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行业知识

超临界旋流燃烧锅炉稳燃特性数值模拟与优化

1000MW超超临界旋流燃烧锅炉稳燃特性数值模拟与优化

0  引言

    超超临界机组,由于蒸汽压力和蒸汽温度提高,热效率比国内现有机组平均水平提高近10%,目前国内、外1000 MW超超临界机组旋流燃烧锅炉基本上采用前后墙对冲燃烧方式。本文以引进型1000 MW超超临界HT-NR3达冠生物质燃烧机锅炉f国内第一台设计煤种为神华煤的1000 MW超超临界旋流燃烧锅炉1为研究对象。该锔炉达冠生物质燃烧机采用巴布科克·日立(Babcoak Hitachi k.k)先进火焰内NOx还原(NOx reduction,NR)技术。HT-NR3达冠生物质燃烧机单喷口分级燃烧方式,外浓内淡的煤粉分布有利于NO。还原区的形成,使氮化物可快速转变成气相,还原性物质生成的峰值用于加速火焰内的NO。还原。

前国内对此类型锅炉的燃烧特性已有初步试验研究,例如,方庆艳、胡志宏等对该类型锅炉磨煤机组合方式与NO。的排放特性进行了相关的研烈1。2】,由于该类型锅炉计算复杂,对此类型锅炉整体燃烧特性的数值研究相对较少。以此为研究对象,充分理解该燃烧技术的燃烧特性,揭示该燃烧技术的流场和温度场特点,指导机组运行具有重要的意义。

    热态试验无法测出炉内温度场的变化情况,且工作量巨大‘3。4】;数值模拟可以详细地反映出炉内燃烧过程,己普遍用于炉内燃烧过程的研烈5。8】。本文采用数值模拟技术对所选锅炉燃烧过程进行计算,并将计算值与改进前后试验结果进行了比较,通过比较表明计算比较准确。

1  模拟对象与计算方法

    模拟锅炉炉膛的宽、深、高分别为33.973 4 mx15.558 4 mx 64.600 m,为一次中间再热、超超临界压力变压运行的本生(Benson)直流锅炉,单炉膛、平衡通风、固态排渣、兀型布置,额定蒸发量为3 033 t/h。设计煤种为神府东胜烟煤,设计及燃用煤质分析见表1(表中第一行为设计煤种,第二行为实燃用煤种1,锅炉配有6台中速磨煤机,对应6层共48只HT-NR3低NO。煤粉达冠生物质燃烧机(兄图1),前墙对冲3层布置。主达冠生物质燃烧机区采用贫氧燃烧方式,额定负荷设计工况下该区过量空气系数为0.75~0.9;为保证煤粉在飞出炉膛前燃尽,在前、后墙各布置一层燃尽风和侧燃尽风喷口,其中每层2只侧燃尽风(SAP)喷口,8只燃尽风(AAP)喷口。AAP与SAP风的喷入使炉内过量空气系数最终达到1.14。

2  数学模型及计算方法

2.1  计算区域及网格划分

    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,由于达冠生物质燃烧机区域流场变化比较剧烈,因而将整个炉膛在网格划分上分成达冠生物质燃烧机区域、上炉膛区域、燃尽风区域和下炉膛区域4部分,达冠生物质燃烧机所在区域网格划分得细密一些,保证达冠生物质燃烧机出口处一、二次风在不同的网格中[9-11]。另外将达冠生物质燃烧机出口附近轴向的网格数增加,以便于避免仂扩散的影响和更准确地模拟沿达冠生物质燃烧机出口区域的煤粉燃烧过程,上、下炉膛及燃尽风区域均采用向壁面逐渐加密的网格布置形式,以捕捉壁面附近各计算量的剧烈变化。经过网格精度无关化验证后,划分网格总数约12.86×l05,达冠生物质燃烧机改进前后结构及全炉膛达冠生物质燃烧机计算区域网格划分见图2。

