75 t/h循环流化床锅炉气固流动与燃烧的数值模拟

王文洁，凌玲，杨茉

（上海理工大学 能源与动力工程学院，上海 200093）

循环流化床燃烧技术作为一种新的清洁燃烧技术正在被快速发展，虽然其发展历史较短，但已表现出极强的生命力。目前，该技术已取得了相当大的进展，但仍有许多问题尚未被合理解释。国内外已有很多人做了相关研究，如郑成航等[1]研究了300 MW单炉膛大型循环流化床锅炉炉膛影响二次风射程的相关因素；Klimanek等[2]采用拟二维思想对循环流化床立管进行了数值模拟研究；Adamczyk等[3]研究了空气和富氧燃烧下循环流化床的特性；王康健等[4]研究了75 t/h循环流化床污染物的分布情况；张瑞卿等[5]证明了采用简化的煤燃烧机制是合理有效的；王爱军等[6]得到了Fluent软件基本能反映锅炉的实际燃烧这一结论。目前为止，关于循环流化床的研究只限于局部简单研究。

本文利用简化的煤燃烧机制和Fluent软件，找到该炉型在特定燃料下控制NOx的最佳燃烧工况。虽然流化床锅炉系统比普通锅炉简单，但其炉膛内的物料和气体存在着复杂的气固两相流动[7-10]。

图1 75 t/h循环流化床锅炉结构Fig. 1 Structure of 75 t/h circulating fluidized bed boiler

图2 二维结构简图Fig. 2 Diagram of two dimensional structure

1 炉膛物理模型的简化

循环流化床锅炉结构如图1所示。锅炉采用单锅筒、自然循环、集中下降管、平衡通风、绝热式旋风气固分离器以及循环流化床燃烧方式，锅炉本体采用钢架悬吊与钢架支承相结合的承载方式，且利用膨胀系统消除两部分热胀冷缩的较大膨胀位移[11-13]。循环流化床锅炉炉膛一般可以分成两个区域：上部循环流化稀相区和下部鼓泡流化密相区。炉膛稀相区四周布满了膜式水冷壁，下部为一渐缩矩形横截面，最小截面宽度为2 130 mm，深度为 2 130 mm。炉膛布风板、锥段区域及炉膛易磨损区域均铺设有耐火耐磨材料。该锅炉属于中小型循环流化床锅炉，故无独立的外置式换热器，而是采用立管和回料阀的配合来控制循环回料量，从而来调节锅炉的运行负荷。

由锅炉的结构图可以抽象出锅炉的二维结构简图（见图2）和三维结构简图（见图3）。由于计算机内存配置及计算条件的限制，燃烧模拟主要采用二维结构进行模拟计算，可为后续三维燃烧研究提供参考。且通过理论分析可知，对二维炉膛的模拟分析可以给工程实际提供参考[14-16]。流动实验采用三维结构模拟。

该炉膛总高为21 700 mm，炉膛上部为一固定横截面，宽度为 3 130 mm，深度为 6 230 mm，最下部是渐缩矩形横截面，最小截面宽深度均为2 130 mm。炉膛出口布置在炉膛右上侧，炉膛出口宽度为 2 500 mm，下边界与布风板距离为18 300 mm。一次风的进口在炉膛底部，整体考虑为平均进风，进口宽度为2 130 mm。二次风进口对称布置在炉膛两侧，下部离底部（一次风口）距离为 2 600 mm，进口宽度为 160 mm。煤口布置在炉膛左下侧，宽为124 mm，下边界与布风板距离

为1 200 mm。回料口布置在炉膛右下侧，宽度为124 mm，下边界与布风板距离为 1 200 mm。进行网格划分时，对炉膛底部密相区采用了局部网格加密方式，整个炉膛共生成约183 000个网格，网格质量高达0.996。为进一步说明计算结果不受网格数的影响，在模拟计算前，进行了网格无关性验证，即将网格尺寸减小到原来的70%，此时整体网格数变为原先的2倍，炉膛出口的平均努塞尔数未发生变化。

图3 三维结构简图Fig. 3 Diagram of three dimensional structure

2 数学模型的建立

由于该物理模型既有流动，又有换热，还包括颗粒与颗粒、颗粒与气体之间的相互作用，同时该系统处于燃烧状态。故需在原有的质量守恒方程、动量守恒方程、能量守恒方程中增加组分质量守恒方程。所需方程如下：

