魏二萌，王世川，黃海鵬，鄧雨生，鄒斌斌，吳曉蘭，樓 波

?

CFB鍋爐摻燒石油焦數(shù)值模擬

魏二萌1，王世川2，黃海鵬2，鄧雨生2，鄒斌斌2，吳曉蘭2，樓 波1

（1.華南理工大學(xué)電力學(xué)院，廣東 廣州 510641： 2.中國石化集團(tuán)茂名石油化工有限公司，廣東 茂名 525000）

對某石化廠循環(huán)流化床（CFB）鍋爐摻燒石油焦進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，探討了不同運(yùn)行參數(shù)及摻混比例工況下，爐內(nèi)流場、溫度場、組分場的分布情況。模擬結(jié)果顯示：隨著一次風(fēng)的增加，二次風(fēng)的減少，爐膛“環(huán)核”流場從前墻向后墻偏移；在風(fēng)煤比8:1模擬條件及布風(fēng)板和一、二次風(fēng)風(fēng)量分別為155、31、62 m3/h時能形成理想的中心“環(huán)核”流，減少對水冷壁的沖刷磨損；石油焦的摻燒，推遲了煤的著火，但著火后期燃燒加劇，CO2體積分?jǐn)?shù)增加；隨著石油焦摻混比例的增加，石油焦高熱值、低揮發(fā)分的作用凸顯，爐膛整體溫度有所升高，高溫區(qū)域增大且向上移動；實(shí)際鍋爐運(yùn)行中摻燒比在50%以內(nèi)并保持合適的一、二次風(fēng)有助于鍋爐安全運(yùn)行。

CFB鍋爐；摻燒；石油焦；溫度場；煙氣組分；數(shù)值模擬

隨著石油煉制工業(yè)的發(fā)展，作為煉油工藝的副產(chǎn)品，石油焦產(chǎn)量逐年增加。依據(jù)硫含量石油焦可分為高硫焦和低硫焦，低硫焦（含硫＜3.0%）常用于電解鋁、煉鐵等工業(yè)中制作石墨電極及生產(chǎn)碳素制品；高硫焦（含硫＞3.0%）主要用于動力燃料及水泥工業(yè)燃料等。然而，石油焦作為燃料時，其著火溫度較高，燃盡時間長，屬難燃燃料。循環(huán)流化床（CFB）鍋爐具有燃料適應(yīng)性廣與污染低的優(yōu)點(diǎn)，將石油焦與煤在CFB鍋爐混燃，既能綜合利用石油焦資源，又能減少環(huán)境污染，是合理有效利用石油焦的一個重要途徑。

很多學(xué)者對石油焦的燃燒特性及CFB鍋爐中摻燒石油焦做了試驗(yàn)研究。廖正祝[1]、王鳳君[2]、沈伯雄[3]等對煤與石油焦及其混合燃料進(jìn)行了熱重分析，認(rèn)為石油焦的燃燒特性介于煙煤和無煙煤之間，煙煤中加入石油焦后，燃燒效率得到提高。吳正舜[4]、Han[5]、Chen[6]等人研究了石油焦在CFB鍋爐上的燃燒特性，結(jié)果顯示石油焦與煤的混合燃料在CFB鍋爐中燃燒效果明顯優(yōu)于純焦燃燒。鄧雨生[7-8]在440 t/h的CFB鍋爐上對石油焦與煤進(jìn)行了混燃研究，結(jié)果表明，燃燒側(cè)與汽水側(cè)參數(shù)都能維持穩(wěn)定，鍋爐效率可達(dá)92.8%。王文選[9-11]、張中林[12]、段倫博[13]、Cui[14]、Duan[15]等人探討了煤和石油焦不同摻混比例下污染物的排放特性。目前CFB鍋爐摻混石油焦主要集中在試驗(yàn)方面，運(yùn)用數(shù)值模擬方法研究燃燒過程中流場的變化報道較少。

本文針對某石化廠440 t/h的CFB鍋爐，采用數(shù)值模擬軟件模擬石油焦的摻燒對CFB鍋爐爐內(nèi)流場的影響，探討了不同摻混比例下混合燃料在CFB鍋爐中的燃燒過程，以期為CFB鍋爐摻燒石油焦的實(shí)際運(yùn)行提供參考。

