張呂鴻 ，劉萌萌 ，孫永利 ，3，周雪松 ，2，姜 斌 ，3

（1天津大學(xué)化工學(xué)院，天津 300072；2中國昆侖工程公司，遼寧 遼陽 111000；3天津大學(xué)精餾技術(shù)國家工程研究中心，天津 300072）

循環(huán)流化床鍋爐（circulation fluidized bed boiler，CFBB）因其燃料適用性廣、污染物排放低、燃燒效率高等優(yōu)點(diǎn)，已被廣泛投入商業(yè)運(yùn)行并不斷向著大型化發(fā)展[1]。由于鍋爐體積龐大，一次進(jìn)風(fēng)難以滿足燃燒需求，在鍋爐密相區(qū)四壁通常設(shè)置多個二次風(fēng)進(jìn)口來實(shí)現(xiàn)分級燃燒，降低污染物排放的同時提高燃燒效率。因此在CFB鍋爐的設(shè)計和運(yùn)行過程中，二次風(fēng)口的布置以及相關(guān)運(yùn)行參數(shù)的選擇對燃燒室內(nèi)氣固兩相的混合、擴(kuò)散和燃燒有著密切關(guān)系。許多學(xué)者通過實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬的方法對CFB鍋爐中的復(fù)雜流動行為進(jìn)行了研究[2-4]，楊建華等[5]的實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，提高二次風(fēng)穿透能力的措施包括增大噴口直徑、提高二次風(fēng)速以及提高噴入點(diǎn)的位置等。Knoebig等[6]模擬了大型循環(huán)流化床的氣體組分場，證明爐內(nèi)的不均勻燃燒受到二次風(fēng)口布置、燃料供給和返料等因素的影響。陳繼輝等[7]也對二次風(fēng)的射程進(jìn)行了試驗(yàn)研究和數(shù)值模擬，研究表明，在物料特性與噴口特性一定時，二次風(fēng)射程隨二次風(fēng)風(fēng)速增大而近似成冪函數(shù)增加。鄭成航等[8]的研究表明一次風(fēng)速、顆粒濃度以及噴口角度等對二次風(fēng)射流深度都有影響。馬志剛[9]通過實(shí)驗(yàn)研究和數(shù)值模擬分析了 CFB鍋爐內(nèi)二次風(fēng)各參數(shù)對爐內(nèi)流場分布及壁面磨損的影響，并對鍋爐的設(shè)計和運(yùn)行給出了合理的建議。本文作者將采用歐拉-歐拉雙流體模型對某大型循環(huán)流化床鍋爐二次風(fēng)噴口進(jìn)行改進(jìn)設(shè)計，并對改進(jìn)前后爐膛內(nèi)部固相速度和濃度場分布進(jìn)行比較研究。

1 傳統(tǒng)CFB鍋爐存在的問題

循環(huán)流化床鍋爐中二次風(fēng)的加入對爐內(nèi)兩相流動有著顯著影響[10]，一方面使物料在密相區(qū)可以進(jìn)行預(yù)混和燃燒，維持密相區(qū)床溫，提高鍋爐的負(fù)荷；另一方面可以減少稀相區(qū)的物料濃度，降低稀相區(qū)水冷壁磨損。隨著鍋爐不斷大型化的發(fā)展，二次風(fēng)的射流深度嚴(yán)重影響了爐內(nèi)流場以及燃燒的均勻性。在當(dāng)前常用的二次風(fēng)入口結(jié)構(gòu)下，由于二次風(fēng)不能穿透并擴(kuò)散到爐膛中央?yún)^(qū)域，普遍存在著爐膛中心區(qū)氧濃度偏低而壁面附近為富氧區(qū)的現(xiàn)象，從而導(dǎo)致了由于燃料燃燒不充分而引起的飛灰含碳量高和分離器內(nèi)后燃的問題[11]。因此，為了使二次風(fēng)達(dá)到足夠的穿透能力必須要有足夠高的二次風(fēng)速，以此來保證爐膛中心充足的氧氣供應(yīng)。但是過高的二次風(fēng)速對主氣流的切斷效果也會增大，使顆粒向上流動的能力減弱，從而影響稀相區(qū)的燃燒換熱；另一方面較高的二次風(fēng)速所需風(fēng)機(jī)能耗增大，增大了鍋爐成本。單純地增大二次風(fēng)速不足以解決傳統(tǒng)設(shè)計中二次風(fēng)穿透能力不足的問題，因此需要改進(jìn)設(shè)計來提高二次風(fēng)的穿透能力。