连续性方程

由该问题为不可压流动，故

x方向动量方程

能量方程

式中：λ为流体的导热系数；Sh为流体的内热源；Φ为由于粘性作用机械能转换为热能的部分，称为耗散函数；为表面力对流体微元体所做的功，一般可以忽略。

其中Dl为扩散系数。

涡黏性模式湍流方程

其中右端项分别表示生成项、耗散项和壁面项。

3 所用燃料及计算模型

该循环流化床锅炉所用燃料为中煤，燃料特性如表1所示。计算用煤粉颗粒直径范围为0.01～4 mm,平均直径为 1 mm，且模拟计算时颗粒直径分布规律符合Rosin-Rammlar分布。利用Fluent 16.0软件进行二维炉膛燃烧的数值模拟时，N-S方程用Simple方法求解，炉膛内的湍流模拟采用Realizable κ-ε方程，壁面处采用壁面函数法处理，燃烧反应模型选非预混燃烧模型，且炉膛内部颗粒及其燃烧产物存在自身辐射和散射，故选用P-1辐射模型，对于内部的气固物质燃烧模型采用了混合分率–概率密度函数模型（PDF）。污染物的生成考虑NOx，由于炉膛的燃烧效应，这里主要考虑热力型NOx和燃料型NOx的生成。挥发分析出选用单步析出模型，焦炭燃烧选用动力扩散模型，类似于煤粉炉的模拟，这里还采用了离散项模型。

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

由于离散格式的不同对计算的收敛性有很大影响，故在对空间项相关方程离散时选取了适当的离散格式。为了提高数值计算结果的精度，对动量方程、湍动能方程、湍动能耗散率方程采用了二阶上风差分格式，能量方程以及相关污染物方程采用了Quick格式。为了加快收敛速度，采用Simple方法来处理压力与速度的耦合。

4 工况选择及结果分析

4.1 数值计算初始工况选定

由设计文件的燃料消耗量，初次选定进煤口的煤量为 2 kg/s，进煤温度为 473 K。根据文献[17]，选取燃料循环倍率为10，即循环物料量为20 kg/s。回料颗粒粒径范围为 0.1～2 mm,平均直径为0.5 mm，温度为473 K。根据燃料消耗量以及燃料成分，选取过量空气系数为1.05，初始一次风速为5.1 m/s，方向竖直向上即+y方向，经预热后温度为473 K；二次风速为45.3 m/s，方向水平对冲，经预热后温度为573 K。

4.2 结果分析

4.2.1 球形颗粒与非球形颗粒流态化对比

循环流化床锅炉炉膛内的流动属于气固流态化流动，其主要原因为从炉膛底部进入的一次风通过与颗粒之间的摩擦形成了拽力，从而使流体通过床层形成了压力降，进而使床层处于膨胀流化阶段，其中的颗粒空间位置不再依靠与其相邻颗粒的接触来维持，绝大多数颗粒处于悬浮翻滚状态，形成了强烈的气固流化混合流动。通过模拟计算，跟踪了平均直径D分别为 0.8，1.2，1.6 mm的颗粒在不同球形度下的流动状态。图4和图5分别为将颗粒处理成球形颗粒、非球形颗粒所得的迹线图。由图4和图5可以明显看出，图4中追踪的3个颗粒出现了不同的流动状态，依次为气体输运、流态翻滚和回落。对比图4和图5中的3个颗粒，均为类似气体输运，由此可知，入炉颗粒的球形度对流态化有很大影响，颗粒球形度越高，相对流态化越好。

4.2.2 气垫 T 型弯头出口结构优势

循环流化床炉内气固两相流动特性与炉膛出口结构密切相关，工程实际中最常用的出口结构有直角弯头和气垫T型弯头，本文对这两种出口结构进行了简要的对比分析。图6和图7分别是采用了直角弯头出口后的颗粒直径追踪迹线图和出口速度分布矢量图。由图6可以发现，虽然炉膛出口处颗粒直径已减小到2 mm以下，但是此处出现了一个漩涡区，见图7，这会明显增加颗粒对出口壁面的磨损，不利于炉膛的正常运行。若采用气垫T型弯头出口，则可以明显增加对气团流动的束缚，增加返混，进而可以增加颗粒与气体的接触概率，有利于提高脱硫效率。所以本文采用气垫T型弯头出口结构进行后续的模拟研究。