1 研究對象

某石化廠CFB鍋爐型號為FW-410-12.5-530-CCFB，由美國FW（Foster Wheeler）公司制造，為中間再熱、單汽包自然循環(huán)、全鋼結(jié)構(gòu)、島式布置，采用緊湊型水冷分離器，以及爐內(nèi)脫硫方式。CFB鍋爐整體結(jié)構(gòu)如圖1所示。

鍋爐主要分為稀相區(qū)和密相區(qū)兩部分：稀相區(qū)沿正方向布置六道梯形防磨梁，鍋爐尾部出口位置靠近爐膛兩側(cè)墻，為長矩形；16個二次風(fēng)口布置在密相區(qū)內(nèi)，其中前墻11個，后墻5個；一次風(fēng)口13個，其中前墻9個，后墻4個。另一路風(fēng)從底部布風(fēng)板風(fēng)帽進(jìn)入。鍋爐采用前墻集中給煤方式，4個給煤口布置在一、二次風(fēng)口中間，沿方向上均勻布置。2個旋風(fēng)分離器把爐膛出口與6個回料口連接起來。

圖1 鍋爐結(jié)構(gòu)及網(wǎng)格劃分

2 數(shù)值模擬

2.1 網(wǎng)格劃分

周新宇[16]等研究了網(wǎng)格尺寸對CFB數(shù)值模擬的影響，結(jié)果表明網(wǎng)格劃分質(zhì)量的優(yōu)劣直接影響到求解結(jié)果的合理性與求解精度。由于密相區(qū)布置了進(jìn)料口、一二次風(fēng)口、回料口等多個進(jìn)口，結(jié)構(gòu)復(fù)雜，因此密相區(qū)采用混合四面體非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，進(jìn)口處進(jìn)行局部加密處理，網(wǎng)格數(shù)量約為60萬；稀相區(qū)結(jié)構(gòu)相對簡單，采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)量約為80萬。兩部分網(wǎng)格采用interface進(jìn)行耦合。為兼顧求解的計(jì)算量和計(jì)算精度，最終確定網(wǎng)格總數(shù)約為126萬。

2.2 數(shù)學(xué)模型

本文采用非預(yù)混燃燒模型模擬燃料燃燒，利用有限容積法離散微分方程，一階迎風(fēng)格式離散對流項(xiàng)，SAMPLE算法求解N-S方程。燃燒模擬中氣固相的湍流計(jì)算采用標(biāo)準(zhǔn)湍流模型，用P-1輻射模型計(jì)算輻射傳熱，焦炭燃燒采用動力/擴(kuò)散控制反應(yīng)速率模型，揮發(fā)分析出采用兩步競爭反應(yīng)模型，顆粒追蹤采用基于拉格朗日的隨機(jī)軌道方法[17-18]。

對于煤和石油焦兩種燃料，實(shí)際燃燒中通常是將兩種燃料混合后經(jīng)進(jìn)料口送入爐膛燃燒，因此本文按照不同摻混比例將石油焦與煤粉的組分進(jìn)行混合計(jì)算，把石油焦與煤粉的混合物定義為燃料流，氧化劑為空氣。煤和石油焦的元素分析、工業(yè)分析和發(fā)熱量測量結(jié)果見表1。

混合分?jǐn)?shù)的定義及輸運(yùn)方程如下：

表1 煤與石油焦燃料基本參數(shù)

Tab.1 Basic parameters of the coal and petroleum coke

2.3 邊界條件及模擬工況

氧化劑進(jìn)口設(shè)置為速度入口，燃料進(jìn)口設(shè)置質(zhì)量入口邊界條件，燃料總量40 t/h，燃料粒徑取平均粒徑1 mm。布風(fēng)板進(jìn)口風(fēng)溫800 K，一、二次風(fēng)溫460 K。爐膛出口采用壓力出口，爐膛壁面采用標(biāo)準(zhǔn)壁面，無滑移邊界條件，熱交換條件為第二類邊界條件，即溫度邊界條件，設(shè)置壁面溫度為650 K，壁面輻射率為1。

