母玉 路義萍 朱凌波 葛亞軍

摘 要：爐膛煙氣溫度是表征鍋爐運行安全性及經(jīng)濟(jì)性的重要監(jiān)測參數(shù)之一，對其進(jìn)行研究具有重要意義。以前墻布置兩旋流燃燒器的35t/h工業(yè)試驗煤粉爐爐膛為研究對象，兩燃燒器噴口布置于前墻水冷壁表面，在75%、60%負(fù)荷運行下進(jìn)行實驗，測得爐內(nèi)煙氣溫度數(shù)據(jù)，然后，建立了爐膛與燃燒器一體化模型，基于CFD原理，數(shù)值模擬耦合求解傳熱、流動及燃燒等控制方程組，得到不同負(fù)荷下的煙氣溫度分布特點。結(jié)果表明，在二次風(fēng)旋流擴散高度范圍內(nèi)，以燃燒器中心軸線所在高度處為中心，煙氣面平均溫度分布呈現(xiàn)近似“V”型劇烈升高;數(shù)值模擬結(jié)果誤差在兩負(fù)荷下分別為9.1%、5.1%。為同類型工業(yè)煤粉鍋爐爐膛溫度測量提供參考數(shù)據(jù)。

關(guān)鍵詞：溫度場; 旋流燃燒器結(jié)構(gòu); 數(shù)值模擬; 工業(yè)煤粉爐爐膛

DOI：10.15938/j.jhust.2021.03.007

中圖分類號： TK09

文獻(xiàn)標(biāo)志碼： A

文章編號： 1007-2683（2021）03-0045-06

Study on Temperature Field in a Pulverized Coal-fired

Furnace with Two Swirling Burners on the Front Wall

MU Yu， LU Yi-ping， ZHU Ling-Bo， GE Ya-jiu

（ School of Mechanical & Power Engineering， Harbin University of Science and Technology， Harbin 150080， China）

Abstract：The temperature of flue gas in furnace is one of the important monitoring parameters for boiler security and economical efficiency， and the research into this topic is of great importance. Taking the furnace in a 35t/h industry pulverized coal boiler with two swirl burners on the front wall as an example， the nozzle of two burners were placed on the surface of the water-cooled tube diameter located， and the gas temperature test in the furnace under 75% and 60% loads was performed. Then， the geometry of the CFD model of the furnace and burner combined was established. Based on CFD principle， the numerical simulation of control quitions was conducted and the characteristics of temperature distribution was obtained under above-mentioned operating conditions. The results indicated that the area-weighted average gas temperature rose sharply in form of about “V” type in the cyclone diffusion space of secondary air， and the temperature was lower at the position of the burner center axis located， the maximum relative errors of simulation results were 9.1% and 5.1% respectively. This study provided a reference for the test of the gas temperature in the same type industrial pulverized coal boiler.

Keywords：temperature field; structure of centerfeeding cyclone burner; numerical simulation; industry pulverized coal furnace

