超临界旋流锅炉炉内空气动力场分布研究

超临界旋流锅炉炉内空气动力场分布研究

0数值模拟与模型验证2012年1月，一家69.60mw大型污水处理厂因其巨大的旋转流建于停炉中，并发现了驱动器的大面积燃烧，给电厂带来了严重的经济损失。并为今后类似类型的蒸汽旋转带提供了巨大的安全风险。为了尽快分析旋流燃烧器大面积烧坏的内在原因,以及提出相应的运行调整方案,本文运用ANSYSFluent14.0软件,对该电厂超临界旋流燃烧炉内的气流场、燃烧场进行了实际运行工况下详细的数值模拟,数值模拟的结果与现场试验结果进行了对比验证,并探讨了单个旋流燃烧空气动力场规律、全炉膛空气动力场规律、不同层旋流燃烧器温度场分布的规律,旋流燃烧器喷口轴线上温度变化的规律,对旋流燃烧器大面积烧坏的原因进行了详细的分析,提出了同类型旋流燃烧器运行的关键预防措施,对今后旋流燃烧器的安全运行提供了理论上的指导,为今后同类型旋流燃烧器的安全、稳定运行具有非常重要的工程意义。1燃充燃发挥及燃烧效果该电厂旋流燃烧器采用东锅自行开发设计的外浓内淡型低NOx旋流煤粉燃烧器,组织对冲燃烧。煤粉燃烧器将燃烧用空气分为四部分:即一次风、内二次风、外二次风(三次风)和中心风。燃烧器的结构见图1。内二次风风道内布置有轴向旋流器,外二次风风道内布置有切向旋流器。内二次风轴向叶片角度为60°,外二次风切向叶片角度为45°。为了进一步降低NOx的排放量,在煤粉燃烧器上方设置了燃烬风以及侧燃烬风。燃烬风及侧燃烬风主要由中心风、外二次风调风器及壳体等组成,中心风为直流风,外二次风为旋流风。中心风通过手柄调整套筒位置来进行风量调节。外二次风通过调节挡板、调风器(开度通过手动调节结构来调节)实现风量的调节。旋流燃烧器采用前后墙对冲燃烧方式布置,总共有36只旋流燃烧器分3层布置在前、后墙上,每层有6只旋流煤粉燃烧器。在前、后墙旋流燃烧器的上方各布置了1层燃烬风,其中每层2只侧燃烬风喷口,6只燃烬风喷口。该电厂3号炉2011年1月6日投入运行,2012年1月17日检修时(运行时间4166h)检查发现旋流燃烧器一次风室耐磨陶瓷脱落,风筒前端烧坏、变形等现象。下层燃烧器损坏相对较轻,中、上层损坏严重。针对旋流燃烧器大面积烧坏的情况,本文开展了3号锅炉在习惯运行工况下全炉膛的热态数值模拟,主要目的是从空气动力场和温度场的角度找出旋流燃烧器烧坏的原因,为今后旋流燃烧器的安全运行提供理论上的指导。2计算模型和方法的数学模型2.1炉硫网格划分对于所计算的炉膛,整个炉膛采用正六面体网格划分,燃烧器的网格划分按照电厂提供实际的参数进行,整个炉膛的几何尺寸与电厂实际的结构保持1∶1对应关系,网格总数约231万。图2和图3是整个炉膛网格划分和燃烧器区域网格划分图。2.2模型建立与分析数值模拟采用三维稳态计算,SIMPLE算法。湍流模型采用了带旋流修正的Realizablek-ε模型;用混合分数-概率密度函数模拟气相湍流燃烧;用P-1辐射模型计算辐射传热;采用双平行竞争反应模型模拟煤粉挥发份的析出;焦炭燃烧采用动力/扩散控制燃烧模型;煤粉颗粒跟踪采用随即轨道方法。动量方程、能量方程、k方程、ε方程均采用二阶迎风格式离散。在边界条件的处理上,燃烧器进口速度采用现场冷态试验结果给定,采用近壁函数法处理近壁区域方程的过渡计算。2.3多煤阶在不同比例下的挥发性锅炉燃用煤种为印尼煤,煤的元素分析和工业分析见表1。灰熔点的数据见表2。从表1和表2可以看出,印尼煤挥发分、硫分、全水分较高,可磨指数较低,挥发分高,爆炸性较强。因此在燃用高挥发份印尼煤时,要控制合理燃烧空气动力场,否则着火提前容易造成旋流燃烧器的烧损。