鍋爐模擬主要關(guān)注石油焦摻混的燃燒情況，因此不考慮爐內(nèi)脫硫。此外，由于外循環(huán)不完整，本文通過編寫UDF來實(shí)現(xiàn)，即把出口與回料口用UDF連接起來。用Define-Adjust和Define-Injection宏來統(tǒng)計(jì)出口未燃燒顆粒的質(zhì)量流量、溫度等并賦值到回料口來實(shí)現(xiàn)循環(huán)燃燒。

本文分別對純煤在不同運(yùn)行參數(shù)下的流場和爐內(nèi)燃燒情況，以及不同摻混比例下的爐內(nèi)燃燒情況進(jìn)行數(shù)值模擬。對純煤的模擬中，保持風(fēng)煤比，布風(fēng)板流化風(fēng)不變，改變一、二次風(fēng)的配比。對不同摻混質(zhì)量比下的爐內(nèi)燃燒，分為摻混質(zhì)量比10%、20%、30%、40%、50%、60%、70%共7種工況，混合燃料模擬的一、二次風(fēng)比例選取工況C，此工況流場較為理想。具體模擬工況見表2。

表2 模擬工況

Tab.2 The simulation conditions

3 結(jié)果與討論

3.1 一、二次風(fēng)對爐膛流場的影響

圖2為A、B、C、D、E工況在純煤條件并保持風(fēng)煤比8:1不變情況下，不同一、二次風(fēng)配比的爐膛中部速度云圖。由圖2可以看出：隨著一次風(fēng)的減少和二次風(fēng)的增加，“環(huán)核”流場整體從前墻向后墻偏移，導(dǎo)致前墻回流區(qū)域增大，后墻速度場較大，發(fā)展到上升氣流沖刷水冷壁；工況C也即布風(fēng)板和一、二次風(fēng)風(fēng)量分別為155.31、62 m3/h時流場相對較好，流速較大區(qū)域集中在爐膛中部，有助于燃料集中在該區(qū)域穩(wěn)定燃燒，減少爐膛水冷壁兩側(cè)磨損，有利于鍋爐穩(wěn)定運(yùn)行。

圖2 不同條件下爐膛中部截面速度云圖

另外，圖2中工況2和工況4是石油焦摻燒質(zhì)量比為20%和40%，一、二次風(fēng)與工況C相同條件下的速度云圖。從圖2可以看出，工況2和工況4速度場與工況C相似，可見摻燒比例對流場的影響很小。因此，在后面的石油焦與煤的模擬中，選取流場分布較好的工況C作為比較工況，并以一、二次風(fēng)配比作為混合燃料燃燒模擬的運(yùn)行參數(shù)。

3.2 一、二次風(fēng)對爐內(nèi)溫度場的影響

圖3為爐膛深度方向溫度分布云圖。由圖3可以看出：一、二次風(fēng)混合后，帶動煤顆粒向上流動；在一次風(fēng)口高度附近，煤粉開始燃燒，在密相區(qū)和稀相區(qū)交界附近形成局部高溫，最高溫度達(dá)到1 250 K，然后沿爐膛高度方向溫度逐漸降低，直到1 100 K后趨于穩(wěn)定；隨著一次風(fēng)的增加和二次風(fēng)的減少，爐膛局部高溫區(qū)域逐漸向后墻偏移，主要受一、二次風(fēng)影響，“環(huán)核”流場從前墻向后墻偏移所致，工況C的“環(huán)核”流左右兩邊分布對稱均勻，熱量分布也較均勻，與圖2中工況C的速度場相對應(yīng)。

圖3 爐膛深度方向（Z= –6 000 mm）溫度云圖

3.3 摻燒比例對爐內(nèi)溫度場的影響

圖4為不同摻燒比例條件下的溫度云圖。由 圖4可以看出：高溫區(qū)域主要集中在密相區(qū)，稀相區(qū)溫度分布較均勻；但隨著石油焦摻燒質(zhì)量比的增加，爐內(nèi)高溫區(qū)域及局部最高溫度逐漸增加。對比摻燒工況1和工況3可知，當(dāng)石油焦摻燒質(zhì)量比從10%增加到30%時，爐內(nèi)燃燒局部高溫區(qū)域無明顯增加；當(dāng)摻燒質(zhì)量比增加到50%時，高溫區(qū)域增大，且高溫上升，局部高溫達(dá)到1 300 K。