0 引 言

燃燒器結(jié)構(gòu)及其配風(fēng)對工業(yè)煤粉爐爐膛中的溫度場、溫度分布特征、煙氣排放特點、鍋爐效率或能耗有直接影響，一直是多年來的研究熱點問題。近年來，隨著節(jié)能及環(huán)保要求指標(biāo)不斷提高，煤粉工業(yè)鍋爐，包括鏈條爐改造成的煤粉爐，作為典型高耗能工業(yè)設(shè)備，由于其煤粉燃燒技術(shù)，特別是旋流燃燒器，對鍋爐高效、安全、穩(wěn)定、低排放運行起決定性作用，越來越受到廣泛關(guān)注。對于噸位相對小的工業(yè)煤粉鍋爐不同于電站鍋爐，爐膛高度及深度受限[1]，燃燒組織更困難，同時要兼顧非常嚴(yán)格的污染物控制要求，近年來圍繞鍋爐低氮燃燒目標(biāo)，將旋流燃燒器與煤粉工業(yè)鍋爐（包括鏈條爐改造成的煤粉爐）爐膛作為整體，研究其內(nèi)部煙氣溫度場分布特征與燃燒器及負(fù)荷及污染物排放量間的關(guān)系，對于同類型工業(yè)煤粉鍋爐爐膛主燃區(qū)溫度及排放物檢測具有重要參考及指導(dǎo)意義。近年來，圍繞煤粉工業(yè)鍋爐主要開展了空氣深度分級技術(shù)改變二、三次風(fēng)風(fēng)率[2]、燃燒器結(jié)構(gòu)改造試驗[3]研究;文[4]針對燃燒器四角和四墻兩個切向配風(fēng)系統(tǒng)，研究了多尺度分級燃燒時熱流場及其他燃燒特性;文[5]針對350MW切圓燃燒的煤粉爐膛采用商用軟件同時輔以前后處理自編程序，結(jié)果表明模擬計算結(jié)果較準(zhǔn)確，可用該方法模擬計算鍋爐不同運行負(fù)荷時的燃燒特性，減少實驗測試的成本;文[6]針對工業(yè)煤粉鍋爐進(jìn)行了燃燒數(shù)值模擬，得到了速度、溫度和各燃燒產(chǎn)物組分濃度分布;文[7]研究了一次風(fēng)對燃煤鍋爐爐內(nèi)煤粉顆粒分布的影響，指出按照設(shè)計工況下的一次風(fēng)量供風(fēng)時，煤粉顆粒分布最佳。總之，目前針對煤粉鍋爐爐膛多數(shù)采用CFD模擬方法，得到爐膛內(nèi)的煙氣速度、溫度和各燃燒產(chǎn)物組分（CO、NO等）濃度分布。溫度場是表征燃燒過程的主要內(nèi)容之一，目前的研究不再像早期，將流場及燃燒、傳質(zhì)過程簡化處理，基于假想面的區(qū)域法輻射傳熱模型[8-9]，或分區(qū)段Hottel熱力計算方法[10]以滿足工程上快速獲取溫度結(jié)果為目的。近年來，隨計算技術(shù)軟硬件的發(fā)展，通常采用真實鍋爐爐膛，連同全部的多物理場協(xié)同計算。

本研究以前期工廠試驗用案例：前墻布置兩旋流燃燒器的35t/h試驗煤粉爐爐膛，連同燃燒器結(jié)構(gòu)為研究對象，共同建立物理模型，利用CFD Fluent16.0版本軟件，進(jìn)行多物理場耦合求解，采用數(shù)

值模擬與局部試驗相結(jié)合方法，主要揭示了煤粉爐爐膛主燃區(qū)煙氣面平均溫度沿高度方向分布與旋流流場匹配的特點，并進(jìn)行煙溫計算誤差分析，為同類研究提供參考數(shù)據(jù)。

1 物理模型建立及網(wǎng)格劃分

為保證計算的準(zhǔn)確性，利用相關(guān)軟件建立爐膛連同兩燃燒器一體化的物理模型，使?fàn)t膛入口旋流流場更符合實際情況。計算域在x（深）、y（高）、z（寬）方向尺寸分別為4.370×13.115×（±2.120），單位m，前墻布置的兩只燃燒器位于同一水平高度y=4.35m處，燃燒器噴口直接布置于前墻水冷壁向火面，見圖1。圖2給出了燃燒器結(jié)構(gòu)及其與爐膛間的相對位置CAD圖。

燃燒器中心風(fēng)管內(nèi)裝有點火裝置（見圖2），中心風(fēng)管外為一次風(fēng)道，一次風(fēng)道主要作用為直流送粉;一次風(fēng)道上裝有錐形噴口;一次風(fēng)道外圍為環(huán)形內(nèi)、外二次風(fēng)道，以實現(xiàn)分級送風(fēng)方式;內(nèi)外二次風(fēng)道中分別均勻布置多個固定導(dǎo)向葉片。燃燒配風(fēng)全部由兩燃燒器提供。

區(qū)域離散時，采用ICEM軟件劃分結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，對于物理量梯度變化較大的燃燒器與主燃區(qū)，相應(yīng)網(wǎng)格進(jìn)行加密處理，近壁面處網(wǎng)格加密，使無因次距離Y+滿足湍流要求，還進(jìn)行了網(wǎng)格無關(guān)性驗證，最終，各分塊區(qū)域的網(wǎng)格總數(shù)為230萬，燃燒器局部網(wǎng)格如圖3所示。