2.4燃烧风扇加热和风速为了尽可能得到旋流燃烧锅炉习惯运行工况下的燃烧情况,数值模拟中旋流燃烧器的风速采用现场试验测量得到。2.5速度、温度和边界条件本文计算了该电厂习惯运行工况下的燃烧过程。在额定负荷下,投入C、D、E、A、F层燃烧器,B层燃烧器备用。燃烧器区域的过量空气系数为0.94,一次风总量为137kg/s,燃烬风总量为111.2kg/s,二次风总量(不含燃烬风)总量为385.6kg/s,实际给煤量为254.66t/h。在本文的数值模拟中,燃烧器、燃烬风和侧燃烬风的入口边界条件采用速度进口条件,入口速度和温度根据电厂习惯运行工况参数给定,其主要目的是为了尽可能的模拟实际运行工况下炉内燃烧场的规律。出口边界条件采用压力出口。煤粉颗粒直径按照Rosin-Rammler方法分布,最小直径为4μm,最大颗粒直径为246μm,平均颗粒直径为51μm,分布指数为1.15,煤粉细度R90=23%。由于全炉膛旋流燃烧的数值模拟,控制方程的强非线性特点,在实际数值模拟中发现,如果一开始耦合所有的控制方程,数值模拟的结果很容易发散。因此,计算迭代时,首先进行冷态下控制方程的求解,包括连续性方程,动量方程。计算迭代5000步时,残差曲线基本不变化时,通过后处理分析冷态下,空气动力场分布的特点,发现旋流燃烧器回流区形成比较合理,没有出现射流偏斜的现象,同时二次风没有出现贴墙,则证明冷态已经收敛,可以进行热态下的数值模拟。在热态数值模拟中,将能量方程收敛的残差设置为10–6,其他控制方程的残差设置为10–3,开始热态下控制方程组的迭代,在迭代的过程中通过设置监视点,包括质量守恒性和能量守恒性的监视,来查看数值模拟迭代收敛的情况。整个数值计算步数超过了100000步,从而保证了整个数值计算的结果已经完全达到稳态。3数值模拟结果与分析3.1旋流燃烧模式为了验证旋流燃烧器空气动力场数值模拟准确性,在现场进行了旋流燃烧器冷态空气动力场试验。试验重点对下层12个旋流燃烧器出口不同距离的截面进行速度场测试,分别距燃烧器出口为1/2D(565mm)、1D(1130mm)、2D(2260mm)、4D(4520mm)、6D(6780mm)的截面,主要测量了轴向速度。由于墙式对冲燃烧器空气动力特性的稳定性和独立性,因此,仅选取C层C4、C5、C6燃烧器进行测量。图4是冷态动力场试验得到的燃烧器出口各截面气流轴向速度分布。图4中不同曲线代表了距离燃烧器喷口不同位置的横截面,分别距燃烧器出口为1/2D、1D、2D、4D、6D的截面,其中D是燃烧器喷口的直径。横坐标表示测点序号(从C4→C6),其中第2点代表C4燃烧器中心线,第12点代表C5燃烧器中心线,第22点代表C6燃烧器中心线。纵坐标表示速度,单位为m/s。图5给出了数值模拟得到的前墙第一层旋流燃烧器速度分布局部放大图。从图5可以看出旋流燃烧器回流区形成的情况。回流区起始的位置大概在0.5m的位置(燃烧器出口位置为0m),稳定的回流区结束的位置为3m(2.1D),因此整个回流区的长度为2.5m。冷态试验中通过在燃烧器出口放置长飘带,观察空气动力场的情况。在离喷口2~3m内,一次风射流刚度比较强;在距离喷口3~5m,飘带逐步发生偏转,末端偏离轴线约600mm。在距离燃烧器1D~1.5D区域的飘带能够明显看到回流现象,表明燃烧器末端卷洗周围热烟气能够正常。因此从图4中现场冷态动力场试验得到,在燃烧器喷口2D以外的截面上没有测量得到稳定的回流区,即实际冷态空气动力场试验得到的回流区的长度为2D,这证明本文数值模拟得到回流区的长度与现场试验吻合比较好,从而验证了数值模拟得到的空气动力场是准确的。