王文潔，凌玲，楊茉

（上海理工大學 能源與動力工程學院，上海 200093）

循環(huán)流化床燃燒技術作為一種新的清潔燃燒技術正在被快速發(fā)展，雖然其發(fā)展歷史較短，但已表現出極強的生命力。目前，該技術已取得了相當大的進展，但仍有許多問題尚未被合理解釋。國內外已有很多人做了相關研究，如鄭成航等[1]研究了300 MW單爐膛大型循環(huán)流化床鍋爐爐膛影響二次風射程的相關因素；Klimanek等[2]采用擬二維思想對循環(huán)流化床立管進行了數值模擬研究；Adamczyk等[3]研究了空氣和富氧燃燒下循環(huán)流化床的特性；王康健等[4]研究了75 t/h循環(huán)流化床污染物的分布情況；張瑞卿等[5]證明了采用簡化的煤燃燒機制是合理有效的；王愛軍等[6]得到了Fluent軟件基本能反映鍋爐的實際燃燒這一結論。目前為止，關于循環(huán)流化床的研究只限于局部簡單研究。

本文利用簡化的煤燃燒機制和Fluent軟件，找到該爐型在特定燃料下控制NOx的最佳燃燒工況。雖然流化床鍋爐系統比普通鍋爐簡單，但其爐膛內的物料和氣體存在著復雜的氣固兩相流動[7-10]。

圖1 75 t/h循環(huán)流化床鍋爐結構Fig. 1 Structure of 75 t/h circulating fluidized bed boiler

圖2 二維結構簡圖Fig. 2 Diagram of two dimensional structure

1 爐膛物理模型的簡化

循環(huán)流化床鍋爐結構如圖1所示。鍋爐采用單鍋筒、自然循環(huán)、集中下降管、平衡通風、絕熱式旋風氣固分離器以及循環(huán)流化床燃燒方式，鍋爐本體采用鋼架懸吊與鋼架支承相結合的承載方式，且利用膨脹系統消除兩部分熱脹冷縮的較大膨脹位移[11-13]。循環(huán)流化床鍋爐爐膛一般可以分成兩個區(qū)域：上部循環(huán)流化稀相區(qū)和下部鼓泡流化密相區(qū)。爐膛稀相區(qū)四周布滿了膜式水冷壁，下部為一漸縮矩形橫截面，最小截面寬度為2 130 mm，深度為 2 130 mm。爐膛布風板、錐段區(qū)域及爐膛易磨損區(qū)域均鋪設有耐火耐磨材料。該鍋爐屬于中小型循環(huán)流化床鍋爐，故無獨立的外置式換熱器，而是采用立管和回料閥的配合來控制循環(huán)回料量，從而來調節(jié)鍋爐的運行負荷。

由鍋爐的結構圖可以抽象出鍋爐的二維結構簡圖（見圖2）和三維結構簡圖（見圖3）。由于計算機內存配置及計算條件的限制，燃燒模擬主要采用二維結構進行模擬計算，可為后續(xù)三維燃燒研究提供參考。且通過理論分析可知，對二維爐膛的模擬分析可以給工程實際提供參考[14-16]。流動實驗采用三維結構模擬。

該爐膛總高為21 700 mm，爐膛上部為一固定橫截面，寬度為 3 130 mm，深度為 6 230 mm，最下部是漸縮矩形橫截面，最小截面寬深度均為2 130 mm。爐膛出口布置在爐膛右上側，爐膛出口寬度為 2 500 mm，下邊界與布風板距離為18 300 mm。一次風的進口在爐膛底部，整體考慮為平均進風，進口寬度為2 130 mm。二次風進口對稱布置在爐膛兩側，下部離底部（一次風口）距離為 2 600 mm，進口寬度為 160 mm。煤口布置在爐膛左下側，寬為124 mm，下邊界與布風板距離

為1 200 mm?；亓峡诓贾迷跔t膛右下側，寬度為124 mm，下邊界與布風板距離為 1 200 mm。進行網格劃分時，對爐膛底部密相區(qū)采用了局部網格加密方式，整個爐膛共生成約183 000個網格，網格質量高達0.996。為進一步說明計算結果不受網格數的影響，在模擬計算前，進行了網格無關性驗證，即將網格尺寸減小到原來的70%，此時整體網格數變?yōu)樵鹊?倍，爐膛出口的平均努塞爾數未發(fā)生變化。

圖3 三維結構簡圖Fig. 3 Diagram of three dimensional structure

2 數學模型的建立

由于該物理模型既有流動，又有換熱，還包括顆粒與顆粒、顆粒與氣體之間的相互作用，同時該系統處于燃燒狀態(tài)。故需在原有的質量守恒方程、動量守恒方程、能量守恒方程中增加組分質量守恒方程。所需方程如下：