2 數(shù)值計算模型及條件

煤粉和空氣經(jīng)燃燒器進(jìn)入爐膛后，同時進(jìn)行氣固多相湍流流動、化學(xué)燃燒反應(yīng)放熱、傳熱與傳質(zhì)擴散等復(fù)雜過程。本研究利用 FLUENT 16.0版本軟件模擬計算爐膛內(nèi)穩(wěn)態(tài)燃燒過程，具體模型選擇如下：質(zhì)量、動量、能量及組分通用控制方程見式（1），氣相湍流選用Realizable k-ε模型，它是一種補充旋流修正的的相對較新的k-ε湍流模型[11]，見式（2）與（3），輻射傳熱選用球諧函數(shù)分布法的P1近似方法，其熱流量計算見式（4）[11]，氣固兩相流動選用拉格朗日坐標(biāo)系下的隨機顆粒軌道模型，顆粒的運動方程見式（5），由于煤粉顆粒的特殊性質(zhì)，本文研究湍流燃燒模型采用的是非預(yù)混燃燒模型，即混合分?jǐn)?shù)-概率密度函數(shù)（PDF）模型，該模型的反應(yīng)機理不需要研究者定義，而是通過者化學(xué)平衡計算來完成守恒量的求解。恰當(dāng)?shù)倪x用揮發(fā)分析出模型，可以很大程度上提高鍋爐燃燒過程模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性。本文模型為采用的是雙競爭反應(yīng)熱解模型。熱解反應(yīng)速率都服從Arrhenius定律，見式（6），焦炭燃燒采用動力/擴散控制反應(yīng)速率模型，見式（7）、（8）[11-12]。

div（ρUφ）=div（Γgradφ）+S（1）

xi（ρkui）=xj（μ+μtσk）kxj+Gk+Gb-ρε-YM+Sk（2）

xi（ρεui）=xj（μ+μtσε）εxj+ρC1Sε-

ρC2ε2k+vε+C1εεkC3εGb+Sε（3）

qr=-13（α+σs）-CσsSymbolQC@G（4）

dupdxi=FD（u-up）+gx（ρp-ρ）ρp+Fx（5）

kn=Anexp（-E/RTp），n=1，2（6）

dmpdxi=-ApPoxDoRDo+R（7）

dmpdxi=-ApρRT∞XoxMoxDoRDo+R（8）

式中：ρ為氣相密度;U為速度矢量;φ為通用控制變量;xi、xj為位置坐標(biāo);i、j數(shù)值1～3，其他均為行業(yè)通用變量符號。

采用后處理方式，在已經(jīng)收斂的穩(wěn)定場中對 NO 生成進(jìn)行計算預(yù)測。NOx是一氧化氮（NO）、二氧化氮（NO2）和一氧化亞氮（N2O）的統(tǒng)稱，生成主要有三種途徑：熱力型、瞬時型與燃料型，瞬時型占比很小，采用先忽略后修正的計算方法，鍋爐內(nèi)NO 在氮氧化物中含量占到 90%以上甚至 95%，因此，只計算熱力型和燃料型 NO 。熱力型 NOx的生成依賴于爐內(nèi)的溫度和氧氣量等環(huán)境，通過擴展型澤爾多維奇（Zeldovich）機理（即：N2+O→NO+N，N+O2→NO+O，N+OH→NO+H）對其進(jìn)行計算[13]，燃料型 NOx來源于燃料中的揮發(fā)分N和焦炭N，對其生成的計算采用De Soete提出的模型[14]。煤樣工業(yè)分析和元素分析見表1、表2。

求解條件及方法如下：燃燒器各入口采用速度入口邊界條件，鍋爐不同運行負(fù)荷工況下總風(fēng)量及煤粉量不同，燃燒模擬時主要參數(shù)見表3;為了保證爐內(nèi)煤粉與空氣的混合及燃燒充分，對內(nèi)外二次風(fēng)分配變化進(jìn)行了預(yù)數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)一次風(fēng)送風(fēng)量為運行工況下總風(fēng)量的20%，內(nèi)外二次風(fēng)風(fēng)量占比相同，均為40%時燃燒特性相對較好，為比較方便，給出該種配風(fēng)參數(shù)情況下的計算結(jié)果。爐膛出口選取壓力出口邊界條件，靜壓數(shù)值-50Pa。爐膛壁面分為兩段，采用恒壁溫設(shè)置，冷灰斗區(qū)溫度為143℃，其上部溫度設(shè)置為254℃，按照常規(guī)方法，比16MPa壓力下的飽和溫度增加50℃。

上述離散后的控制代數(shù)方程組，采用基于壓力求解器的分離、隱式求解方案，具體求解時壓力與速度間的耦合采用SIMPLE[15]算法，近壁面處采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。在上述求解條件下，經(jīng)多次調(diào)試，獲得網(wǎng)格獨立的穩(wěn)定收斂解。

3 數(shù)值計算結(jié)果及分析

3.1 計算結(jié)果準(zhǔn)確性分析

數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)本鍋爐100%負(fù)荷運行時爐膛的深度小于該旋流燃燒器火焰長度，在實際運行時，如果后墻附近的水冷壁面持續(xù)處于高溫環(huán)境，會導(dǎo)致結(jié)渣、爆管等問題的產(chǎn)生，本鍋爐僅限于低負(fù)荷調(diào)峰用。為突出主題，本文僅分析75%與60%負(fù)荷下，煤粉鍋爐爐膛溫度場計算結(jié)果。