圖4 不同摻燒比條件下（x=3 400 mm）溫度云圖

相比于煙煤，石油焦因揮發(fā)分低著火溫度較高。隨著石油焦摻燒比例的增加，石油焦在混合燃料中的比重增加，前期著火區(qū)域溫度相對較低，而在爐膛密相區(qū)上部區(qū)域，因石油焦熱值高而使高溫區(qū)域的溫度越來越高，高溫區(qū)域也逐漸擴(kuò)大并且上移，爐膛溫度會有所升高。

3.4 摻燒質(zhì)量比對煙氣組分場的影響

O2及CO2的份額是反應(yīng)鍋爐內(nèi)燃燒情況的重要參考依據(jù)。圖5、圖6為摻燒比例0%、20%、40%、60%的混合燃料沿爐膛高度方向上的O2和CO2體積分?jǐn)?shù)分布曲線。從圖5、圖6可以看出：隨著石油焦摻燒質(zhì)量比的增加，O2和CO2體積分?jǐn)?shù)整體變化趨勢與純煤燃燒情況下相似，但不同爐膛高度上數(shù)值有所差異；爐膛底部是密相區(qū)，這里充滿物料和一、二次風(fēng)，所以從圖5可以看到爐膛高度3 m附近O2體積分?jǐn)?shù)有所上升，主要是本文二次風(fēng)口在 3 m位置，由于二次風(fēng)的加入，O2體積分?jǐn)?shù)上升，加劇了燃燒，同時石油焦著火后易破碎，高度3 m之后CO2體積分?jǐn)?shù)增加較快。

圖5 O2體積分?jǐn)?shù)分布

圖6 CO2體積分?jǐn)?shù)分布

在5 m密相區(qū)與稀相區(qū)交界，CO2體積分?jǐn)?shù)最高；在5 m到爐膛出口處22 m的爐膛高度上，O2體積分?jǐn)?shù)先增加后降低，CO2體積分?jǐn)?shù)則相反，主要原因是5 m之后，燃料進(jìn)入稀相區(qū)，燃料質(zhì)量濃度降低，氧氣消耗量有所減少，O2體積分?jǐn)?shù)升高；隨后受回流影響，上升顆粒與回流顆粒碰撞，物料質(zhì)量濃度增加，消耗氧氣量有所增加，O2體積分?jǐn)?shù)降低。

在爐膛上部，顆粒流動主要分為兩部分，一部分受爐膛出口氣流進(jìn)旋風(fēng)分離器的外循環(huán)影響，另一部分物料撞擊爐膛頂部后形成內(nèi)環(huán)流，在22 m以上的爐膛高度上，出現(xiàn)物料質(zhì)量濃度先低后高和O2體積分?jǐn)?shù)先上升后下降的現(xiàn)象。

隨著石油焦摻燒質(zhì)量比的增加，在密相區(qū)同一高度上，燃料的著火推遲，CO2體積分?jǐn)?shù)降低。此外，由于石油焦揮發(fā)分較少，并且其比表面積、孔體積等比煙煤小[3]，不利于燃盡過程，因此，隨著石油焦摻燒質(zhì)量比的增加，在5 m到15 m的爐膛同一高度上，CO2生成體積分?jǐn)?shù)降低。15 m之后，因石油焦含碳量高，可燃成分比例高，石油焦摻燒質(zhì)量比高燃料氧量低，又使CO2體積分?jǐn)?shù)增高。

4 工業(yè)試驗(yàn)

為了更好地驗(yàn)證數(shù)值模擬結(jié)果，提取不同摻混質(zhì)量比的混合燃料運(yùn)行數(shù)據(jù)進(jìn)行對比，表3為試驗(yàn)測得不同摻燒質(zhì)量比下的床溫以及對應(yīng)點(diǎn)模擬值比較。其中，鍋爐床層周圍布置8個測溫點(diǎn)，試驗(yàn)床溫1取8個測溫點(diǎn)的平均值；模擬床溫2取與測溫點(diǎn)同等高度截面的溫度平均值。

