盧洪波，馬玉鑫，祖國剛，方 劍

(東北電力大學(xué)能源與動力工程學(xué)院，吉林吉林132012)

生物質(zhì)與煤混燃發(fā)電是將部分生物質(zhì)與煤進行混燃，這樣做可以有效緩解能源短缺。過去幾十年中生物質(zhì)與煤混燃技術(shù)的發(fā)展主要基于鍋爐運行經(jīng)驗及小規(guī)模實驗裝置所測得數(shù)據(jù)，但由于實驗裝置昂貴，并且非預(yù)混燃燒過程十分復(fù)雜，所以結(jié)論很難在實際中應(yīng)用。而隨著計算機技術(shù)的發(fā)展，燃燒過程的數(shù)值模擬已經(jīng)成為燃燒研究的重要手段，關(guān)于大型煤粉爐燃燒的數(shù)值模擬已有深入的研究［1-5］，然而混燒生物質(zhì)的數(shù)值研究多數(shù)以小型鍋爐為研究對象，Kaer SK［6］采用商業(yè)軟件CFX對33 MW秸稈爐排鍋爐建立了獨立的床層數(shù)學(xué)模型并進行數(shù)值模擬，得出爐內(nèi)混合不好會導(dǎo)致飛灰含碳量的增加。Zhou H［7］等對在固定床上的秸稈燃燒進行了數(shù)值模擬，其重點是研究NO的生成和減少的原因。

S.R.Gubba和D.B.Ingham等通過改變爐膛進口生物質(zhì)的形狀以及粒徑大小等因素對一臺300 MW煤粉爐進行了數(shù)值模擬［8］，認為生物質(zhì)顆粒熱傳遞模型對燃燒特性具有一定影響。國內(nèi)Xuebin Wang，Houzhang Tan，Yanqing Niu等［9］對陜西寶雞電廠300 MW煤粉爐進行了混燃的實驗研究，然而國內(nèi)對生物質(zhì)與煤在大型煤粉爐中的數(shù)值模擬研究較少。本文著重以生物質(zhì)與煤摻混比例為變量，對爐內(nèi)溫度場，流場進行了數(shù)值研究，目的在于為大型鍋爐混燒生物質(zhì)提供依據(jù)。

1 數(shù)學(xué)模型及基本方程

1.1 數(shù)學(xué)模型

本文采用內(nèi)蒙古烏拉蓋褐煤以及秸稈為燃料，以內(nèi)蒙古某電廠600 MW SG-205 9/17.5-M920型亞臨界控制循環(huán)鍋爐為計算實例。爐膛寬19 558 mm，深16 940.5 mm，采用正壓直吹式制粉系統(tǒng)，鍋爐配置6臺ZGM123G中速磨煤機，每臺磨的出口由四根煤粉管接至爐膛四角的同一層煤粉噴嘴，鍋爐MCR和ECR負荷時均投五層，另一層備用。直流燃燒器四角布置，切向燃燒，采用成熟的濃淡分離寬調(diào)節(jié)比(WR)煤粉噴嘴，一、二次風(fēng)噴嘴呈間隔排列。另外在燃燒器二次風(fēng)室中配置了三層共12支輕油槍，采用機械壓力霧化方式，燃油容量按30%MCR負荷設(shè)計。鍋爐的主要設(shè)計參數(shù)如表1所示。

表1 鍋爐主要設(shè)計參數(shù)

1.2 網(wǎng)格劃分

本文根據(jù)該電廠爐膛的結(jié)構(gòu)特點及流動特點，利用Gambit軟件進行對爐膛進行網(wǎng)格劃分，將整個計算區(qū)域分成五個區(qū)段:上爐膛區(qū)、燃燒器與上爐膛交接區(qū)、燃燒器區(qū)、冷灰斗與燃燒器交接區(qū)、冷灰斗區(qū)。為了減小因網(wǎng)格結(jié)構(gòu)造成的數(shù)值偽擴散，本文采用貼體坐標法［10］，在主要燃燒區(qū)噴口處進行局部網(wǎng)格加密處理，減少偽擴散引起的數(shù)值誤差［11-12］，以便提高計算精度。網(wǎng)格總數(shù)為436 099，最大扭曲率為0.81，符合計算要求，見圖1。