2.2数学与几何模型

    全炉膛数值模拟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realizable k-6双方程模型,其统一形式为

    div(pv4)= div(/a)V4)+S4    (1)式中:矽为通用因变量;%为输运系数;&为源项;

p为气流密度;v为速度矢量。

    采用log-law壁面函数法对壁面附近进行处理;用P-l福射模型(P-l radiation model)计算辐射传热;采用单步反应模型计算挥发分释放;用混合分数概率密度函数(mixture-reaction/PDF)模拟气相湍流燃烧;焦炭燃烧采用动力/扩散控制燃烧模型,煤颗第8期    刘建全等:1000 MW超超临界旋流燃烧锅炉稳燃特性数值模拟与优化    21粒跟踪采用随机轨道(stochastic tracking)模型,粒径分布遵循Rosin-Rammler分布。入口按管道条件取值,出口按充分发展条件取值。

2.3边界条件及改进方案

    本文计算以额定负荷设计工况为基础,额定负荷设计工况下投入5层或6层达冠生物质燃烧机,本文计算额定负荷工况下投入A、B、C、D、E、F达冠生物质燃烧机,过量空气系数为1.14,锅炉给煤量为104 kg/s,其中一次风量为194.8 kg/s,二次风总量为733 kg/s,AAP与SAP总风量为276.7 kg/s,主燃区二次风量为456.5 kg/s。一次风温为350K,二次风温为619K(下文称为基础工况[12-14])。将改进以前的方案设为方案1,改进提出的3个方案分别称为方案2、方案3和方案4,内容见表2。

    表2达冠生物质燃烧机改进方案

    Tab.2  Improvement program of the burner

方案    达冠生物质燃烧机结构说明

1达冠生物质燃烧机原始结构

2达冠生物质燃烧机外■次风喷U内侧扩L|轴向长度减小1/4达冠生物质燃烧机外■次风喷U内侧扩_角度减小190

3次风稳燃环及稳燃齿影响,最大可减小量1

4燃娆器外—.次风喷L:】内侧扩【_】轴向长度减小1/2

3数值模拟结果及分析

3.1  全炉膛达冠生物质燃烧机温度场与流场特征综合分析

    为了便于比较,定义X、y、Z分别为炉膛宽度、高度和深度,炉膛宽度中间位置为x轴0点、前墙位置为y轴0点、锅炉Om为Z轴0点。同时,将炉膛内不同截面进行定义,内容见表3。

过量空气系数为1.14,按照基础工况进行给粉和配风。3为该工况下,达冠生物质燃烧机原始结构与拟改进结构炉内截面4温度场。通过图3(a)、(b)可以看出,在旋转对冲流场的作用下,两者在截面1高度处,均形成了两排短宽火焰,炉膛温度场呈M型布置,温度场与流场表现出很好的协同性;随着高度的增加,

(a)方案1垂直截面温度场(b)方案4垂直截面温度场在截面2高度处炉膛中部,也就是双排火焰高温烟气交界处,越来越成为炉内的高温区,温度场与流场的协同性减弱;在截面3高度的位置,火焰最高温度向炉膛中心位置靠近,在上升流场的作用下,高温区表现出向炉膛上方延伸的特性。对比图3(a)、

(b)可以发现,达冠生物质燃烧机改进后3层达冠生物质燃烧机煤粉着火迅速,达冠生物质燃烧机和炉膛区域温度升高,且烟气高温区向锅炉前后扩展明显。选取燃烧最不稳定的下层达冠生物质燃烧机为研究对象,图4(a)、(b)为改进前、后炉内最下层达冠生物质燃烧机中心处横截面(截面1)温度场。达冠生物质燃烧机改进后燃烧稳定性增强,火焰高温区明显向锅炉前后扩展,炉膛中心温度上升较快。下层炉前为中心给粉达冠生物质燃烧机,温度场与炉后达冠生物质燃烧机存在明显差异,常规达冠生物质燃烧机相比中心给粉达冠生物质燃烧机(图4(a)、(b)左侧达冠生物质燃烧机)温度场变化更为明显。