表3 不同摻燒質(zhì)量比下試驗(yàn)值與模擬值

Tab.3 The experimental and simulated values of bed temperature at different blending ratios

由表3可見，模擬床溫與試驗(yàn)床溫相差50 ℃左右，本文所模擬的工況比較接近實(shí)際鍋爐運(yùn)行情況。此外，實(shí)際鍋爐運(yùn)行中，前墻磨損嚴(yán)重，特別是前墻兩角的水冷壁磨損消耗較大，但隨著一次風(fēng)的減少，二次風(fēng)的增加，爐膛磨損逐漸向后墻偏移，這與模擬結(jié)果相吻合。由此說明本文數(shù)值模擬不僅能較準(zhǔn)確模擬量爐膛流場走向，還可以為實(shí)際鍋爐運(yùn)行提供技術(shù)指導(dǎo)。

5 結(jié) 論

1）數(shù)值模擬表明，CFB鍋爐流動速度場呈“環(huán)核”流動。在保持過量空氣系數(shù)不變時，適當(dāng)增加一次風(fēng)，減少二次風(fēng)，有助于“環(huán)核”流場向爐膛中心移動，減少對水冷壁的沖刷磨損，但一次風(fēng)增加過多，會使流場整體向后墻偏移。布風(fēng)板和一、二次風(fēng)風(fēng)量分別為155、31、62 m3/h時，流場整 體居中。

2）燃料在鍋爐中燃燒時，高溫區(qū)域集中在密相區(qū)，在此區(qū)域燃料燃燒劇烈，O2體積分?jǐn)?shù)較低，CO2體積分?jǐn)?shù)較高；而在稀相區(qū)，溫度分布較均勻，O2和CO2體積分?jǐn)?shù)受外部大循環(huán)和內(nèi)部環(huán)流小循環(huán)影響，出現(xiàn)上下波動；隨著石油焦摻燒質(zhì)量比的增加，燃燒后期同一位置因可燃成分比例高，石油焦摻燒質(zhì)量比高的燃料的氧體積分?jǐn)?shù)低，CO2體積分?jǐn)?shù)增高。

3）石油焦的摻燒，在前期主要推遲煤的著火，后期則加劇煤的燃燒。隨著摻燒石油焦質(zhì)量比的增加，高溫燃燒區(qū)域增大，鍋爐整體溫度有所升高，溫度過高將影響鍋爐安全運(yùn)行。因此，實(shí)際鍋爐中合適的摻混質(zhì)量比（50%以內(nèi)）和一、二次風(fēng)配比有助于鍋爐安全穩(wěn)定運(yùn)行。

［1］ 廖正祝, 田紅. 石油焦與煤混燒特性及動力學(xué)[J]. 潔凈煤技術(shù), 2013, 19(6): 71-75. LIAO Zhengzhu, TIAN Hong. Co-combustion thermogravimetric experimental study of petroleum coke and coal[J]. Clean Coal Technology, 2013, 19(6): 71-75.

［2］ 王鳳君, 趙長遂. 煤和石油焦混合燃料在循環(huán)流化床中的燃燒特性[J]. 電站系統(tǒng)工程, 2004, 20(4): 35-36. WANG Fengjun, ZHAO Changsui. Research on ignition and burnout characteristics of mixed fuels of petroleum coke and coal in CFB combustor[J]. Power System Engineering, 2004, 20(4): 35-36.

［3］ 沈伯雄, 劉德昌, 陸繼東. 石油焦著火和燃燒燃燼特性的試驗(yàn)研究[J]. 石油煉制與化工, 2000, 31(10): 60-64. SHEN Boxiong, LIU Dechang, LU Jidong. Study on ignition and combustion of petroleum coke[J]. Petroleum Processing and Petrochemicals, 2000, 31(10): 60-64.