圖1 鍋爐物理模型及水平切面網(wǎng)格分布

1.3 基本方程

基本控制方程包括連續(xù)性方程、動量方程、能量方程、狀態(tài)方程［13-14］。燃燒計算采用非預(yù)混燃燒模型，氣相湍流的輸送采用標準k-ε模型，氣相湍流的燃燒采用混合分數(shù)/PDF模型，焦炭的燃燒采用動力/擴散控制反應(yīng)速率模型，輻射傳熱采用P-1輻射模型。

(1)動力學(xué) /擴散控制反應(yīng)速率模型控制方程為

式中:K為總的反應(yīng)速率常數(shù);n為化學(xué)反應(yīng)級數(shù)，其數(shù)值在0到1之間;PO2為氧氣的分壓力。

本文采用動力學(xué) /擴散控制方程速率模型模擬燃料的燃燒［15］。

(2)采用P-1輻射模型控制方程，對于輻射熱流qr有如下方程:

式中:a為吸收系數(shù);σs為散射系數(shù);G為入射輻射。

采用P-1輻射模型計算輻射傳熱。

2 模擬結(jié)果討論與分析

2.1 爐膛縱切面溫度分布結(jié)果及分析

圖2為三種工況下爐膛縱切面溫度分布輪廓圖。由該圖可知:

圖2 各比例下爐膛縱切面溫度分布

(1)從圖中可以看出模擬得到的爐膛出口(分隔屏下部)平均溫度由1 300 K遞減至1 250 K。Christensen KA等人通過實驗證實K2SO4是在650～900℃區(qū)間從氣相結(jié)晶析出，而KCI則是在700℃左右結(jié)晶析出［16］。所以在尾部煙道段KCI、K2SO4尚未析出結(jié)晶以氣相形式存在，可以有效抑制結(jié)渣問題。

(2)爐膛中央燃燒最為劇烈，最高溫度水平出現(xiàn)在燃燒器區(qū)域，隨著爐膛高度的增加，溫度水平逐漸降低。顯然，得到的爐膛溫度分布符合四角切向鍋爐燃燒的規(guī)律。從圖2可以看出，當摻混比例變化時，爐內(nèi)的溫度水平也在變化，隨著摻混比例的提高，燃料的發(fā)熱量降低，爐內(nèi)的溫度水平和燃燒器區(qū)域的最高溫度都隨之降低。

2.2 一次風(fēng)第三層噴口截面熱態(tài)流場結(jié)果及分析

圖3 燃燒區(qū)一次風(fēng)第三層噴口截面流場矢量圖

圖3為三種工況下一次風(fēng)第三層噴口截面熱態(tài)流場矢量圖，從圖中可以明確的看出，在兩層不同截面三個工況下都形成了直徑大小適中的切圓，爐內(nèi)燃料氣流的充滿度較好，形成了較強烈的擾動效果，此時對于燃料氣流的著火條件較好，有利于燃料的燃盡。在貼近墻面的位置出現(xiàn)部分回流現(xiàn)象，這是由于射流噴出后不斷卷吸高溫?zé)煔庑纬裳a氣流。三個工況下的熱態(tài)切圓無論是大小還是位置都相類似，說明混燃比例變化對爐內(nèi)動力場無明顯干擾。

2.3 燃燒區(qū)第三層噴口溫度分布及分析

圖4 燃燒區(qū)一次風(fēng)第三層噴口所在截面的溫度分布圖

圖4為三種工況下燃燒區(qū)一次風(fēng)第三層噴口所在截面的溫度分布圖。從圖中可看出，三個工況下的溫度輪廓線分布相似。可以看到橫截面上存在4個高溫區(qū)，而且這4個高溫區(qū)都集中在壁面附近。這一方面是由于上游射流的沖擊作用使氣流偏斜;另一方面，燃燒器噴口距離爐墻過近，假想切圓很大，溫度升高后，氣流膨脹的作用使得熱態(tài)切圓增加。兩種因素共同作用使得在壁面附近形成高溫區(qū)。從圖中可以清晰的看出，隨著混燃比例的提高，各個位置的溫度呈下降趨勢。

