相及煤粉颗粒在两者接口处空间位置和运动轨迹的一致,使其更贴近实际运行中真实的两相流场分布形态。

    首先分别对基准工况下原LNASB型旋流生物质燃烧机和炉膛进行三维全尺寸稳态数值模拟。生物质燃烧机和炉膛按照各自的结构特点及流场变化的剧烈程度分区划分网格[16-17],综合考虑网格数量和计算精度方面的要求。经过反复验证,生物质燃烧机及全炉网格数量分别为6.8万与102万,己达到网格独立性。LNASB型旋流生物质燃烧机与炉膛模型及网格划分如

2.2数学模型

    生物质燃烧机模拟中连续相与颗粒相分别采用组分输运模型和DPM模型进行求解,两相之间双向耦合互相作用[18-19]。由于炉膛数值模拟控制方程具有第7期    E雪彩等:600 MW墙式对冲锅炉低氮燃烧强非线性的特点,若计算之初即耦合所有的控制方程,结果很容易发散,因此先进行冷态工况下控制方程的求解,直至残差曲线基本无变化获得稳定的空气动力场,再以此作为初始条件进行热态计算。

    采用带旋流修正的Realizable K-E双方程气相湍流模型结合标准壁面函数法(standard wallfunction)将壁面与炉内湍流核心区的物理量联系起来以对壁面区的流场进行计算。由于炉膛主要以辐射传热为主,因此选用比Pl辐射模型适用范围更广、计算精度更高的离散坐标模型(discreteordinates)来考虑散射及气体与颗粒间辐射换热作用的影响[20]。随机轨道模型(stochastic tracking)用于追踪煤粉颗粒的运动轨迹[21-22]。挥发分的析出采用单步反虚模型(single-rate model)c23]并假定在此过程中煤粉颗粒的粒径保持不变,燃烧过程则采用以CO作为中间产物的两步反应机理。焦炭燃烧选用

内部控制反应速率模型(intrinsic model)进行计算。燃烧固体颗粒在整个流动与燃烧换热过程中遵从受力平衡及CFD 6大传热/传质关联定律。NOx的计算采用后处理方法,且只考虑热力型NOx及燃料型NOx。SIMPLE算法处理压力一速度耦合关系[24-25],降低部分参数的松弛因子,以改进收敛。

2.3边界条件

    单只生物质燃烧机数值模拟工况下,按照现场冷态试验测得的数据设定一次风及内、外二次风为质量流量入口(mass flow)边界条件,并将一次风的入口取在蜗壳前的直管段,风粉在此处均匀分布,由蜗壳切向引入旋转前进流经4片煤粉收集片后,气固两相流以一定的速度和空间分布形态进入小炉膛,并从小炉膛右侧的压力出口(pressure outlet)流出。颗粒相在此处终止其轨迹计算,设定为逃逸(escape)边界条件。

    炉膛模拟工况下,通过UDF程序无差的截取生物质燃烧机模拟得出的喷口处边界各参数作为炉膛生物质燃烧机的入口边界条件。燃尽风以一定的质量流量进入计算区域。煤粉经然烧后大部分产物穿越内部的辐射或多孔介质间断面区域由省煤器后的压力边界出口流出,其余部分以大渣的形式落入冷灰斗下部,因此将冷灰斗壁面设定为捕捉(trap)壁面边界条件,液滴或颗粒中的挥发性物质在此处被释放到气相中,非挥发性颗粒则在此处终止计算。

2.4  数学模型及计算方法的验证

    通过现场试验测定基准工况锅炉烟道内各受热面出口的相关参数并与同工况下数值模拟的结果进行对比的方法验证所选模型与计算方法的合理性。表1示出了试验结果与模拟结果的对比,可以看出两者各参数的相对误差均在5%范围内。由此判断本文所选用的计算模型较为恰当,利用相同的方法对改造工况进行计算,得出的相关数据和结论具有很高的可信度。

3模拟结果与分析

3.1  单只生物质燃烧机冷态流场特性分析

    已有众多学者对LNASB型旋流生物质燃烧机出口后的流场特性进行了详尽的研究论证,由于篇幅限制此处不再赘述,只对改造后的LYSC双区浓淡型低NOx生物质燃烧机的空气动力场及两种生物质燃烧机喷口截面处的风粉分布特性进行分析。

    LYSC双区浓淡型低NOx生物质燃烧机中心纵截面的速度矢量如图2所示,一次风通道内高效低阻的煤粉分离装置将来自磨煤机的一次风分为浓淡两股煤粉气流(浓煤粉气流称之为主气流,淡煤粉气流称之为乏气流1。主气流掠过中心筒以18 m/s的速度从主气通道呈环状喷出,并在生物质燃烧机出口逐渐汇合成束沿轴线方向不断前进。乏气流经专门的乏气通道送入炉膛后,由主、乏气流之间特殊设计的稳燃环和扩口将两者在生物质燃烧机出口一段距离内相互隔开,形成大范围的内置环形回流区和中心回流区。环形回流区的存在一方面可推迟二次风与一次风的混合时机,另一方面卷吸大量的高温烟气同时加热浓、淡两股气流,将高温烟气与煤粉气流的接触面积扩大了一倍。内、外二次风分别经由各自通道内的轴向和切向叶片产生旋转气流以一定的角度进入炉膛,沿生物质燃烧机轴向方向旋转前进的同时在径向方向先扩张后收缩,并在合适的位置与一次风气流充分混合及时补充煤粉燃烧所需的氧量。