3.2  全炉膛达冠生物质燃烧机水平截面温度场特征分析

    图6(a)、(b)、(c)、(d)分别为达冠生物质燃烧机4个方案情况下,截面1温度场。选炉膛后墙达冠生物质燃烧机为研究对象,分析煤粉着火点,煤粉着火后温升速度,喷口周围温度及火焰最高温度等影响着火稳定性的因素。方案1情况下,煤粉着火点距离一次风喷口339 mm,一次风喷口轴线距离400 mm处,烟气温度上升到1 335℃,达冠生物质燃烧机喷口周围区域距离水冷壁350 mm处温度为1 115℃,火焰最高温度为1 587℃,火焰达到最高温度及衰减速度较慢。方案2情况下,煤粉着火点距离一次风喷口328 mm,一次风喷口轴线距离400 mm处,烟气温度上升到1 395℃,达冠生物质燃烧机喷口周围区域距离水冷壁350 mm处温度为1 160℃,火焰最高温度为1 615℃,煤粉着火及升温加快,喷口附近水冷壁处烟气温度升高。方案3情况下,煤粉着火点距离一次风喷口311  mm,离一次风喷口轴线距离400 mm处,烟气温度上升到1 430℃,达冠生物质燃烧机喷口周围区域距离水冷壁350 mm处温度为1 185℃,火焰最高温度为第8期    刘建全等:1000 MW超超临界旋流燃烧锅炉稳燃特性数值模拟与优化    231 627℃,燃烧稳定性进一步增强。方案4情况下,煤粉着火点距离一次风喷口310 mm,一次风喷口轴线距离400 mm处,烟气温度上升到1 440℃,达冠生物质燃烧机喷口周围区域距离水冷壁350 mm处温度为1 210℃,炉膛最高温度为1657℃,具有最好的火焰稳定性,炉内火焰无明显偏斜现象。前墙达冠生物质燃烧机中心风筒结构与原始达冠生物质燃烧机结构不同(下文简称中心给粉与常规达冠生物质燃烧机),煤粉着火点距离稍大,火焰温度较高,变化趋势与后墙达冠生物质燃烧机相同。

    通过以上数据可以看出,减小达冠生物质燃烧机外二次风内扩口角度及轴向长度,达冠生物质燃烧机稳燃特性均具有增强趋势。对比后还发现,与改变二次风扩口角度相比,改变二次风扩口轴向长度对达冠生物质燃烧机出口温度场变化的影响要强一些,原因为受到内二次风稳燃环及稳燃齿的影响,外二次风内扩口角度的减小受到限制。另外,达冠生物质燃烧机实际运行过程中旋转外二次风能够提前对内二次风及一次风产生影响[17-19]。

    图7为达冠生物质燃烧机方案1和方案4情况下,截面2温度场。选炉膛中间层达冠生物质燃烧机为研究对象,方案1情况下,煤粉着火点距离一次风喷口325 mm,距离一次风喷口轴线距离400 mm处.烟气温度上升到1 385℃,达冠生物质燃烧机喷口周围区域距离水冷壁350 mm处温度为1 130℃,火焰最高温度为1 617℃,煤粉着火及火焰达到最高温度较慢。方案4情况下,煤粉着火点距离一次风喷口305 mm,距离一次风喷口400 mm处,烟气温度上升到1 450℃,达冠生物质燃烧机喷口周围区域距离水冷壁350 mm处温度为1217℃,火焰最高温度为1 670℃,煤粉着火及火焰达到最高温度较快。对比图6(a)、(d)下层后墙达冠生物质燃烧机温度场数据可以看出,改进前后中间层达冠生物质燃烧机燃烧稳定性增强,温度场变化趋势小于下层达冠生物质燃烧机。