在上述兩工況下，廠方試驗者在邊界層區(qū)及主流區(qū)共測量了13個測點，在同一點多次測量取平均值。在爐膛上部前墻y=10.5m處，在預(yù)開設(shè)的孔中插入單層遮熱罩抽氣式熱電偶進(jìn)行穩(wěn)態(tài)溫度測量，測點位置x坐標(biāo)如圖4所示，得到了煙氣溫度穩(wěn)態(tài)讀數(shù);數(shù)值計算時設(shè)置與實驗位置對應(yīng)的檢測數(shù)據(jù)點，輸出模擬得到的煙氣溫度，采用逐點實驗測量修正值與數(shù)值模擬結(jié)果比較的方法。參考單層遮熱罩抽氣式熱電偶本身誤差為4.88%[16]，采用本行業(yè)中常用手段，用該誤差對直接測量值進(jìn)行修正，獲得Ttest數(shù)值。為驗證數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性，將相同條件下爐膛中對應(yīng)點上的煙氣溫度數(shù)值模擬結(jié)果Tsim與修正后的試驗測量數(shù)據(jù)Ttest進(jìn)行對比，與文[17]不同。

由圖4計算可知，75%、60%負(fù)荷時，數(shù)值模擬最大誤差分別為9.1%與5.1%，隨負(fù)荷減小而變小，原因是采用熱電偶測溫時，在熱電偶節(jié)點熱平衡計算公式（1）中，隨負(fù)荷降低，第二項中的輻射熱交換量減少，Tam為周圍介質(zhì)的平均溫度，兩種輻射時熱節(jié)點表面處于旺盛湍流狀態(tài)下，對流換熱系數(shù)h基本不變;兩種負(fù)荷下，Tsim與Ttest變化趨勢相同;靠近壁面邊界層處，溫度隨坐標(biāo)變化的斜率較大，但離開壁面0.07m后，Tsim與Ttest變化都很小，相同點處Tsim>Ttest，與文[18]結(jié)論一致，由輻射換熱計算采用的P-1模型引起。

Tf=Ttest+εC0[（Ttest/100）4-（Tam/100）4]/h（9）

考慮鍋爐溫度場計算過程極其復(fù)雜，需要針對氣固多相湍流流動、化學(xué)燃燒放熱反應(yīng)、輻射傳熱與傳質(zhì)擴散復(fù)雜過程的多種模型方程進(jìn)行數(shù)值計算，各種模型本身、模型方程離散方法、計算機數(shù)值計算過程均存在誤差，整個過程中的溫度數(shù)值計算最大誤差為9.1%，可認(rèn)為本次溫度場模擬結(jié)果較準(zhǔn)確。

3.2 沿高度方向截面溫度分布計算結(jié)果及分析

為了清晰展示兩燃燒器布置方案各截面上的溫度分布特征，創(chuàng)建了高度方向垂直于y軸的33個水平截面，其中之一經(jīng)過兩燃燒器中心軸線y=4.35m，還創(chuàng)建了垂直于前墻并經(jīng)過一燃燒器中心軸線z=0.85m的垂直剖面（見圖1）。圖5給出了在75%、60%負(fù)荷時，水平截面的煙氣溫度變化云圖。

由圖5可知，在75%負(fù)荷工況時，燃燒器噴出的煤粉在其中心軸所在面y=4.35m附近相互射流摻混、激烈燃燒，火焰相互交織連在一起，該面最高溫度位于z=0處，噴口附近溫度急劇變化，局部超過1800K;水平方向上兩側(cè)墻的溫度基本呈現(xiàn)對稱趨勢，由于前墻布置旋流燃燒器的軸向射流速度大于噴口氣流徑向擴散速度，爐膛中燃燼區(qū)的燃燒反應(yīng)均在靠近后墻較近處完成，燃燒器所在的前墻與后墻之間煙氣溫差明顯，且隨截面位置而變化，燃燒器正對主燃區(qū)后墻處溫度低于燃燼區(qū)后墻溫度，負(fù)荷降低到60%運行時，旋流燃燒器之間的相互作用也十分明顯，火焰高溫區(qū)域面積及長度、向兩側(cè)墻擴散均減小，隨負(fù)荷降低，前后墻表面煙氣溫差降低明顯。