图4 单个球形（球形度为1.0）颗粒迹线图Fig.4 Trace of a single spherical particle（the degree of sophericity is 1.0）

图5 单个非球形（球形度为0.5）颗粒迹线图Fig.5 Trace of a single non-spherical particle（the degree of sophericity is 0.5）

4.2.3 颗粒直径对温度场分布的影响

虽然不同结构规模的循环流化床锅炉燃烧所用的颗粒直径都是毫米级的，但是不同的循环流化床锅炉被建造好以后，其最佳燃烧颗粒直径是大不相同的。燃料颗粒直径的变化将显著影响温度场的分布，进而会对污染物生成率及场分布产生影响。这里主要讨论NOx的场分布情况。图8和图9（见下页）分别是额定物料和粗物料在x= 0 mm处NOx随炉膛高度的分布图，通过观察可以发现两者在二次风口附近浓度分布明显不同。这是因为当采用额定颗粒尺寸时，物料的流化传热条件较好，在二次风口上部有明显的气流回流，这样使原先的NOx被大量还原，由此可知良好的气流组织可以明显地减少NOx的生成。图10（见下页）是采用额定物料颗粒直径所得到的温度场分布图；图11（见下页）是采用了煤粉颗粒直径范围0.02～8 mm、平均颗粒直径2 mm、回料颗粒直径范围0.01～4 mm、平均颗粒直径为1 mm所得的温度场分布图。观察图10不难发现，温度场分布呈现不对称性，这是由于给煤粒径与循环回料粒径不相同所造成的，且可以明显观察到二次风射流对上下物料的强烈卷吸作用，这样有利炉膛高温区对物料的传热，有助于充分燃烧和控制污染物的排放。观察图11可以发现，随着燃烧颗粒直径的增大，二次风对燃烧的卷吸作用减弱，且颗粒燃烧反应明显被推迟，这与颗粒的直径变大、预热所需燃烧时间变长、挥发份析出变缓等因素有关。这一结果与前人试验结果一致[4,9]。

图6 直角弯头出口颗粒直径迹线图Fig.6 Particle diameter trace at the right angle elbow exit

图7 直角弯头结构出口处速度矢量图Fig.7 Velocity vector at the right angle elbow exit

图8 额定物料x = 0 mm处NOx 分布Fig.8 NOx distribution of rated material at x = 0 mm

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

图10 额定物料温度分布Fig.10 Rated material temperature distribution

4.2.4 过量空气系数对 NOx生成量的影响

由于气流的组织形式对污染物的生成有重大影响，其中除给料直径分布与回料直径分布影响外，过量空气系数的选择对炉膛内气流组织起了决定性的作用。接下来，研究过量空气系数对NOx生成量的影响。在此保持物料和回料的直径分布以及初始设置不变，且一、二次风风量比例选为1∶1来进行控制变量。表2为4组具体计算工况及相应工况下出口NOx质量百分数。从表2可以看出，随着过量空气系数从1.05变化到1.20，出口NOx质量百分数先下降后上升，由此可知为了合理控制NOx的生成量，该锅炉炉膛的过量空气系数宜选在1.10～1.15之间，这一模拟计算结果与前人的试验结果是吻合的。进一步计算确定了最佳过量空气系数可选为1.12，且通过模拟计算已确定了一、二次风的比例选为1∶1较为合适，故确定其为该锅炉的最佳工况。该工况的确定考虑了入炉颗粒直径的分布，一、二次风配比及过量空气系数的选择。

图11 粗物料温度分布Fig.11 Coarse material temperature distribution

表2 模拟工况Tab.2 Simulated working conditions

5 结 论

对75 t/h循环流化床锅炉流动与燃烧进行数值模拟，最初对参数设置进行了相关检验，同时研究了球形颗粒与非球形颗粒对流态化这一现象的影响。与直角弯头出口结构相比，气垫T型弯头出口结构具有明显优势，颗粒直径变化对炉膛温度场分布及污染物生成均有影响。最后通过控制变量法研究了过量空气系数对NOx生成量的影响。为了有效控制NOx生成量，确定了该锅炉炉膛的过量空气系数宜选在1.10～1.15之间，最佳燃烧工况宜取一、二次风的比例为1∶1，过量空气系数为1.12。该研究结果对实际工程问题具有参考价值。