  原LNASB型生物质燃烧机与LYSC双区浓淡型低NOx生物质燃烧机出口风速及煤粉浓度分布。原LNASB型生物质燃烧机的煤粉气流切向进入一次风通道,旋转流经4片煤粉收集片后在生物质燃烧机出口呈现四角菱形空间分布,煤粉浓度沿周向分布均匀性较差。LYSC双区浓淡型低NOx生物质燃烧机出口气流速度和煤粉颗粒分布沿周向都表现出良好的均匀性,可有效避免由于煤粉浓度分布不均所导致的NOx大量生成的问题及煤粉颗粒卷吸所引起的结渣和烧损现象。由于两者间较大的速度差形成稳定的环形回流区。生物质燃烧机的冷态模拟结果吏直观的证实了炉膛模拟中各入口参数仅与单只生物质燃烧机在量和方向上的一致性不足以反应真实的运行工况这一结论的正确性。

3.2炉膛量场分布特性分析

    基准工况及改造工况炉膛中心纵截面与中间层生物质燃烧机横截面温度分布如图4所示,改造工况将主燃区适当份额的二次风抽出作为燃尽风送入炉膛,降低了主燃区的过量空气系数,阻止煤粉的集中燃烧放热,使主燃区与冷灰斗区的壁面区域热负荷显著降低,有效防止了其壁面结渣现象的出现。从图5不同工况下挥发分的析出情况可知,LY SC双区浓淡型低NOx生物质燃烧机的环形回流区可卷吸大量的高温烟气回流至喷口根部同时加热浓淡两股煤粉气流,因此生物质燃烧机出口煤粉气流着火及时,燃烧后期的中心回流区将二次风与一次风气流充分混合,提高了煤粉的燃尽程度。同时由炉膛中心纵截面温度场可以看出,改造工况燃尽风出口风速高、刚性强,能够穿透主燃区上方的高温火焰,到达炉膛中央附近,具有很好的压焰作用,所以改造后并未造成火焰中心明显上移,不会增加炉膛出口屏式过热器高温结渣及减温水过量的风险,在随后的炉膛受热面吸热情况的计算中可以得到证实。燃尽风采取前墙一层后墙两层集中布置的方式并在水平方向错开一定距离,既增加了燃尽风的覆盖面积,也使炉膛后墙燃尽风具有更强的穿透能力和更大的动量,推动高温烟气上升的同时逐渐向前墙靠近,显著改善了屏式过热器前方的炉膛烟气充满度。基准工况与改造工况下炉膛出口的高温烟气掠过其后烟道内的各个受热面温度逐渐降低,在省煤器出口分别达到359和356℃。

    图6示出了基准工况与改造工况炉膛中心纵截面NO浓度分布情况。为了量化分析改造工况对炉内产物生成的影响,沿炉膛高度建立若干个监测截并将监测截面各物理量平均值沿高度方向的变化规律示于图7。其中,截面1、2、3分别为两工况下煤粉生物质燃烧机中心横截面,截面4为基准工况炉膛燃尽风喷口中心横截面,截面5、6分别为改造工况炉膛上下层燃尽风喷口中心高度横截面。

1基准工况与改造工况最下层煤粉生物质燃烧机中心横截面;2基准工况与改造工况中间层煤粉生物质燃烧机中心横截而;3基准工况与改造工况最上层煤粉生物质燃烧机中心横截面;4基准工况炉膛燃尽风喷口中心横截面;