［4］ 吳正舜, 張春林, 陳漢平, 等. 石油焦的燃燒特性[J]. 化工學(xué)報, 2001, 52(9): 834-837.WU Zhengshun, ZHANG Chunlin, CHEN Hanping, et al. Combustion characteristic of petroleum coke[J]. CIESC Journal, 2001, 52(9): 834-837.

［5］ HAN D T, SONG Z C, XU T. Feasibility of combustion of petroleum coke in 230 t/h circulating fluidized bed boiler[J]. Journal of China University of Mining and Technology, 2003, 13(2): 136-141.

［6］ CHEN J, LU X. Progress of petroleum coke combusting in circulating fluidized bed boilers: a review and future perspectives[J]. Resources Conservation & Recycling, 2007, 49(3): 203-216.

［7］ 鄧雨生, 崔健, 鄭文凱, 等. 混燃石油焦CFB鍋爐汞排放特性研究[J]. 熱能與動力工程, 2018, 33(4): 76-81. DENG Yusheng, CUI Jian, ZHENG Wenkai, et al. Study of the mercury emission characteristics of a CFB boiler burning coal blended with petroleum coke[J]. Journal of Engineering for Thermal Energy and Power, 2018, 33(4): 76-81.

［8］ 鄧雨生, 于川, 吳曉蘭, 等. 410 t/h循環(huán)流化床鍋爐煤焦混燒熱力性能試驗(yàn)研究[J]. 能源研究與利用, 2007(3): 13-17. DENG Yusheng, YU Chuan, WU Xiaolan, et al. Experimental study on thermal performance of 410 t/h CFB boiler blended with petroleum cok[J]. Energy Research & Utilization, 2007(3): 13-17.

［9］ 王文選, 王鳳君, 韓松, 等. 循環(huán)流化床中石油焦與煤混合燃燒N2O排放特性研究[J]. 中國電機(jī)工程學(xué)報, 2004, 24(7): 236-240. WANG Wenxuan, WANG Fengjun, HAN Song, et al. A research on N2O emission of petroleum coke combustion blending with coal in CFB[J]. Processings of the CSEE, 2004, 24(7): 236-240.

［10］ 王文選, 張守玉, 王鳳君, 等. 循環(huán)流化床中石油焦與煤混合燃燒NO排放特性[J]. 煤炭轉(zhuǎn)化, 2003, 26(4): 60-64.WANG Wenxuan, ZHANG Shouyu, WANG Fengjun, et al. Study on NO emission of petroleum coke combustion blending with coal in CFB[J]. Coal Conversion, 2003, 26(4): 60-64.

［11］ 王文選, 王鳳君, 韓松, 等. 循環(huán)流化床中石油焦與煤混合燃燒SO2排放特性研究[J]. 燃燒科學(xué)與技術(shù), 2003, 9(6): 507-510. WANG Wenxuan, WANG Fengjun, HAN Song, et al. Investigation on SO2emission of petroleum coke combustion blending with coal in CFB[J]. Journal of Combustion Science and Technology, 2003, 9(6): 507-510.

［12］ 張中林, 陳曉平. 440 t/h CFB鍋爐摻燒石油焦二氧化硫排放特性研究[J]. 熱能動力工程, 2012, 27(4): 455-458. ZHANG Zhonglin, CHEN Xiaoping. Study of the SO2emission characteristics of a 440 t/h circulating fluidized bed boiler burning coal mixed and diluted with petroleum coke[J]. Journal of Engineering for Thermal Energy and Power, 2012, 27(4): 455-458.

［13］ 段倫博, 陳曉平, 梁財, 等. 以煤焦混合物為燃料的循環(huán)流化床鍋爐SO2排放特性[J]. 化工學(xué)報, 2008, 59(3): 728-734. DUAN Lunbo, CHEN Xiaoping, LIANG Cai, et al. SO2emission characteristics of circulating fluidized bed boiler co-firing coal and petroleum coke[J]. Journal of Chemical Industry and Engineering (China), 2008, 59(3): 728-734.

［14］ CUI J, DUAN L, JIANG Y, et al. Migration and emission of mercury from circulating fluidized bed boilers co-firing petroleum coke and coal[J]. Fuel, 2018, 215: 638-646.