連續(xù)性方程

由該問題為不可壓流動，故

x方向動量方程

能量方程

式中：λ為流體的導熱系數；Sh為流體的內熱源；Φ為由于粘性作用機械能轉換為熱能的部分，稱為耗散函數；為表面力對流體微元體所做的功，一般可以忽略。

其中Dl為擴散系數。

渦黏性模式湍流方程

其中右端項分別表示生成項、耗散項和壁面項。

3 所用燃料及計算模型

該循環(huán)流化床鍋爐所用燃料為中煤，燃料特性如表1所示。計算用煤粉顆粒直徑范圍為0.01～4 mm,平均直徑為 1 mm，且模擬計算時顆粒直徑分布規(guī)律符合Rosin-Rammlar分布。利用Fluent 16.0軟件進行二維爐膛燃燒的數值模擬時，N-S方程用Simple方法求解，爐膛內的湍流模擬采用Realizable κ-ε方程，壁面處采用壁面函數法處理，燃燒反應模型選非預混燃燒模型，且爐膛內部顆粒及其燃燒產物存在自身輻射和散射，故選用P-1輻射模型，對于內部的氣固物質燃燒模型采用了混合分率–概率密度函數模型（PDF）。污染物的生成考慮NOx，由于爐膛的燃燒效應，這里主要考慮熱力型NOx和燃料型NOx的生成。揮發(fā)分析出選用單步析出模型，焦炭燃燒選用動力擴散模型，類似于煤粉爐的模擬，這里還采用了離散項模型。

表1 中煤的燃料特性Tab.1 Fuel characteristics of coal

由于離散格式的不同對計算的收斂性有很大影響，故在對空間項相關方程離散時選取了適當的離散格式。為了提高數值計算結果的精度，對動量方程、湍動能方程、湍動能耗散率方程采用了二階上風差分格式，能量方程以及相關污染物方程采用了Quick格式。為了加快收斂速度，采用Simple方法來處理壓力與速度的耦合。

4 工況選擇及結果分析

4.1 數值計算初始工況選定

由設計文件的燃料消耗量，初次選定進煤口的煤量為 2 kg/s，進煤溫度為 473 K。根據文獻[17]，選取燃料循環(huán)倍率為10，即循環(huán)物料量為20 kg/s?；亓项w粒粒徑范圍為 0.1～2 mm,平均直徑為0.5 mm，溫度為473 K。根據燃料消耗量以及燃料成分，選取過量空氣系數為1.05，初始一次風速為5.1 m/s，方向豎直向上即+y方向，經預熱后溫度為473 K；二次風速為45.3 m/s，方向水平對沖，經預熱后溫度為573 K。

4.2 結果分析

4.2.1 球形顆粒與非球形顆粒流態(tài)化對比

循環(huán)流化床鍋爐爐膛內的流動屬于氣固流態(tài)化流動，其主要原因為從爐膛底部進入的一次風通過與顆粒之間的摩擦形成了拽力，從而使流體通過床層形成了壓力降，進而使床層處于膨脹流化階段，其中的顆?？臻g位置不再依靠與其相鄰顆粒的接觸來維持，絕大多數顆粒處于懸浮翻滾狀態(tài)，形成了強烈的氣固流化混合流動。通過模擬計算，跟蹤了平均直徑D分別為 0.8，1.2，1.6 mm的顆粒在不同球形度下的流動狀態(tài)。圖4和圖5分別為將顆粒處理成球形顆粒、非球形顆粒所得的跡線圖。由圖4和圖5可以明顯看出，圖4中追蹤的3個顆粒出現了不同的流動狀態(tài)，依次為氣體輸運、流態(tài)翻滾和回落。對比圖4和圖5中的3個顆粒，均為類似氣體輸運，由此可知，入爐顆粒的球形度對流態(tài)化有很大影響，顆粒球形度越高，相對流態(tài)化越好。

4.2.2 氣墊 T 型彎頭出口結構優(yōu)勢

循環(huán)流化床爐內氣固兩相流動特性與爐膛出口結構密切相關，工程實際中最常用的出口結構有直角彎頭和氣墊T型彎頭，本文對這兩種出口結構進行了簡要的對比分析。圖6和圖7分別是采用了直角彎頭出口后的顆粒直徑追蹤跡線圖和出口速度分布矢量圖。由圖6可以發(fā)現，雖然爐膛出口處顆粒直徑已減小到2 mm以下，但是此處出現了一個漩渦區(qū)，見圖7，這會明顯增加顆粒對出口壁面的磨損，不利于爐膛的正常運行。若采用氣墊T型彎頭出口，則可以明顯增加對氣團流動的束縛，增加返混，進而可以增加顆粒與氣體的接觸概率，有利于提高脫硫效率。所以本文采用氣墊T型彎頭出口結構進行后續(xù)的模擬研究。