5  改造工况炉膛下层燃尽风喷口中心横截面;6改造工况炉膛上层燃风量的8%左右,主燃区过量空气系数较高,且一次风煤粉气流与二次风在生物质燃烧机出口之前存在预混段,因此在生物质燃烧机中心截面氧浓度含量最高,风粉混合气流一经喷口流出大量煤粉剧烈燃烧,氧量沿炉膛高度迅速降低,但NO浓度逐渐升高。沿烟气流程在下一级煤粉生物质燃烧机截面附近由于新气流的补入,氧量波峰重现,但由于稀释作用喷口中心截面的NO浓度反而出现波谷。由图7(c)可知,两种工况下作为燃烧中间产韧的CO并不是在各层煤粉生物质燃烧机中心截面达到峰值,而是沿烟气流程滞后约0.5 m的距离,即此处的还原性气氛最强。由于基准工况下主燃区过量空气系数较大且受预混作用的影响,CO浓度峰值两侧沿炉膛高度方向斜率较大,即强还原性气氛的区域较小,而改造工况将燃尽风的风率增至25%左右,主燃区的过量空气系数大大降低,此外LYSC双区浓淡型低NOx生物质燃烧机特有的环形回流区,有效阻止了生物质燃烧机出口一次风主气与二次风的过早混合,因此改造工况中生物质燃烧机中心截面的氧浓度并不和基准工况下主燃区氧浓度的变化趋势相同位于波峰,而是位于一个波动周期内相对较低的位置,同时由于一次风主气煤粉维持较高浓度,燃烧初期严重缺氧致使大量的CO及HCN等中间产物的生成,在喷口附近聚集,且在相当大的区域内保持了这种强还原性气氛。基准工况主燃区氧量充足且燃尽风喷口离最上层煤粉生物质燃烧机较近,在主燃区与燃尽风之间CO浓度达到最高值之后随即下降,并未在此区域形成大范围还原区,因此NO浓度沿炉膛高度呈现正增长,直至燃尽风层附近稀释作用浓度略有下降,随后由于空气的补入,生成一定量的NOx而使浓度缓慢升高,在炉膛高度50 m左右的位置浓度不再增加。改造工况通过舍理的燃烧及配风方式有效推迟了主气流与二次风的混合时机,强化了提前着火性能,使得煤粉燃烧尽快的进入还原区,因此热力型和燃料型NOx的生成量均大幅降低,在省煤器出口NO浓度(02%=6%)由566 mg/m3降为265 mg/m3,脱氮率高达53.2%。同时省煤器出口的CO浓度较基准工况并未增加。此外,LYSC双区浓淡型低NOx生物质燃烧机内浓外淡的煤粉分布形式和良好的空气动力场将煤粉气流局限在生物质燃烧机轴向中心线附近,形成风包粉的态势,因此生物质燃烧机喷口及壁面附近仍处于氧化性气氛中,不会增加高温结渣风险。

    低NOx燃烧技术改造除作用于燃烧、污染物生成等炉内过程外,还会对锅炉各受热面换热情况产生影响。表2示出了基准工况及改造工况炉内各受热面吸热情况,可以看出,位于炉膛上方的屏式过热器吸热量较改造前增加了87.39 kj/kg,但这并不会导致屏区受热面的结渣和减温水过量等问题,因为吸热量的增值较小,可以通过燃尽风的角度调节和风量变化使火焰中心位置移动来消除该影响。位于水平烟道及转向室的对流受热面烟温降低,吸热量有所减少,但变动幅度不大,均在允许的范围内,可以通过适当降低减温水量进行调节。尾部竖井内受热面吸热量变他值相对较大,但沿烟气流程平行受热面之间的变化量恰呈互补的变化规律,可以通过调节烟气挡板角度,使改造工况与基准工况各受热面吸热量基本保持一致,尽量避免燃烧改造对汽

4结论

    采用3-D全尺寸稳态数值模拟方法分析讨论低NOx燃烧技术改造方案对某600 MW墙式对冲燃烧锅炉炉内各量场、污染物排放及受热面换热情况的影响。主要结论如下:

    1)通过编译UDF程序将单只生物质燃烧机计算得到的喷口边界条件成功“移植”到全炉模拟时煤粉燃器的入口边界,实现两者间传热传质的无差对接,以保证模拟结果的正确性。

    2)对比分析锅炉在基准工况下的数值模拟结果与该工况下的实际运行数据,两者各参数的相对误差均在5%范围内,完全符合数值计算及工程应用误差要求,验证了计算方法和所选模型的合理性及准确性。

    3) LNASB型生物质燃烧机出口煤粉浓度分布均匀性较差,煤粉燃烧初期与二次风提早混合,造成氧浓度在每层生物质燃烧机中心截面均达到峰值,极强的氧化性气氛使炉内气流流经生物质燃烧机后NO浓度急剧增加。LYSC双区浓淡型低NOx生物质燃烧机出口煤粉浓度均匀,形成环形回流区和中心回流区相结合的流场形态,有效的抑制了NOx的生成并提高了煤粉的燃尽程度。

    4)作为燃烧中间产物的CO浓度并不在每级煤粉生物质燃烧机的中心截面达到峰值,而是沿烟气流程滞后约0.5 m酌距离。LYSC双区浓淡型低NOx生物质燃烧机一次风煤粉气流内浓外淡的分布形式和环形回流区及中心回流区的共同作用,使生物质燃烧机中心截面的02浓度处于一个波动周期内的较低水平,而还原性的CO恰位于峰值附近且在生物质燃烧机中心及以上较大区域保持了这一氛围,因此炉内气流流经此区域时NO浓度迅速下降。

    5)改造工况中LYSC双区浓淡型低NOx生物质燃烧机合理的燃烧组织方式及炉膛配风方式,使炉内烟气充满度较好、各区段的气氛与抑制NOx生成及促进煤粉燃尽所需的条件相吻合,不但制约了热力型及燃料型NOx的生成,还对己生成的NOx进行了有效还原,降氮率高达53.2%。同时,模拟结果表明,合理的低氮燃烧改造方案不会增加炉膛高温结渣的风险,也不会对各受热面换热产生不利影响。


更多
点击次数:  更新时间:2017-02-02 20:55:32  【打印此页】  【关闭