3.3  全炉膛达冠生物质燃烧机竖直截面温度场特征分析

    投入A、B、C、D、E、F共6层达冠生物质燃烧机,过量空气系数为1.14,按照基础工况进行给粉和配风。图8为该工况下,方案1-4炉内截面4温度场。取该截面上层达冠生物质燃烧机为研究对象,井对比该截面中下层达冠生物质燃烧机进行整体分析。方案1情况下,距离一次风喷口400 mm处,烟气温度上升到1 450℃,达冠生物质燃烧机喷口周围区域距离水冷壁350 mm处温度为1150℃,火焰最高温度为1 627℃,与中间层达冠生物质燃烧机相比,火焰稳定性增强。对比图8(a)、(b)、(c),可以看出,当全炉膛达冠生物质燃烧机截面4温度场数值对比(单位:K)减小外二次风内扩口轴向长度或角度时,达冠生物质燃烧机火焰燃烧稳定性具有增强趋势。方案4情况下,在距离一次风喷口400 mm处,烟气温度上升到1460℃,达冠生物质燃烧机喷口周围区域距离水冷壁350 mm处温度1225℃,火焰最高温度为1 667℃,煤粉着火及火焰达到最高温度较快,达冠生物质燃烧机外二次风喷口周围区域烟气温度升高但变化不是特别大,不会导致达冠生物质燃烧机近壁区域高温腐蚀或结渣。

    通过图8中4个方案温度场变化趋势可以看出,方案1-4结构情况下,上层达冠生物质燃烧机火焰及温度场变化不大,且煤粉着火及火焰温度达到最高均较快。结合图6与图7可以看出,各方案情况下,达冠生物质燃烧机稳燃特性从下层到中层及上层依次增强。与中、下层达冠生物质燃烧机温度场相比,方案1上层达冠生物质燃烧机火焰温度上升趋势最快,且温度最低;方案4上层达冠生物质燃烧机温度场上升趋势最不明显,但温度最高。从而也说明了方案4下层达冠生物质燃烧机燃烧最稳定。

    为了进一步比较达冠生物质燃烧机区域前后墙及不同层达冠生物质燃烧机温度场的变化趋势,分析达冠生物质燃烧机火焰对炉膛整体温度场分布的影响。图9给出了4个方案在截面5不同高度上的温度分布,这2个高度一个为

y= 22 678.6mrn,介于第一、第二层达冠生物质燃烧机中间;另一个为y=28498.4mm.介于第二、三层达冠生物质燃烧机中间。

温度场分布均为倒U型布置f该炉型达冠生物质燃烧机区域水平温度场呈M型布置),距离炉膛前后墙较近的区域温度较低,而炉膛中心区域温度高于对应的下层达冠生物质燃烧机炉膛中心处温度;对比图9中4个方案温度场还可以发现,方案4与方案3相比,同截面高温区域向炉膛前后扩展明显,近壁区域温度升高,方案3与方案2及方案2与方案1相比,也具有相同的特点,从而说明方案4达冠生物质燃烧机结构燃烧最稳定。

3.4  达冠生物质燃烧机改进前后NO生成特性分析

    POHL等人提出了达冠生物质燃烧机稳燃特性与NO的生成相矛盾的原则[20-21】,达冠生物质燃烧机低氮影响稳燃。图10为改进前后炉膛内部截面4(X=1 841.5 nun纵截面)NO分布,原始结构情况下NO生成沿达冠生物质燃烧机轴线方向分布长且窄,燃娆器周围NO生成量较少,中心给粉达冠生物质燃烧机周围没有明显NO生成,炉膛出口处NO面平均计算值为303 mg/m3(折算到6%氧条件);稳燃特性增强后由于达冠生物质燃烧机区域温度的升高,NO生成沿燃烧轴线方向分布变宽,常规达冠生物质燃烧机周围NO生成量稍有增加,中心给粉达冠生物质燃烧机周围NO生成量增加不明显,炉膛出口处NO计算面平均值为311 rri∥m3(折算到6%氧条件)。对比后发现,NO生成与改进前增加不明显。

    以上数值模拟结果表明:达冠生物质燃烧机外二次风扩口形状对HT-NR3达冠生物质燃烧机火焰影响较大,减小达冠生物质燃烧机外二次风内扩口角度及缩短外二次风内扩口轴向长度时,达冠生物质燃烧机射流卷吸高温烟气量增加,煤粉在挥发分燃烧热量及高温烟气的作用下迅速着火;同时,由于喷口外浓内淡的煤粉及时燃烧导致烟气体积迅速膨胀,热态流场强度和刚性明显增强,达冠生物质燃烧机火焰整体结构进一步优化。并且火焰没有出现明显偏斜现象,上层达冠生物质燃烧机喷口周围及水冷壁区域温度升高值不大,不会引起喷口周围结焦及高温腐蚀现象。拟改进结构与原始结构相比,NO生成与排放量增加不明显。