从回流区位置和回流区长度来看,回流区起始位置靠近燃烧器出口,这个初步解释了旋流燃烧器大面积烧坏的原因。由于燃用的煤种为挥发份较高的印尼煤(Vdaf的质量分数为40.45%),当回流区起始位置靠近燃烧器出口时,由于强烈的高温烟气辐射热,热态运行中将造成燃烧器附近结渣,或使燃烧器烧坏,并可能使火焰在炉膛中的充满情况变坏。下面将从热态数值模拟得到的温度场的规律,来定量分析旋流燃烧器大面积烧坏的原因。3.2热力模拟对比为了验证全炉膛热态数值模拟结果有效性,本文将数值模拟结果与热力计算结果进行了对比。由于旋流燃烧器烧损,现场试验获得炉膛温度场分布相当困难。因此,本文评估数值模拟结果的准确程度主要是与热力计算的结果进行对比,其中最重要的数据时炉膛出口平均烟温,理论燃烧温度和屏底温度。表3给出了数值模拟与热力计算的对比结果。从表3对比结果可以看出,数值模拟结果与热力计算结果偏差在40~80K,相对偏差在5%以内。除了炉膛出口烟温有较大的偏差,理论最高温度和屏底温度偏差都比较小,考虑到数值模拟本身模型还存在缺陷,表明本文的数值模拟结果具有较高的可行性和准确度。3.3降低烟气温度图6为炉膛中心竖直面上温度场的分布。从温度分布图可以得出,在燃烧器区域温度是最高的,沿着烟气的流向,温度不断降低。在屏式过热器区域,烟气温度降低到1000℃左右,保证了屏式过热器不发生超温的可能。在燃烧器区域,煤粉在燃烧器喷口附近位置就开始着火燃烧,燃烧器喷口附近位置温度普遍比较高,回流区的最高温度达到了1600℃左右,这说明着火过分提前,导致在燃烧器喷口附近位置开始发生剧烈的燃烧过程,由于直接在燃烧器喷口燃烧,所以造成了旋流燃烧器烧损。3.4燃烧温度分布为了找出电厂旋流燃烧器大面积烧坏的原因,继续进行了全炉膛热态下的数值模拟研究。通过分析燃烧器截面上温度场分布的规律,尤其是燃烧器喷口附近温度场的规律,试图得到燃烧器烧坏的内在原因。从图7中可以看出在旋流燃烧器出口附近位置,最高温度能达到800℃左右,由于旋流燃烧器形成的高温回流区,卷席了大量高温气体,使得回流区温度高达1600℃左右。旋流燃烧器附近火焰温度超过800℃,因此强烈的高温气体辐射热烧坏旋流燃烧器。从图7可以得出,在炉膛中心气体温度最高,前墙左右边上的1号和6号旋流燃烧器附近温度比较低。沿着旋流燃烧器宽度方向,温度分布不均匀,中间的燃烧器温度较高,靠近左、右墙的旋流燃烧器温度比较低,说明旋流燃烧器沿着宽度方向的配风不均匀。从图8可以看出,相比第一层旋流燃烧器温度场,第二层旋流燃烧器高温区范围更宽,整体温度水平要高于第一层旋流燃烧器温度水平。在旋流燃烧器出口附近位置,最高温度能达到850℃以上,相比第一层旋流燃烧器,温度高了100℃。从图8也可以看出,前墙和后墙左右边上的1号和6号旋流燃烧器附近温度比较低,这个与第一层旋流燃烧器得到的结果是一致的,说明第二层旋流燃烧器沿着宽度方向的配风不均匀,造成了中间旋流燃烧器空气量多,从而燃烧充分温度高,靠近左、右墙的燃烧器配风不够,燃烧不充分造成温度偏低。从图9可以看出,相比第二层旋流燃烧器温度场,第三层旋流燃烧器高温区范围更宽,整体温度水平要高于第一层和第二层旋流燃烧器温度水平。燃烧器喷口出口的最高温度达到了900℃以上,这个可以解释在现场中发现,上层旋流燃烧器烧坏的程度明显比中下层旋流燃烧器高。因此,通过上面三层旋流燃烧器截面上温度分布的分析可以得出,对于这种DBC-OPCC型旋流燃烧器,中、上层旋流燃烧器的温度明显比下层旋流燃烧器温度高。对于燃用挥发份较高,灰熔点较低的印尼煤时,在保证燃烧稳定的情况下,应该避免出现大的回流区,防止回流区卷吸的高温烟气量过大,造成旋流燃烧器的烧坏。