2 CFD模擬計算及結(jié)構(gòu)改進(jìn)方案

2.1 數(shù)學(xué)模型

氣固兩相連續(xù)性方程見式（1）、式（2）。

式中，αi、ρi和vi分別代表各相的體積分率、密度和速度。

動量守恒方程見式（3）、式（4）。

式中，p、ps為氣固相的壓力；τg、τs分別為氣固相應(yīng)力張量；β為相間動量傳遞系數(shù)。

2.2 幾何建模

以國內(nèi)某實(shí)際運(yùn)行的150 MW CFB（圖1）鍋爐為對象建立模型，該爐膛高 36.5 m， 截面尺寸為15.32 m×7.22 m。為簡化計算，底部風(fēng)帽處理為單塊大面積布風(fēng)板，尺寸為15.32 m×4 m。除一次風(fēng)外，在爐膛兩側(cè)布置28個水平二次風(fēng)口，二次風(fēng)口位于距布風(fēng)板高度為1 m和5 m處，直徑為0.32 m。距布風(fēng)板高度1 m處設(shè)置5個給煤口，直徑1 m。布風(fēng)板處為水平零點(diǎn)截面，重力方向?yàn)閆軸負(fù)方向。

分區(qū)域?qū)δＰ瓦M(jìn)行網(wǎng)格劃分，上部采用六面體結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，下部密相區(qū)混合劇烈，因此進(jìn)行加密處理。鑒于本模擬主要針對壁面磨損而進(jìn)行，對近壁區(qū)域模擬精度要求較高，因此在Fluent中對邊界層網(wǎng)格進(jìn)行加密。

所模擬工況為三維非穩(wěn)態(tài)氣固兩相流，采用歐拉雙流體模型，時間步長為0.005 s。Phase Coupled SIMPLE算法耦合流體壓力和速度，一階迎風(fēng)差分格式離散動量和和體積分率方程，湍流模型選用RNGk-ε模型同時采用dispersed多相處理方法，壁面處，氣相選用無滑移邊界條件，固相選用部分滑移條件。本模擬中，爐膛內(nèi)為常壓，燃燒溫度為900℃，固相為直徑0.2 mm的碳顆粒，氣相為空氣，氣固相參數(shù)如表 1。一次風(fēng)、二次風(fēng)、給煤口設(shè)為速度入口，一、二次風(fēng)風(fēng)速由兩種入口風(fēng)量計算給定，出口為壓力出口。顆粒初始填充高度為2.5 m，固相體積分率為0.4。模擬共進(jìn)行35 s，前20 s用來進(jìn)行初始流化，通過觀察爐內(nèi)氣固流化狀態(tài)同時監(jiān)測出口固相流率來判斷流化基本穩(wěn)定，后15 s進(jìn)行時均分析。

表1 模擬參數(shù)

2.3 模型驗(yàn)證

文獻(xiàn)[3]中實(shí)驗(yàn)所用鍋爐與本研究模型大小和負(fù)荷相似，如圖2所示為本研究模擬結(jié)果與文獻(xiàn)實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對比，可見在爐膛中心位置顆粒濃度軸向分布基本一致。密相區(qū)顆粒濃度可達(dá) 100 kg/m3以上，而稀相區(qū)濃度均在50 kg/m3以下，這與鍋爐實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù)[9]也基本相符，因此可認(rèn)為所選模型模擬結(jié)果基本合理，可以用其進(jìn)行進(jìn)一步的計算和分析。