圖4 單個球形（球形度為1.0）顆粒跡線圖Fig.4 Trace of a single spherical particle（the degree of sophericity is 1.0）

圖5 單個非球形（球形度為0.5）顆粒跡線圖Fig.5 Trace of a single non-spherical particle（the degree of sophericity is 0.5）

4.2.3 顆粒直徑對溫度場分布的影響

雖然不同結構規(guī)模的循環(huán)流化床鍋爐燃燒所用的顆粒直徑都是毫米級的，但是不同的循環(huán)流化床鍋爐被建造好以后，其最佳燃燒顆粒直徑是大不相同的。燃料顆粒直徑的變化將顯著影響溫度場的分布，進而會對污染物生成率及場分布產生影響。這里主要討論NOx的場分布情況。圖8和圖9（見下頁）分別是額定物料和粗物料在x= 0 mm處NOx隨爐膛高度的分布圖，通過觀察可以發(fā)現兩者在二次風口附近濃度分布明顯不同。這是因為當采用額定顆粒尺寸時，物料的流化傳熱條件較好，在二次風口上部有明顯的氣流回流，這樣使原先的NOx被大量還原，由此可知良好的氣流組織可以明顯地減少NOx的生成。圖10（見下頁）是采用額定物料顆粒直徑所得到的溫度場分布圖；圖11（見下頁）是采用了煤粉顆粒直徑范圍0.02～8 mm、平均顆粒直徑2 mm、回料顆粒直徑范圍0.01～4 mm、平均顆粒直徑為1 mm所得的溫度場分布圖。觀察圖10不難發(fā)現，溫度場分布呈現不對稱性，這是由于給煤粒徑與循環(huán)回料粒徑不相同所造成的，且可以明顯觀察到二次風射流對上下物料的強烈卷吸作用，這樣有利爐膛高溫區(qū)對物料的傳熱，有助于充分燃燒和控制污染物的排放。觀察圖11可以發(fā)現，隨著燃燒顆粒直徑的增大，二次風對燃燒的卷吸作用減弱，且顆粒燃燒反應明顯被推遲，這與顆粒的直徑變大、預熱所需燃燒時間變長、揮發(fā)份析出變緩等因素有關。這一結果與前人試驗結果一致[4,9]。

圖6 直角彎頭出口顆粒直徑跡線圖Fig.6 Particle diameter trace at the right angle elbow exit

圖7 直角彎頭結構出口處速度矢量圖Fig.7 Velocity vector at the right angle elbow exit

圖8 額定物料x = 0 mm處NOx 分布Fig.8 NOx distribution of rated material at x = 0 mm

圖9 粗物料x = 0 mm處NOx 分布Fig.9 NOx distribution of coarse material at x = 0 mm

圖10 額定物料溫度分布Fig.10 Rated material temperature distribution

4.2.4 過量空氣系數對 NOx生成量的影響

由于氣流的組織形式對污染物的生成有重大影響，其中除給料直徑分布與回料直徑分布影響外，過量空氣系數的選擇對爐膛內氣流組織起了決定性的作用。接下來，研究過量空氣系數對NOx生成量的影響。在此保持物料和回料的直徑分布以及初始設置不變，且一、二次風風量比例選為1∶1來進行控制變量。表2為4組具體計算工況及相應工況下出口NOx質量百分數。從表2可以看出，隨著過量空氣系數從1.05變化到1.20，出口NOx質量百分數先下降后上升，由此可知為了合理控制NOx的生成量，該鍋爐爐膛的過量空氣系數宜選在1.10～1.15之間，這一模擬計算結果與前人的試驗結果是吻合的。進一步計算確定了最佳過量空氣系數可選為1.12，且通過模擬計算已確定了一、二次風的比例選為1∶1較為合適，故確定其為該鍋爐的最佳工況。該工況的確定考慮了入爐顆粒直徑的分布，一、二次風配比及過量空氣系數的選擇。

圖11 粗物料溫度分布Fig.11 Coarse material temperature distribution

表2 模擬工況Tab.2 Simulated working conditions

5 結 論

對75 t/h循環(huán)流化床鍋爐流動與燃燒進行數值模擬，最初對參數設置進行了相關檢驗，同時研究了球形顆粒與非球形顆粒對流態(tài)化這一現象的影響。與直角彎頭出口結構相比，氣墊T型彎頭出口結構具有明顯優(yōu)勢，顆粒直徑變化對爐膛溫度場分布及污染物生成均有影響。最后通過控制變量法研究了過量空氣系數對NOx生成量的影響。為了有效控制NOx生成量，確定了該鍋爐爐膛的過量空氣系數宜選在1.10～1.15之間，最佳燃燒工況宜取一、二次風的比例為1∶1，過量空氣系數為1.12。該研究結果對實際工程問題具有參考價值。