该电厂旋流燃烧器出现大面积烧坏的其中一个原因,是旋流燃烧器内二次风旋流强度过大,造成回流区过大,加上燃用印尼煤,从而加剧了中、上层旋流燃烧器大面积烧坏。从图10可以看出,前墙水冷壁附近的温度比较高,最高温度能达到1600℃。这个可以解释实际检查中发现侧燃烬风附近发现燃烧器严重烧坏,同时水冷壁出现高温结渣。从图11燃烬风旋流燃烧器截面温度分布图可以看出,由于燃烬风风速比较高,射流刚性比较强,回流区明显远离旋流燃烧器,同时看出,在旋流燃烧器附近的位置,火焰温度不高,500~600℃。通过现场检查发现,燃烬风层旋流燃烧器区域,没有出现燃烧器烧坏的情况,水冷壁区域也没有出现高温结渣。燃烬风层温度比下层旋流燃烧器温度低主要原因是在燃烬风层,由于高温气体不断换热,整体温度水平降低,另外燃烬风风速比较高,回流区远离燃烧器出口。正是上述两个原因,燃烬风层燃烧器没有出现烧坏和结渣。通过现场观察和数值模拟结合,充分证实了本文数值模拟的结果是有效的。3.5燃烧温度分布情况为了深入分析旋流燃烧器烧坏的原因,表4~6给出了燃烧器中心截面上,燃烧器喷口轴线上的温度变化速度。通过分析喷口轴线上温度变化速度,尤其是不同层旋流燃烧器轴线上温度变化速度,得到旋流燃烧器回流区内温度变化的规律,以及不同层燃烧器升温速度的变化,从而为燃烧器烧损提供重要的信息,为今后同类型旋流燃烧器科学运行提供理论上的指导。从表4看出,在第一层旋流燃烧器A侧,燃烧器喷口附近1m范围内,截面中心附近的燃烧器升温速度最快,而且越靠近截面中心,升温速度越快。其中4号燃烧器升温速度是最快的,升温速度为322℃/m。这说明在截面中心附近位置是温度变化最剧烈的区域。同时可以看出,A侧左右两边的1号和6号燃烧器,温度变化相对是最慢的。燃烧器喷口1m之外的区域,温度变化逐渐变缓,截面中心的3号和4号燃烧器温度是最高的。B侧第一层旋流燃烧器喷口附近升温速度与A侧类似。截面中心的3号和4号燃烧器中心线上的温度是最高的。3号燃烧器升温速度是最快的,升温速度为452℃/m。B侧第一层3号和4号旋流燃烧器的升温速率要高于A侧第一层4号旋流燃烧器,A、B侧最高升温速率存在一定的偏差,最大偏差达到了130℃/m。A、B侧较高的温度偏差,很容易造成水冷壁吸热不均,从而造成水冷壁爆管的可能性。表5给出了A侧第二层旋流燃烧器喷口附近温度变化速度。在燃烧器喷口附近1m范围内,4号燃烧器温度变化速度最快,升温速度为454℃/m。在燃烧器喷口附近1m范围内,B侧的4号和5号燃烧器温度变化速度最快,4号燃烧器升温速度为473℃/m,5号燃烧器升温速度为473℃/m。B侧4号和5号旋流燃烧器的升温速度是一样的。同时从第二层旋流燃烧器A、B侧最高升温速度看出,B侧最高升温速度比A侧最高升温速度高了19℃/m,相比第一层旋流燃烧器A、B侧的温度偏差,第二层旋流燃烧器温度偏差已经大大减小。表6给出了A侧第三层旋流燃烧器喷口附近温度变化速度。在燃烧器喷口附近1m范围内,4号燃烧器温度变化速度最快,升温速度为392℃/m。通过比较三层旋流燃烧器最高升温速度,可以得出,中、上层旋流燃烧器升温速度逐渐减小,尤其是同层旋流燃烧器A、B侧的升温速度偏差大大减小。升温速度偏差减小,可以避免出现水冷壁因吸热不均,导致的超温爆管的现象。通过上面的定量分析,可以得出,现场旋流燃烧器喷口附近温度升温速度太快,有利于煤粉的着火,但是由于燃用高挥发份的印尼煤,加剧了旋流燃烧器大面积烧损。