［15］ DUAN L, CUI J, JIANG Y, et al. Partitioning behavior of Arsenic in circulating fluidized bed boilers co-firing petroleum coke and coal[J]. Fuel Processing Technology, 2017, 166: 107-114.

［16］ 周新宇, 高金森, 徐春明, 等. 網(wǎng)格尺寸對循環(huán)流化床內(nèi)氣固兩相流動的影響[J]. 現(xiàn)代化工, 2012, 32(1): 86-89. ZHOU Xinyu, GAO Jinsen, XU Chunming, et al. Effect of grid size on gas-solid two-phase flow in a circulating fluidized bed[J]. Modern Engineering, 2012, 32(1): 86-89.

［17］ 樓波, 羅玉和. 回轉(zhuǎn)窯內(nèi)生物質(zhì)高溫空氣燃燒過程數(shù)值模擬[J]. 太陽能學(xué)報, 2010, 31(9): 1106-1111. LOU Bo, LUO Yuhe. Numerical simulation of high temperature air combustion process of biomass in rotary kiln[J]. Journal of Solar Energy, 2010, 31(9): 1106-1111.

［18］ 宋健斐, 王迪, 張慧敏, 等. 新型半干式旋流脫硫塔內(nèi)氣固兩相流的數(shù)值模擬研究[J]. 現(xiàn)代化工, 2017, 37(2): 184-187. SONG Jianfei, WANG Di, ZHANG Huimin, et al. Numerical simulation of gas-solid two-phase flow in a new semi-dry cyclone desulfurization tower[J]. Modern Engineering, 2017, 37(2): 184-187

Numerical simulation on co-firing petroleum coke in CFB boiler

WEI Ermeng1, WANG Shichuan2, HUANG Haipeng2, DENG Yusheng2, ZOU Binbin2, WU Xiaolan2, LOU Bo1

(1. School of Electric Power, South China University of Technology, Guangzhou 510641, China; 2. Sinopec Maoming Chemical Co., Ltd., Maoming 525000, China)

Numerical simulation of mixed burning of petroleum coke in a circulating fluidized bed (CFB) boiler in a petrochemical plant was carried out, and the distribution of flow field, temperature field and component field in the furnace under conditions with different operating parameters and mixing ratios were discussed. The simulation results show that, the flow field of the “ring core” of the furnace shifts from the front wall to the backwall with the increase of the primary air volume and the decrease of the secondary air volume. The ideal central “ring core” flow will form and the erosion and abrasion of the water wall may be alleviated when the ratio of air to coal reaches 8:1 and the air distributor ratio as well as the primary air ratio and secondary air ratio are 62.5%, 12.5% and 25%, respectively. Co-firing the petroleum coke postpones the ignition of the coal, but the combustion of the coke is aggravated and the concentration of CO2 increases. The role of petroleum coke in high calorific value and low volatility is highlighted with the increase of mixing proportion of petroleum coke, the temperature in the furnace increases and the high temperature region expands and moves upward. Actually, controlling the mixing rate within 50% and keeping appropriate volume of the primary and secondary air is conducive to safe operation of the boiler.

CFB boiler, co-combustion, petroleum coke, temperature field, flue gas composition, numerical simulation

TK16

A

10.19666/j.rlfd.201810196

魏二萌, 王世川, 黃海鵬, 等. CFB鍋爐摻燒石油焦數(shù)值模擬[J]. 熱力發(fā)電, 2019, 48(5): 71-76. WEI Ermeng, WANG Shichuan, HUANG Haipeng, et al. Numerical simulation on co-firing petroleum coke in CFB boiler[J]. Thermal Power Generation, 2019, 48(5): 71-76.

2018-10-04

廣東省能源清潔利用重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室項(xiàng)目(2013A061401005)

Key Laboratory of Energy Cleaning and Utilization in Guangdong Province (2013A061401005)

魏二萌(1992—)，男，碩士研究生，主要研究方向?yàn)镃FB鍋爐燃燒數(shù)值模擬，779484214@qq.com。

（責(zé)任編輯 馬昕紅）