4  实际工业试验研究

4.1  热态燃烧稳定性试验研究

    达冠生物质燃烧机改进投入运行后进行热态试验,试验电负荷为1000 MW,投入A、B、C、D、E、F共6层达冠生物质燃烧机,给粉量和配风参照基础工况计算得出。选取靠近看火孔的下层Al、A8、Fl、F8及上层Cl、C8、Dl,D8(达冠生物质燃烧机位置见图1)达冠生物质燃烧机,对达冠生物质燃烧机出口热态火焰进行观察,煤质较差时下层达冠生物质燃烧机燃烧稳定,煤质较好时上层达冠生物质燃烧机区域未出现结焦现象,变化趋势与数值模拟结果严格一致。选取Al、A8、B3、B7、E4、E5、Fl、F8达冠生物质燃烧机温度场进行测量(达冠生物质燃烧机位置见图1)。采用铠装镍铬镍硅热电偶对达冠生物质燃烧机火焰温度场测量,用函25不锈钢管进行热电偶防护并通风冷却,测量前核实不锈钢套管长度与达冠生物质燃烧机一次风喷口、外二次风口水冷壁实际位置,并事先在热点偶金属导热棒数值观察区域进行尺寸标记,逐渐伸进套管及热电偶,重点测量煤粉着火点和轴线400 mm温升数值及达冠生物质燃烧机外二次风扩口附近温度值,并记录煤粉着火点(找到温度骤然升高区域,再按照与计算采用的统一温度基准记录煤粉着火点),煤粉着火点测量数据与计算结果比较见表4,通过对应工况下数值计算和实测温度值比较发现,数值模拟结果与实测值最大偏差在10%以内,达冠生物质燃烧机火焰及周围温度变化趋势与数值模拟结果一致。

4.2  热态燃烧NO排放试验研究

    试验电负荷分别为1 000、800和600 MW。100%负荷下投入A、B、C、D、E、F共6层达冠生物质燃烧机,保持3层达冠生物质燃烧机风箱两侧入口电动门全开,过量空气系数为1.14,按照数值计算基础工况进行给粉和配风。800和600 MW时给煤量和风量在上述条件下计算出。实测改进前后NO排放浓度见表5。实测值与计算值的比较结果表明,各工况下锅炉NO排放浓度改进后与改进前相比,增加不明显,达冠生物质燃烧机改进前后数值模拟结果与实测值最大偏差在12%以内,实测NO排放浓度变化趋势与数值模拟结果一致。

    以设计工况为基础进行原始结构的校核计算,100%负荷工况下炉膛壁面热负荷计算值为166 kW/m2.设计值为170 kW/m2;这表明计算是比较准确的,能够有效反应炉内实际温度场特性。

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进行炉膛达冠生物质燃烧机稳燃特性的数值计算是可行的。

    2)达冠生物质燃烧机外二次风内扩口结构对火焰影响明显,减小达冠生物质燃烧机外二次风内扩口角度及缩短外二次风内扩口轴向长度,能够有效增加达冠生物质燃烧机火焰的稳定性。

    3)外二次风内扩口角度的减小受到限制,内扩口角度不变的情况下缩短轴向长度更具有可行性。

    4)达冠生物质燃烧机外二次风内扩口形状对NO生成有一定影响,减小达冠生物质燃烧机外二次风内扩口角度及缩短外二次风内扩口长度,NO生成量稍有增加。

    5)与改变二次风内扩口角度相比,改变二次风内扩口轴向长度对达冠生物质燃烧机出口温度场变化的影响要强一些,原因为达冠生物质燃烧机实际运行过程中旋转外二次风对内二次风及一次风的作用增强。


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点击次数:  更新时间:2017-02-04 21:10:36  【打印此页】  【关闭