3 結(jié) 論

(1)本文選取了合適的數(shù)學(xué)物理模型和幾何結(jié)構(gòu)模型，對爐內(nèi)流場分布，溫度分布進行了數(shù)值模擬，很好的得到了四角切圓煤粉爐爐內(nèi)流動、傳熱和燃燒特性。模擬計算結(jié)果與鍋爐實際運行情況吻合較好，驗證了計算的合理性。為鍋爐的設(shè)計、運行和改造的提供有益的參考。

(2)綜合速度分布、溫度分布可知:由于鄰角氣流的撞擊和擾動作用，假想切圓直徑較大，火焰容易貼墻，引起結(jié)渣?？紤]結(jié)渣傾向問題，建議采用減小假想切圓直徑、增加一次風(fēng)率的方法來改善貼壁風(fēng)速過高的狀況。

［1］C.Yin，S.Caillat，J.Harion，B.Baudoin，E.Perez.Investigation of the flow，combustion，heat-transfer and emissions from a 609 MW utility tangentially fired pulverized-coal boiler［J］.Fuel，2002，81:997-1006.

［2］S.Belosevic，M.Sijercic，S.Oka，D.Tucakovic.Three dimensional modeling of utility boiler pulverized coal tangentially fired furnace［J］.International Journal of Heat and Mass Transfer，2006，49:3371-3378.

［3］T.Asotani，Y.Yamashita，H.Tominaga，Y.Uesugi，Y.Itaya，S.Mori.Prediction of ignition behavior in a tangentially fired pulverized coal boiler using CFD［J］.Fuel，2008，87:482-490.

［4］劉敦禹，秦明，孫巧群，吳少華.600 MW超超臨界墻式切圓鍋爐燃燒過程數(shù)值模擬［J］.熱能動力工程，2011(01):1001-2060.

［5］錢力庚，樊建人，孫平，等.600 MW鍋爐爐內(nèi)流動與燃燒過程的數(shù)值模擬［J］.動力工程，2001(21):1032-1038.

［6］Yang Y B，Robert Newman，Vida Sharifi，et al.Mathematical modeling of straw combustion in a 38 MW power plant furnace and effect of operating conditions［J］.Fuel，2007，86(1-2):129-142.

［7］Zhou H，Jensen A D，Glarborg P，et al.Formation and reduction of nitric oxide in fixed-bed combustion of straw［J］.Fuel，2006，85(5-6):705-71.

［8］S.R.Gubba，D.B.Ingham，K.J.Larsen.Numerical modelling of the co-firing of pulverised coal and straw in a 300 MW tangentially fired boiler［J］.Fuel Processing Technology，2012:355-359.

［9］X.Wang，H.Tan，Y.Niu，M.Pourkashanian，L.Ma，E.Chen，Y.Liu，Z.Liu，T.Xu.Experimental investigation on biomass co-firing in a 300WM pulverized coal-fired utility furnace in China［J］.Proceedings of the Combustion Institute，2011(33):2725-2733.

［10］鄭昌浩，唐慶，徐旭常，等.采用貼體網(wǎng)格對四角切圓鍋爐三維等溫流場的模擬［J］.中國電機工程學(xué)報，2002，22(7):29-34.

［11］林鵬云，羅永浩，胡瓅元.燃煤電站鍋爐NOx排放影響因素的數(shù)值模擬分析［J］.熱能動力工程，2007，22(5):529-533.

［12］劉忠，閻維平，高正陽，等.超細煤粉的細度對再燃還原NO的影響［J］.中國電機工程學(xué)報，2003，23(10):204-08.

［13］岑可法，樊建人.燃燒流體力學(xué)［M］.北京:水利電力出版社，1991:255-322.

［14］王福軍.計算流體動力學(xué)分析［M］.北京:清華大學(xué)出版社，2004:113-156.

［15］周力行，李力，李榮先，等.爐內(nèi)兩相流動和煤粉燃燒的雙流體—軌道模型［J］.工程熱物理學(xué)報，2001，(22):771-774.

［16］Christensen KA，Stenholm M，Livbjerg H.The Formation of Submicron Aerosol Particles HCI and SO2 in Straw-Fired Boilers［J］.Iournal of Aerosol Science，1998，29:42.