圖6給出了在60%負(fù)荷時，垂直前墻z=0.85m截面的煙氣溫度分布及局部煙氣速度矢量分布云圖。為便于觀察，圖中局部渦流區(qū)采用黑色線圈出。由圖6可知，煤粉沿燃燒器徑向呈現(xiàn)分級擴散、卷吸回流燃燒特征明顯，并且距離燃燒器噴口較近低溫處，揮發(fā)分首先析出、著火，氣態(tài)物質(zhì)燃燒反應(yīng)較快，煙氣溫度低于1200K，隨負(fù)荷增加，峰值溫度數(shù)值增加，峰值對應(yīng)位置x坐標(biāo)變大。隨后，煙氣溫度降低，對應(yīng)燃燒器的二次空氣與煙氣混合物回流加熱區(qū)段，產(chǎn)生回流的主要原因是：在燃燒器噴口末端，類似于鈍體結(jié)構(gòu)[19-20]斷面突增，產(chǎn)生了反向壓力作用。然后，焦碳析出，并從揮發(fā)分燃燒產(chǎn)生的局部高溫區(qū)吸收熱量后，開始著火，溫度劇烈升高，上述過程與燃燒理論相一致。

對于前墻布置燃燒器的鍋爐爐膛燃燒偏向后墻，是否能夠安全燃燒取決于后墻表面是否形成結(jié)渣，導(dǎo)致爐內(nèi)傳熱惡化;此外，調(diào)節(jié)燃燒器軸向氣固流速，多級燃燒，可重新組織氣流，達(dá)到高效安全燃燒的目的。

為展示前墻布置旋流燃燒鍋爐沿爐膛高度方向溫度變化特征，圖7給出了數(shù)值模擬計算得到的各水平截面的煙氣面平均（Area-weighted average）溫度變化曲線。本文采用旋流燃燒器與爐膛一體化物理模型，使得氣固兩相流動特征不失真，可得到與旋流燃燒器流場相匹配的溫度場特征。

由圖7可知，在灰斗區(qū)，均是隨離開爐底距離增加，煙氣溫度逐漸升高，燃燒反應(yīng)發(fā)生在主燃區(qū)及相鄰燃燼區(qū)處，其煙氣面平均溫度較高;溫度沿高度方向變化趨勢不隨負(fù)荷而改變，且溫度數(shù)值隨著負(fù)荷升高而增大，與理論分析一致;在主燃區(qū)，一次風(fēng)所在中心截面y=4.35m附近溫度較低，原因是一次風(fēng)與煤粉燃料的入口溫度較低，燃燒反應(yīng)的加熱升溫及不完全燃燒過程均圍繞中心軸線展開，分別在高度為3.8m、5m處附近燃燒最強，火焰溫度急劇增高，達(dá)到溫度峰值，而峰值位置附近溫度梯度都非常大，原因是隨旋流半徑（約0.65m）增加，二次風(fēng)漸漸補入，煤粉和空氣的混合越來越充分，燃燒放熱反應(yīng)劇烈（見圖6中結(jié)構(gòu)局部放大部分），即主燃區(qū)，在二次風(fēng)旋流擴散高度范圍內(nèi)，以燃燒器中心軸線所在高度處為中心，煙氣面平均溫度分布呈現(xiàn)近似“V”型變化，當(dāng)物理模型中不包含旋流燃燒器，或煤粉及空氣采用勻速進(jìn)口條件時，則不能得到該種溫度分布，與文[8]中采用基于假想面的zone分區(qū)法，得到的煤粉爐膛一維溫度分布特征區(qū)別明顯。燃燼區(qū)中，沿爐膛高度方向溫度先降低，然后變化相對平緩;靠近出口區(qū)附近，溫度急劇降低。

5 結(jié) 論

采用CFD數(shù)值模擬方法，以35t/h工業(yè)煤粉爐膛為例，研究了前墻旋流燃燒器的鍋爐爐膛負(fù)荷變化時的煙氣溫度分布，得出結(jié)論：

1）兩旋向相同的旋流燃燒器噴口直接布置于前墻水冷壁所在面，在主燃區(qū)，燃燒器一次風(fēng)中心軸所在高度處，煙氣溫度較低，隨二次風(fēng)旋流半徑增大，煙氣面平均溫度沿高度方向呈近似“V”型急劇升高，溫度場與旋流流場相匹配;

2）采用文中的相關(guān)模型及模擬方法，隨負(fù)荷由75%降低到60%，爐內(nèi)煙氣溫度模擬計算誤差由9.1%降低到5.1%。

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（編輯：溫澤宇）