2.4 二次風(fēng)入口改進(jìn)方案

通過模擬的方法考察了不同二次風(fēng)速、不同上下二次風(fēng)配比以及不同床壓降等工況下爐內(nèi)流場及壁面磨損的分布情況，發(fā)現(xiàn)二次風(fēng)的布置對流場分布影響顯著，因此在上述模型的基礎(chǔ)上改進(jìn)二次風(fēng)入口結(jié)構(gòu)。如圖3所示為新型入口結(jié)構(gòu)局部放大圖及俯視圖，前后墻上二次風(fēng)由防磨鋼管送入爐膛，鋼管長度為1.5 m，直徑及安裝高度不變，下二次風(fēng)及側(cè)墻二次風(fēng)口不變。為了減小因二次風(fēng)橫向?qū)_而導(dǎo)致的動量損失和流場分布不均，二次風(fēng)口偏離中心線方向 5°布置。在該結(jié)構(gòu)下，二次風(fēng)總流量不變，其它操作條件及模型設(shè)置均不變，降低二次風(fēng)入口風(fēng)速至150 m/s，觀察爐膛內(nèi)部流場分布情況。

為了定量分析爐膛內(nèi)部流場不均勻性的變化，引入了不均勻度的概念[12]，其計算公式為式（5）。

式中，M為不均勻度；n為軸向截面上計算點(diǎn)數(shù)；ui為軸向截面上i點(diǎn)變量值；為軸向截面上變量平均值。

3 二次風(fēng)入口改進(jìn)效果分析

3.1 二次風(fēng)射流深度的對比分析

圖4為改進(jìn)前后X=0截面處顆粒速度矢量圖，原始入口結(jié)構(gòu)下，二次風(fēng)射流深度遠(yuǎn)達(dá)不到要求，爐膛中間區(qū)域存在明顯的“欠氧區(qū)”，顆粒集中在近壁區(qū)域，這對于燃料的燃燒和壁面的防磨都有著不利的影響。因?yàn)椤扒费鯀^(qū)”的存在使?fàn)t膛中心區(qū)的大顆粒燃料不能充分燃燒，導(dǎo)致整個爐膛的平均顆粒直徑增大，使得水冷壁表面的磨損嚴(yán)重。另外，二次風(fēng)射流深度不夠，固相顆粒集中在近壁區(qū)域，加之過渡區(qū)的大擺動和大渦流使得顆粒間隔的以一定角度對壁面進(jìn)行沖刷和撞擊，從而造成過渡區(qū)較嚴(yán)重的磨損。改進(jìn)的入口結(jié)構(gòu)使二次風(fēng)可以以較小的出口動量進(jìn)入爐膛中心，既達(dá)到了中心需氧量，又降低了風(fēng)機(jī)能耗，達(dá)到節(jié)能的效果。而且燃料顆?？梢栽跔t膛中心充分燃盡，因此也可以減輕對壁面的磨損。

3.2 二次風(fēng)入口改進(jìn)前后的流場對比分析

從圖5可以看出，二次風(fēng)分別以一定角度從前后墻入口進(jìn)入爐膛，減少了氣固相的橫向?qū)_，從而避免了橫向?qū)_引起的氣固分布不均。而且該入口方式可以使氣固相在中心區(qū)域形成小的漩渦流動，這樣的流動狀態(tài)下，中心區(qū)域氣相和固相混合良好，可以達(dá)到很好的燃燒效果。

如圖6所示，在改進(jìn)的二次風(fēng)入口結(jié)構(gòu)下，固相顆粒分布更加均勻，尤其是在下部密相區(qū)和過渡區(qū)，顆粒在中間區(qū)域集中的現(xiàn)象不再那么明顯，氣固相的分布更加均勻。如圖7所示，稀相區(qū)（Z=10 m以上）改進(jìn)后的模型各截面顆粒體積分率不均勻度變化不大，但是下部區(qū)域不均勻度明顯減小，尤其是上二次風(fēng)入口高度（Z=5 m）不均勻度的突越消失，由原來的1.75降到1左右，整個密相區(qū)氣固混合相對均勻。