因此在实际运行过程中,要适当减小内二次风旋流强度,通过减小内二次轴向叶片的角度,来减少卷席高温烟气量,从而降低燃烧器附近的温度,防止旋流燃烧器烧坏,降低水冷壁附近结渣的可能性,同时可以采用提高中心风的速度,使得回流区的起始位置远离燃烧器出口。另外对于挥发份较高的印尼煤,应该适当提高一次风的风速,延缓煤粉着火的速度,使得着火点远离燃烧器喷口附近位置。4燃料改造后的值的模拟分析4.1旋流强度过大造成煤粉退火过快根据上面分析,不难得出在燃用挥发份较高的印尼煤时,由于内二次风旋流强度过大,使得煤粉着火过分提前,造成旋流燃烧器烧损。因此本文改造的方向是减小内二次风旋流强度,将内二次风旋流叶片的角度由设计的60°减小到45°,保持其他参数不变,进行了改造后的数值模拟。4.2内二次风旋流强度对燃烧喷口温度场的影响图12a为改造后第一层旋流燃烧器截面温度分布图。从图12a中可以看出燃烧器喷口的温度由改造前最高800℃降低到700℃左右,降低了100℃,回流区温度降低到1200℃左右,相比改造前回流区最高温度降低了400℃。燃烧器喷口的最大温升速度由改造前的452℃/m降低到370℃/m,降低了82℃/m。由此可见减小内二次风旋流强度,可以显著减小燃烧器喷口和回流区内烟气温度,但是炉膛中心的最高温度变化不大,说明改变内二次风旋流强度,影响的是旋流燃烧器附近和回流区最高温度,不影响烟气的最高温度。从图12b可以看出,在旋流燃烧器出口附近位置,最高温度能达到800℃以上,相比改造前燃烧器喷口温度降低了50℃。回流区的最高温度降低到1280℃左右,炉膛中心的最高温度达到了1800℃左右,这个与改造前变化不大。燃烧器喷口的最大温升速度由改造前的473℃/m降低到395℃/m,降低了78℃/m。图12c为第三层旋流燃烧器截面温度分布图。燃烧器喷口出口的最高温度达到了850℃以上,相比改造前喷口的最高温度降低了50℃,回流区的最高温度降低到1320℃左右。燃烧器喷口的最大温升速度由改造前392℃/m降低到355℃/m,降低了37℃。通过减小内二次风旋流强度,不同层旋流燃烧器喷口最高温度和回流区的最高温度都普遍降低,降低最高幅度达到了400℃,燃烧器喷口的最大温升速度也有较大程度降低。因此内二次风旋流强度对燃烧器喷口温度场起着非常重要的作用,但是改变内二次风旋流强度,没有改变燃烧器截面上最高温度,只是影响了燃烧器截面上温度场的分布。通过本文的改造,显著降低了燃烧器喷口和回流区的最高温度,验证了本文提出的导致旋流燃烧器大面积烧损的关键原因是内二次风旋流强度过大。5不同层旋流燃烧温度分布及变化(1)在习惯运行工况下,冷态数值模拟结果发现,单个旋流燃烧器的回流区的长度,以及回流区的大小与现场冷态动力场试验吻合比较好,验证了数值模拟结果有效性。单个旋流燃烧器回流区起始点靠近燃烧器出口位置,说明这类旋流燃烧器在燃用挥发份较高的印尼煤(Vdaf的质量分数为40.45%)时,存在较大的安全隐患,容易造成燃烧器烧坏和结渣;全炉膛燃烧器截面上速度场分布比较对称,每一个旋流燃烧器回流区大小合适,没有出现二次风贴墙的现象,说明按照习惯运行工况,能够形成比较合理的空气动力学场。可以判断不是空气动力场组织不好造成的旋流燃烧器大面积烧坏。(2)在习惯运行工况下,热态数值模拟结果发现,对于这种DBC-OPCC型旋流燃烧器,中、上层旋流燃烧器的温度明显比下层旋流燃烧器温度高。第三层旋流燃烧器截面上,旋流燃烧器出口附近位置,最高温度能达到900℃以上,回流区的最高温度达到了1700℃以上。由于回流区旋流强大比较大,因此卷吸了大量的高温气体,同时回流区起始点靠近燃烧器出口位置,强烈的高温辐射热造成了旋流燃烧器大面积烧坏;燃烬风层旋流燃烧器区域,没有出现燃烧器烧坏的情况,水冷壁