從圖8中可以看出，改進(jìn)后的二次風(fēng)入口結(jié)構(gòu)改善了大量顆粒在中心區(qū)向下運(yùn)動的情況，但是在兩側(cè)墻的二次風(fēng)仍采用原來的入口方式，因此在側(cè)墻附近的顆粒向上的速度較大，出現(xiàn)了局部不均勻的現(xiàn)象。圖9表明顆粒豎直速度不均勻度均有微小下降，但是在上二次風(fēng)入口高度（Z=5 m）分布不均勻的現(xiàn)象仍比較嚴(yán)重，在下二次風(fēng)入口高度不均勻度甚至有所增大，這是因?yàn)樵摻Y(jié)構(gòu)下入口風(fēng)速較小，下二次風(fēng)穿透深度不夠，加之距離一次風(fēng)布風(fēng)板較近，因此氣固分布不均。新的入口結(jié)構(gòu)完全可以滿足中心區(qū)域和側(cè)墻附近的需氧量，可以考慮取消側(cè)墻二次風(fēng)入口，或者側(cè)墻也采用新的入口結(jié)構(gòu)，來消除這種局部的速度過高。

4 結(jié) 論

針對循環(huán)流化床鍋爐中因二次風(fēng)射流深度不夠而引起的氣固混合不均、燃燒不充分等現(xiàn)象，對入口結(jié)構(gòu)進(jìn)行了改進(jìn)。新的入口結(jié)構(gòu)使得二次風(fēng)可以以較小的出口動量進(jìn)入爐膛中心，既消除了中心“欠氧區(qū)”的存在，又降低了風(fēng)機(jī)能耗，達(dá)到節(jié)能的效果。另外，新的二次風(fēng)入口結(jié)構(gòu)下，爐內(nèi)氣固流場更加均勻，氣固混合更加充分，但是側(cè)墻附近仍存在流場不均的現(xiàn)象，可以考慮取消側(cè)墻二次風(fēng)入口或者改用新結(jié)構(gòu)來消除該現(xiàn)象。

[1]Yue G X，Yang H R，Lu J F，et al.Latest development of CFB boilers in China[C]//Proceedings of the 20th International Conference on Fluidized Bed Combustion，Springer，2010.

[2]Zhang Nan，Lu Bona，Wang Wei，et al.3D CFD simulation of hydrodynamics of a 150 MW circulating fluidized bed boiler[J].Chemical Engineering Journal，2010，162(2)：821-828.

[3]肖顯斌.循環(huán)流化床鍋爐燃燒室多維數(shù)學(xué)模型與試驗(yàn)研究[D].北京：清華大學(xué)，2006.

[4]劉洪鵬，肖劍波，李惟毅，等.65 t/h 高低差速循環(huán)流化床流動特性模擬[J].化工進(jìn)展，2013，32（2）：290-294.

[5]楊建華，楊海瑞，岳光溪.循環(huán)流化床二次風(fēng)射流穿透規(guī)律的試驗(yàn)研究[J].動力工程，2008，28（4）：509-513.

[6]Knoebig Thomas，Werther Joachim.Horizontal reactant injection into large-scale fluidized bed reactors–modeling of secondary air injection into a circulating fluidized bed combustor[J].Chemical Engineering& Technology，1999，22（8）：656-659.

[7]陳繼輝，盧嘯風(fēng)，劉漢周，等.循環(huán)流化床二次風(fēng)射程的數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)[J].動力工程，2007，27（6）：895-898.

[8]鄭成航，程樂鳴，周星龍，等.300MW 單爐膛循環(huán)流化床鍋爐二次風(fēng)射程的數(shù)值模擬[J].動力工程，2009，29（9）：801-805.

[9]馬志剛.無煙煤循環(huán)流化床內(nèi)流動、燃燒與磨損的研究[D].杭州：浙江大學(xué)，2007.

[10]曹昊.循環(huán)流化床鍋爐二次風(fēng)射流軌跡及其影響的數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)研究[D].上海：上海交通大學(xué)，2011.

[11]鄭捷慶，何宏舟，鄒崢，等.二次風(fēng)調(diào)整對CFB 鍋爐飛灰含碳量的影響[J].現(xiàn)代化工，2007，27（2）：447-451.

[12]潘國昌，楊伯極.填料塔進(jìn)料氣體分布器的研究[J].煉油設(shè)計，1995，25（2）：28-32.